文/苗金武，劉進(jìn)濤·西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)廠

QCr0.8合金推力室收擴(kuò)段內(nèi)壁模鍛成形

文/苗金武，劉進(jìn)濤·西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)廠

QCr0.8合金不但具有良好的機(jī)械性能，而且具有導(dǎo)電性高（接近鈍銅）、導(dǎo)熱性好（500℃的導(dǎo)熱系數(shù)約為鈍銅的90％）和耐熱性好等優(yōu)異性能。因此，被選作液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)推力室收擴(kuò)段內(nèi)壁、燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)壁等關(guān)鍵零部件的設(shè)計(jì)選材。圖1是液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)中推力室后段內(nèi)壁的鍛件圖，從圖中可知，此鍛件的外輪廓尺寸較大，壁厚尺寸變化大，這給鍛件的鍛造帶來很大困難。如果采用等溫模鍛，則所需噸位應(yīng)在8000t以上，對(duì)成形設(shè)備的要求比較高，且加工周期比較長，給研制、生產(chǎn)帶來許多困難。鑒于以上，若采用對(duì)擊錘模鍛工藝成形法，既節(jié)約設(shè)備資源，縮短研制周期，同時(shí)對(duì)于此類鍛件的實(shí)際生產(chǎn)也具有重要的指導(dǎo)意義。

圖1 推力室后段內(nèi)壁鍛件圖

設(shè)計(jì)計(jì)算

確定原材料尺寸

由圖1可以求出鍛件的質(zhì)量，主要的計(jì)算公式和過程如下：

G＝G鍛+G飛邊+G耗

式中V——鍛件體積，m m3；

V飛——飛邊體積，mm3；

G鍛＝V·ρ；

G飛邊＝V飛·ρ，火燒及欠壓損耗率選為8％。

經(jīng)計(jì)算G＝345kg，坯料尺寸為φ260mm×730mm。

工藝方案

通過對(duì)推力室后段內(nèi)壁分析，結(jié)合對(duì)QCr0.8合金性能研究分析成果和銅合金模鍛生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，制定了兩步模鍛的生產(chǎn)工藝方案，具體工藝如下：

下料→車導(dǎo)圓角→加熱→制坯→修傷→加熱→模鍛。從工步上看，完成該項(xiàng)模鍛件的生產(chǎn)共需兩次加熱，均采用單臺(tái)加熱制度。

鍛造第一火次為制坯工序，選擇在1600t水壓機(jī)上制坯，其制坯的形狀必須充分保證模鍛時(shí)金屬充滿模具型腔，防止裂紋的產(chǎn)生，同時(shí)必須保證模鍛時(shí)各變形區(qū)的變形程度接近一致，并保證變形量大于最小臨界變形量，以防止模鍛件內(nèi)部組織晶粒粗大而影響鍛件的性能。

⑴預(yù)鍛制坯。制坯采取一火完成的工藝方法，制坯模的形狀見圖2a，制坯坯件的尺寸見圖2b。

圖2 制坯模及制坯尺寸

制坯要求一火完成，制坯時(shí)模腔內(nèi)噴刷油基石墨，在制坯時(shí)，每道次下壓量不能過大，以不大于80mm為標(biāo)準(zhǔn)，以防止變形過大造成坯件芯部溫度過高。從圖2b所劃分的變形區(qū)看，1、4 兩個(gè)區(qū)為小變形區(qū)，2、3為中變形區(qū)，5為大變形區(qū)。5區(qū)容易產(chǎn)生熱效應(yīng)，溫度升高，操作時(shí)應(yīng)及時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)模具和坯件，防止2、3區(qū)圓周上分料不勻，造成制坯偏斜，不利于模鍛成形和定位。

⑵模鍛成形。

1）對(duì)擊錘噸位計(jì)算：

用經(jīng)驗(yàn)公式F＝4·S先計(jì)算出所需模鍛錘的噸位F，再計(jì)算出對(duì)擊錘噸位F'。

式中F——模鍛錘噸位，t·m；

S——模鍛件投影面積，m2；

計(jì)算模鍛錘的噸位：

F＝4·S＝4×1/4×π×782＝1.91×104kg

對(duì)擊錘噸位F'

F'＝25F＝1.91×104×25 ＝47.75t·m

由于鍛件飛邊部位尺寸一般比設(shè)計(jì)的尺寸要求大，投影面積相對(duì)加大，所以在選用對(duì)擊錘時(shí)應(yīng)選用不小于48 t·m的對(duì)擊錘。因此，我們?cè)谶x擇對(duì)擊模鍛錘成形該鍛件時(shí)，設(shè)備噸位選用63t·m對(duì)擊錘。

2）模鍛溫度確定。QCr0.8銅合金由（α+β）相組成，含有Fe、Ni、Zn、Mg等微量元素和Pb、S、O等雜質(zhì)元素，當(dāng)這些微量元素或雜質(zhì)與Cu相溶形成固熔體時(shí)可提高合金的強(qiáng)度指標(biāo)值，而塑性值略微降低，對(duì)QCr0.8合金講，由于有Pb的存在，易形成Cu-Pb低熔點(diǎn)共晶體分布在固熔體晶界上，鍛造時(shí)形成熱脆性，而且由于Pb元素的存在增大了合金對(duì)變形速度的敏感性。對(duì)于O、S等元素易和Cu形成脆性氧化物，尤其是在坯件加熱的表面。這種氧化物的熔點(diǎn)較高，在變形時(shí)被擊碎并隨著坯料的流動(dòng)在坯件內(nèi)外表面與模具接觸的表面間形成氧化物粉末，增大了模鍛成形時(shí)金屬表面的摩擦力。由于該合金的含Cr量為0.5％～0.7％，加熱時(shí)隨著加熱溫度的下降，尤其是在中溫即不大于650℃時(shí)，在α相中析出Cr離子的量增加，使合金的塑性和韌性下降，從而在此中溫區(qū)形成了一個(gè)中溫脆性區(qū)，在此中溫區(qū)鍛造很容易產(chǎn)生裂紋，在此中溫區(qū)隨著溫度的降低，變形抗力急劇加大。因此，我們確定QCr0.8合金終鍛溫度為不小于670℃。

該合金加熱爐溫不能過高，由于該合金的塑性較好，在加熱后變形的過程中，一旦變形程度過大或變形速度過快，熱效應(yīng)就會(huì)非常顯著，就有可能引起合金中一些低熔點(diǎn)的雜質(zhì)熔化，使晶粒之間的聯(lián)系發(fā)生破壞。當(dāng)局部溫度超過900℃時(shí)，Cr離子完全溶解于α相中，Cr離子阻礙α相晶粒長大的作用減弱，對(duì)鍛件成形后組織性能會(huì)產(chǎn)生大晶粒的遺傳。因此，我們?cè)阱懺斐尚蜵Cr0.8合金鍛件時(shí)開鍛溫度不大于900℃。

在模鍛時(shí)，坯件必須放平整后，方可進(jìn)行鍛打，在坯件放進(jìn)模腔后應(yīng)掌握輕打原則，施錘速度不能過快，重打和快打雖然對(duì)成形有利，但因變形熱的產(chǎn)生很容易導(dǎo)致局部區(qū)域溫度升高，對(duì)鍛件最終的組織性能不利。模鍛開始應(yīng)及時(shí)清理、吹出型腔內(nèi)的氧化皮，以防止氧化皮在斜面根部堆積，由于該合金的氧化皮是一種比較堅(jiān)硬的氧化物，在變形時(shí)形成粉末粒狀物，鍛造時(shí)在鍛件外表面產(chǎn)生凹坑，影響鍛件的加工尺寸。

變形過程有限元模擬

模具閉合圖見圖3，基于推力室后段內(nèi)壁幾何形狀的軸對(duì)稱及模鍛過程中載荷作用的對(duì)稱性，取其一半進(jìn)行分析，建立有限元模型如圖4所示（圖形左部的邊線表示對(duì)稱軸）。按DEFORM的定義，由上向下依次為上模、工件和下模，其中上模是動(dòng)模，下模是定模。動(dòng)模與定模的初始溫度是300℃，鍛造設(shè)備選用63t·m對(duì)擊錘，鍛件變形過程中，金屬流動(dòng)是在鍛模型腔的控制下發(fā)生變形。

運(yùn)用DEFORM 2D有限元分析軟件模擬推力室后段內(nèi)壁模鍛成形，經(jīng)21次連續(xù)模擬模鍛成形，顯示出QCr0.8合金在鍛模型腔的控制下發(fā)生流動(dòng)是變形的過程，同時(shí)也模擬出工件的溫度變化過程。現(xiàn)從模擬過程中抽取第5次、第10次、第15次和第21次的模鍛成形參數(shù)進(jìn)行如下分析。

圖3 模具閉合圖

圖4 離散化后的坯料表面圖模鍛模擬結(jié)果及分析

圖5 鍛造變形分區(qū)圖

⑴等效應(yīng)變的分布及填充規(guī)律。為了便于分析模鍛變形程度，根據(jù)成形過程預(yù)測(cè)，把鍛件分為三個(gè)區(qū)，分別為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，如圖5所示。

從圖6、7中可以看出，終鍛件內(nèi)應(yīng)變的分布很不均勻，鍛件的等效應(yīng)變的最小值出現(xiàn)在下部區(qū)域（Ⅰ區(qū)），局部區(qū)域等效應(yīng)變值接近30，較大效應(yīng)變值區(qū)域（Ⅲ區(qū)）的最大值卻達(dá)到了140，鍛件內(nèi)的最大最小等效應(yīng)變的差值達(dá)到了110，變形應(yīng)變分布的不均勻性的特點(diǎn)非常明顯。

從圖6、7中可以看出，坯料在填充過程中最顯著的特征就是，在坯料的變形初期階段，當(dāng)Ⅰ區(qū)己經(jīng)充滿時(shí)，Ⅱ、Ⅲ區(qū)的填充還相差許多，特別是Ⅲ區(qū)域邊緣的填充直到變形的最后階段才完成填充。這說明坯料在成形過程中，應(yīng)減少坯料與模具摩擦，避免出現(xiàn)上部區(qū)域的金屬提供不足的現(xiàn)象。在終了變形階段只是為了局部填充，使得整個(gè)模具的受力不均勻，模具局部受力加大，應(yīng)進(jìn)一步提高模具的強(qiáng)度，避免在終鍛期間鍛件產(chǎn)生鍛造缺陷。

圖6 第5次模鍛等效應(yīng)變的分布

圖7 第21次模鍛等效應(yīng)變的分布

⑵鍛造過程的溫度場(chǎng)。從圖8、9中可以看出，因QCr0.8合金的導(dǎo)熱率很高，加上模鍛是在非等溫封閉環(huán)境下進(jìn)行的，坯料在模鍛過程中的溫度差異大，特別是鍛件上部邊緣區(qū)域降溫非常嚴(yán)重。

圖8 第5次模鍛溫度場(chǎng)

圖9 第21次模鍛溫度場(chǎng)

按照模擬工藝，完成了推力室后段內(nèi)壁的模鍛成形試生產(chǎn)，生產(chǎn)出鍛件，并進(jìn)行項(xiàng)目檢查。

性能數(shù)據(jù)及組織分析

性能數(shù)據(jù)分析

由于QCr0.8合金為α+β相合金，合金的強(qiáng)度、塑性值與熱處理制度有很大的關(guān)系，在鍛件退火時(shí)，退火的溫度是一個(gè)關(guān)鍵的參數(shù)，退火溫度偏高，鍛件的強(qiáng)度值就相對(duì)偏低，塑性值就相對(duì)增大；在鍛造成形時(shí)，對(duì)變形程度較大的鍛件，有利于Cr的化合物的析出，而且Cr的化合物的長大，也因較大變形量受到限制，可有效地防止Cr的化合物的偏析，而且變形量越大的鍛件，具有較高的強(qiáng)度，塑性值較低；調(diào)整熱處理制度可有效地改善鍛件的綜合性能，經(jīng)過退火的鍛件，使鍛件的塑性提高25％。QCr0.8合金既可時(shí)效強(qiáng)化又可變形強(qiáng)化，鍛件的變形程度越大，鍛態(tài)的強(qiáng)度值就明顯高于鍛件退火狀態(tài)的強(qiáng)度值。首批試制模鍛件的性能值滿足了標(biāo)準(zhǔn)要求，該項(xiàng)鍛件從飛邊上取樣進(jìn)行性能檢查，數(shù)據(jù)見表2。

表2 鍛件性能數(shù)據(jù)表

從表2數(shù)據(jù)分析看，四根試樣的強(qiáng)度值、屈強(qiáng)值及延伸率的數(shù)據(jù)差別很小，進(jìn)一步表明了模鍛件的變形是均勻的，而且組織均勻。

組織分析

在取樣區(qū)，我們分別從鍛件金屬的主變形方向和垂直于主變形方向切取試片檢查金相組織，分別見圖10和圖11。

圖10 主變形方向的金相組織 ×200

圖11 垂直于主變形方向的金相組織 ×200

由于QCr0.8合金在加熱到始鍛溫度時(shí)，合金組織成分為α相，在保溫足夠的時(shí)間后，合金已處于一種過飽和狀態(tài)，Cr離子及其他微量元素已溶于固溶體。在模鍛開始后，金屬在外力的作用下，發(fā)生變形，隨著溫度的降低和變形力的作用，促使Cr離子和其他溶質(zhì)離子從固溶體中析出；同時(shí)一部分Cr離子和其他溶質(zhì)離子析出并形成偏聚，并在鍛造變形過程中成為β相晶核，促使β相形核、長大，隨著β相晶核的形成和長大過程，就會(huì)導(dǎo)致固溶體（基體）發(fā)生扭曲變形；在變形程度不斷增大的過程中，合金的晶粒不斷得到細(xì)化，破壞了從固溶體中析出的Cr的離子與其他熔質(zhì)元素形成低界面能的共晶體，大大降低了非Cr-Cu共晶體形成趨勢(shì)，防止了“富Cr區(qū)”的產(chǎn)生，防止了在變形過程中鍛件出現(xiàn)開裂；所謂“富Cr區(qū)”就是非Cu基結(jié)構(gòu)的Cr的共晶體富集到某一程度，達(dá)到了使這一區(qū)域具有第二相成分所需的程度，這一區(qū)域Cr離子與基體間沒有真正的界面，界面能幾乎為零，這對(duì)合金的機(jī)械性能有很大的影響，“富Cr區(qū)”的出現(xiàn)會(huì)大大降低合金的塑性；在變形過程中，所析出Cr離子之間的間隔距離對(duì)屈服應(yīng)力值影響很大，一般情況，間隔距離過大或過小屈服應(yīng)力值往往較低。在鍛造溫度接近終鍛溫度時(shí)，合金中β相的析出形成逐漸趨于穩(wěn)定，合金的最終組織狀態(tài)由α+β相組成。鍛后退火在雙相區(qū)進(jìn)行，這個(gè)過程使得α及β相的晶粒得到進(jìn)一步均勻化，使得變形狀態(tài)的晶粒得到恢復(fù)，但合金內(nèi)的應(yīng)變能及界面能就會(huì)發(fā)生損失，使合金發(fā)生軟化，鍛件的塑性值提高，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度下降。

從金相圖片可以明顯地看出金屬的變形流動(dòng)方向，飛邊處沿圓周向外輻射，晶粒較細(xì)小，Cr離子的析出相對(duì)較均勻，在晶界上析出的化合物或雜質(zhì)比較均勻細(xì)小；在晶內(nèi)Cr離子的數(shù)量適中，分布均勻。從組織看，在成形工藝上所選取的加熱溫度、加熱保溫時(shí)間和變形程度的控制是比較合理的。

結(jié)束語

運(yùn)用DEFORM 2D有限元分析軟件對(duì)QCr0.8合金推力室收擴(kuò)段內(nèi)壁模鍛工藝過程的模擬，揭示了QCr0.8合金材料的充填情況及各場(chǎng)變量在模鍛過程中的變化分布。通過QCr0.8合金推力室收擴(kuò)段內(nèi)壁模鍛件的試制證明，模鍛成形的工藝過程是合理的，工藝參數(shù)的選擇也是準(zhǔn)確的，鍛件外形尺寸及表面質(zhì)量滿足了工藝狀態(tài)的要求。與等溫鍛設(shè)備成形的鍛件相比，采用一火制坯、一火模鍛的對(duì)擊錘上的成形方案，減少了變形火次，保證了鍛件變形的均勻性，獲得了良好的鍛件組織性能。

苗金武，1988年畢業(yè)于哈爾濱工業(yè)大學(xué)，高級(jí)工程師，現(xiàn)任西安航天發(fā)動(dòng)機(jī)廠鍛造車間主任。主要從事火箭發(fā)動(dòng)機(jī)鍛件的工藝研制生產(chǎn)，在航天領(lǐng)域各種合金鍛件研制方面取得了豐碩成果。