張 浩，張緒虎，杜志惠，單德彬，王少華，朱秉誠

(1.中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076;2.航天材料及工藝研究所，北京 100076;3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001;4.空間物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100076)

隨著航天飛行器對減重需求的日益迫切，具有優(yōu)異比強(qiáng)度、比剛度的高強(qiáng)耐熱鎂合金在航天領(lǐng)域的應(yīng)用越來越廣泛［1-7］.衛(wèi)星天線支撐架用多向轉(zhuǎn)接頭也采用了高強(qiáng)耐熱鎂合金進(jìn)行制造.該部件屬多側(cè)枝類復(fù)雜結(jié)構(gòu)件，若采用方形鍛造坯料直接機(jī)械加工的方法制造，材料的利用率不足10%，將產(chǎn)生嚴(yán)重的原材料浪費(fèi)，并且生產(chǎn)效率低下、成本高昂.

等溫模鍛成形［8-10］是提高此類復(fù)雜結(jié)構(gòu)件力學(xué)性能、材料利用率、加工效率的有效方案.但是，該多向接頭屬于多側(cè)枝非對稱結(jié)構(gòu)，該類鍛件成形過程中金屬流動(dòng)規(guī)律復(fù)雜，側(cè)枝充填困難，容易出現(xiàn)折疊、充不滿等缺陷，而且鍛后脫模困難.

本文設(shè)計(jì)了分瓣組合模具，并采用有限元法對等溫鍛造工藝進(jìn)行了有效的優(yōu)化設(shè)計(jì)，最終采用鑄錠熱擠壓、兩步等溫成形的工藝路線，成功的研制出了高強(qiáng)耐熱鎂合金多向轉(zhuǎn)接頭鍛件.為高強(qiáng)耐熱鎂合金在航天飛行器的成功應(yīng)用奠定了技術(shù)基礎(chǔ).

1 多向轉(zhuǎn)接頭成形工藝分析及模具設(shè)計(jì)

圖1(a)為多向轉(zhuǎn)接頭三維模型圖.根據(jù)零件的工藝特點(diǎn)，綜合考慮材料、鍛造加工、機(jī)械加工各環(huán)節(jié)的成本因素，設(shè)計(jì)的鍛件最終形狀如圖1(b)所示.零件的材料利用率約為52%，相比于機(jī)械加工的不足10%提高了5倍左右.根據(jù)多向轉(zhuǎn)接頭模鍛件的三維模型，設(shè)計(jì)了相應(yīng)的模具型腔.為便于鍛件脫模，采用分瓣模的方式水平向分模.模具整體造型圖如圖1(c)所示.

圖1 多向轉(zhuǎn)接頭及其鍛件、模具三維模型

2 多向轉(zhuǎn)接頭成形工藝數(shù)值模擬分析

通過對多向轉(zhuǎn)接頭成形過程進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，研究不同工藝方案對成形過程的影響，分析成形過程中的金屬流動(dòng)行為，研究鍛造缺陷的形成原因及控制措施，從而得出優(yōu)化的成形工藝方案指導(dǎo)鍛造實(shí)驗(yàn).

2.1 有限元模型建立及模擬方案的確定

為了研究材料在塑性變形過程中的流動(dòng)行為，設(shè)定了不同的導(dǎo)套形狀以及鍛造方案進(jìn)行模擬對比.最終坯料形狀擬定為圓柱形坯料.此外，還分別選擇兩種導(dǎo)套形狀和鍛造方案，具體方案設(shè)計(jì)如表1所示.

表1 模擬方案

2.2 導(dǎo)套形狀的確定

方案1是采用方形沖頭及導(dǎo)套對圓柱形坯料進(jìn)行成形，一次成形出零件整體外形.下壓過程中，沖頭的速度設(shè)定為恒定的2 mm/s，總的下壓時(shí)間76 s，行程152 mm.

方案1的特點(diǎn)在于直接成形出零件的各個(gè)部分，坯料在鍛造過程中只加熱一次，有助于保持材料較高的力學(xué)性能，并能成形出完整的零件，不存在折疊等表面缺陷.但其缺點(diǎn)在于:首先，由于導(dǎo)套截面積較大，材料上部與凹模接觸面積過大，導(dǎo)致大部分載荷不能有效的傳遞到需要變形的部位.第三，最終成形階段，為了充滿型腔，載荷極具增長(圖2)，容易對模具產(chǎn)生傷害.因此，導(dǎo)套形狀不宜采用方形.

圖2 圓柱形坯料成形過程載荷-時(shí)間曲線

2.3 鍛造方案的確定

方案2采用圓形導(dǎo)套及沖頭進(jìn)行零件的成形，也是采用一次下壓的方案成形出最終鍛件.方案2的優(yōu)點(diǎn)在于，同樣采用一次加熱成形的方案，對材料力學(xué)性能造成的損失較小.相對于方案1，縮小了導(dǎo)套的截面積，整個(gè)鍛造過程時(shí)間縮短，同時(shí)減小了坯料與沖頭之間的傳力面積，使得載荷更為有效的作用于填充部位.成形的零件形狀完整，不存在表面和內(nèi)部的折疊缺陷.

其不足之處在于，由于一次成形出鍛件的轉(zhuǎn)接頭和上部的腹板，而在整個(gè)充填過程中，腹板的成形是在三向管道充型過程中完成的，使得在腹板已經(jīng)成形后，依然有大量金屬向下流入模膛，這就導(dǎo)致了成形腹板處金屬流線被切斷形成穿流缺陷(圖3)，影響鍛件性能.

方案3是采用二次下壓的方案，分步完成整個(gè)鍛件的成形，即先成形出三向管道部分，而后成形腹板.這樣就能有效防止出現(xiàn)方案2中的流線被切斷問題.

成形第一步，即轉(zhuǎn)接頭部分成形，第一步過程與方案2相似，只是在成形過程中少了成形腹板的過程，因此，整個(gè)變形所用的時(shí)間更短，成形時(shí)的載荷分布狀況基本相同，在填充接頭末端角部時(shí)，載荷上升，完成填充.成形第二步，即鐓粗成形出腹板部分，這個(gè)過程所需的變形量不大，上部是一個(gè)簡單的鐓粗變形，其對加載和模具的要求較低.

圖3 方案2成形流線情況

方案3的優(yōu)點(diǎn)在于，結(jié)合了方案1和方案2的一些特點(diǎn)，有效的減小了載荷，成形鍛件外形完整，并且沒有內(nèi)部缺陷存在.通過以上模擬分析，可以看出，采用兩次鍛造的分步成形方案，能有效降低成形載荷并獲得良好的流線分布，是成形該零件的理想方案.而鍛件的力學(xué)性能，需通過后續(xù)的熱處理工藝進(jìn)行調(diào)整，以達(dá)到使用的要求.

3 高強(qiáng)耐熱鎂合金等溫鍛造成形試驗(yàn)

3.1 鑄錠擠壓開坯

采用Φ250 mmMg9Gd3Y1Zn1Zr合金鑄錠，在50 000 kN臥式水壓機(jī)上進(jìn)行正擠壓變形，得到Φ100 mm的擠壓棒材，擠壓比為6，變形溫度380℃，擠壓速度5 mm/s.圖4為擠壓現(xiàn)場照片.

圖4 鎂合金棒材熱擠壓現(xiàn)場照片

3.2 鍛件等溫成形

試驗(yàn)在50000 kN鍛壓機(jī)上進(jìn)行.變形溫度為380℃，下壓速率為2 mm/s，選用石墨潤滑.根據(jù)有限元數(shù)值模擬結(jié)果，采取兩步成形的方案.先成形出下端三向管道的部分，再成形出上端的腹板.在第一次下壓時(shí)，精確控制下壓量，以免鍛件充型后壓力過大，壓壞模具.下壓量為110 mm.第一次成形，基本將三向管道部分充滿，如圖5所示.之后將零件的飛邊去掉，再將零件進(jìn)行打磨拋光，以備第二次成形.通過第二次模鍛成形腹板部位，在此階段下壓量的計(jì)算值應(yīng)為35 mm.鍛造后零件圖如圖6所示.零件充型完整，達(dá)到設(shè)計(jì)要求.

圖5 第一次成形后的鍛件

圖6 兩次下壓成形的鎂合金轉(zhuǎn)接頭鍛件

4 多向轉(zhuǎn)接頭鍛后熱處理組織及性能研究

在多向轉(zhuǎn)接頭鍛件上截取試樣進(jìn)行200℃不同時(shí)間的時(shí)效處理，拉伸實(shí)驗(yàn)的結(jié)果列入表2.

表2 力學(xué)性能

由表2中的數(shù)據(jù)可以看出，在T5狀態(tài)的下5組性能數(shù)據(jù)的平均值除延伸率外均高于鍛后未處理的狀態(tài)，其中時(shí)效后的材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度得到了明顯的提高.在200℃時(shí)效時(shí)間為63 h時(shí)達(dá)到時(shí)效的峰值，此時(shí)的鍛件組織具有最優(yōu)的綜合力學(xué)性能.在該時(shí)效制度下，材料的室溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到了 411 MPa，屈服強(qiáng)度達(dá)到331 MPa，延伸率達(dá)7.3%.當(dāng)時(shí)效時(shí)間為80 h時(shí)已出現(xiàn)明顯的過時(shí)效現(xiàn)象，試樣的抗拉強(qiáng)度及延伸率均出現(xiàn)了一定程度的下降.

5 結(jié)論

1)根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果，最優(yōu)化的方案為:圓形導(dǎo)套、兩次下壓的工藝方案.采用此方案可以成功的鍛造出性能優(yōu)良的多向轉(zhuǎn)接頭模鍛件.

2)優(yōu)化的時(shí)效處理制度為200℃ ×63 h.在該時(shí)效制度下，材料的室溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到了411 MPa，屈服強(qiáng)度達(dá)到331 MPa，延伸率達(dá)7.3%

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