孫二舉+李寧+孫朋朋+萬自永

摘 要：首先研究了Ti60合金雙性能整體葉盤縮比件鍛造技術，采用有限元數(shù)值模擬方法優(yōu)化了模鍛成形過程坯料形狀，得到了具有明顯應變梯度的最優(yōu)化坯料；通過縮比件驗證試驗對有限元模型進行修正，重新確定了滿足等軸組織和網(wǎng)籃組織雙重組織狀態(tài)的優(yōu)化模鍛坯料應變梯度和鍛造工藝參數(shù)。采用縮比件試驗方法和結論，探索了全尺寸雙性能整體葉盤鍛造工藝。全尺寸雙性能整體葉盤試驗結果表明：整體葉盤低倍組織輪緣部分為模糊晶，輪心部分為清晰晶，高倍組織基本達到了雙重組織的要求。

關鍵詞：Ti60合金 數(shù)值模擬 雙性能 整體葉盤 最優(yōu)化坯料

中圖分類號：TG316 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2014）10（b）-0040-02

鈦合金因其低密度、高強度、耐熱性好等特點[1]，是航空發(fā)動機中的關鍵結構材料。Ti60合金是我國自主研發(fā)的高溫鈦合金，工作溫度可達600℃，是在TA12合金的基礎上，適當增加Al、Sn、Si的含量并添加了Nb元素，進一步提高高溫強度和蠕變性能。目前，采用Ti60合金研制的風扇盤、高壓壓氣機盤、低壓渦輪葉片和導彈翼面已通過試車考核。

為滿足以F119、F120、EJ200為標志的第4代戰(zhàn)斗機用發(fā)動機以及未來高推重比新概念發(fā)動機的性能要求，關鍵是提高發(fā)動機的推重比。整體葉盤因其結構優(yōu)勢成為提高飛機發(fā)動機推重比的重要措施[2]。整體葉盤的工作條件相當惡劣，葉盤的葉片部分需要承受更高的溫度和離心力，而葉盤的輪盤部分則要更承受復雜的應力。雙性能整體葉盤能夠使葉盤的不同部位呈現(xiàn)不同的組織狀態(tài)和使用性能，避免了常規(guī)均質盤為了兼顧葉盤和輪盤的性能而進行的折衷，使材料本身的性能潛力得到了充分發(fā)揮。600℃高溫鈦合金雙性能整體葉盤既具有結構方面減重的突出技術優(yōu)勢又能充分發(fā)揮高溫鈦合金的材料優(yōu)勢，是一個極具發(fā)展前景的研究方向。

對于鈦合金雙性能整體葉盤，為了滿足使用性能的要求，葉盤的葉片部分組織狀態(tài)為等軸組織，輪盤部分組織狀態(tài)為網(wǎng)籃組織[3]。姚澤坤等人采用鍛造方法已對TC11鈦合金雙組織-雙性能盤進行了深入研究[4]，證明了實現(xiàn)雙重組織性能的可行性。由于Ti60合金化程度高，加工窗口狹窄，鍛件的組織性能對熱加工過程十分敏感，因此，本文采用有限元數(shù)值模擬和試驗驗證相結合的方法，研究Ti60合金雙性能整體葉盤的鍛造技術。

1 縮比件鍛造技術

該文所用Ti60合金相變點為1050℃。由文獻[5]可知變形溫度在相變點以上時，Ti60合金的組織為網(wǎng)籃組織；變形溫度在相變點以下時，Ti60合金的組織為等軸組織。變形程度大于60%時，網(wǎng)籃組織發(fā)生球化轉變，轉化為等軸組織。因此可制定以下試驗方案：整個成形過程分為二次進行，制坯變形溫度1080℃，使坯料在相變點以上30℃適度變形，得到網(wǎng)籃組織；模鍛變形溫度1010℃，通過合理的坯料設計使坯料邊緣部分大變形區(qū)等效應變大于1、中心部分小變形區(qū)等效應變小于0.3，使邊緣處變形量足夠大以獲得良好的破碎晶粒和α相球化效果，又使中心處保留了制坯的網(wǎng)籃組織狀態(tài)；之后在兩相區(qū)退火處理，使縮比件各部分組織穩(wěn)定。

該文采用1∶5的縮比件驗證上述工藝設計。為了簡化模具加工，采用平板鐓粗的方式進行試驗。

1.1 有限元模型建立

運用CAD實體建模軟件UG完成坯料和上下模具的造型，引入到DEFORM2D，通過設置參數(shù)生成有限元計算模型。

成形過程中，上下模具只與工件發(fā)生熱交換，不產生變形，因而模具可視為剛性體。工件為剛塑性體。模擬計算所需要參數(shù)值見表1。工件材料為Ti60合金，熱導率和比熱容分別為18.85W/（m℃）和900J/（kg℃）[6]，采用文獻[7]建立的本構方程。模具材料為K403鑄造高溫合金。制坯坯料尺寸為Φ63×88 mm，制坯變形量為40%；模鍛坯料需在預制坯基礎上經(jīng)適當?shù)臋C械加工制成。上模運動速度為2 mm/s。

由于制坯階段為平板鐓粗，成形過程簡單，該文不做詳細分析。根據(jù)上述條件，建立了縮比件模鍛成形過程有限元模型。圖1所示為等效應變分布圖。從圖中可以看出，坯料成形完整，無折疊、缺肉等缺陷產生。坯料等效應變梯度分布明顯，中心部分小變形區(qū)等效應變小于0.3，邊緣部分大變形區(qū)等效應變基本大于1，變形過渡區(qū)等效應變呈弧形分布。

成形過程為近等溫成形，且上模具運動速度較低，坯料變形生熱和與模具接觸傳熱對坯料整體溫度變化影響不大。

1.2 縮比件驗證試驗

根據(jù)有限元模擬結果進行試驗驗證。試驗工藝參數(shù)采用模擬參數(shù)，模鍛成形坯料采用有限元模擬結果確定的最優(yōu)化坯料。

圖2所示為熱處理后縮比件半子午面低倍組織，圖中（a）、（b）、（c）處為大變形區(qū)，（d）處為變形過渡區(qū)，（e）、（f）處為小變形區(qū)。從圖中可以看出，邊緣大變形區(qū)為模糊晶，中心小變形區(qū)為清晰晶，低倍組織達到雙重組織的要求。

圖3所示（b）、（d）、（e）點對應位置高倍組織。從圖中可以看出，其中點（b）初生α相形態(tài)為圓棒和長條狀兩種，相含量較多，為典型的等軸組織；點（e）微觀組織為典型的網(wǎng)籃組織，原始β晶粒內分布著發(fā)達的片層α相，β晶界已被破碎，α相尺寸較大。點（b）變形量較大，制坯成形后的片狀α相在模鍛成形時基本上被壓碎，未被壓碎的粗大晶粒則存儲較大的畸變能，熱處理過程中這些變形畸變能使晶粒發(fā)生再結晶，得到較細小的等軸α相，因此這2點的晶粒基本上為等軸組織。點（e）在模鍛成形時沒有發(fā)生變形，未發(fā)生晶粒細化的作用，該點的組織保持了制坯的組織狀態(tài)，并在后續(xù)熱處理時晶粒長大，片狀α相尺寸較大。

點（d）處于變形過渡區(qū)，模鍛成行時，變形量較（b）點小，畸變能和形核率較低，導致α相尺寸相對較大，α相形狀更不規(guī)則。不難看出，適當增加模鍛成形時的變形量，可以提高組織的均勻性。從有限元模擬結果可以看出，此處等效應變值大概是0.7。因此可以認為，在模鍛成形時，等效應變大于等于0.7時，變形可提高足夠的畸變能，熱處理后，材料的組織狀態(tài)為等軸組織。

1.3 有限元模型修正

根據(jù)試驗成型過程和組織分析結果，對有限元模型進行修正[5]。修正后的有限元模型為：摩擦因子為0.25，其他參數(shù)不變；應變梯度為大變形區(qū)大于等于0.7，小變形區(qū)等效應變小與0.3，變形過渡區(qū)等效應變適中。

2 全尺寸盤試驗

采用縮比件模鍛坯料的優(yōu)化方法，確定全尺寸盤模鍛成形坯料，圖4所示為全尺寸盤模鍛件。從圖中可以看出，鍛件成形良好，模具填充完整。

圖5所示為鍛件熱處理后的低倍組織。圖中顯示的為鍛件半子午面，即圖左側為輪轂，右側為輪緣。從圖5可以看出，鍛件輪轂和腹板位置為清晰晶，輪緣為模糊晶。

圖6所示為鍛件高倍組織，其中（a）為大變形區(qū)，（b）為變形過渡區(qū)，（c）為小變形區(qū)。圖（a）組織由等軸、片狀α相與β轉變組織組成。圖（c）組織由大量片狀α相和β轉變組織組成，β晶界已經(jīng)破碎，片狀α相尺寸較大，這是因為模鍛成形后輪腹位置基本無變形，仍然保留了制坯的組織狀態(tài)。圖（b）組織狀態(tài)為圖（a）和圖（c）的過渡狀態(tài)。圖（a）輪緣外緣；（b）輪緣部分中心位置；（c）過渡區(qū)；（d）輪腹位置。

3 結論

（1）對縮比件模鍛成形過程進行了數(shù)值模擬，優(yōu)化了得到合適應變梯度的坯料形狀。通過縮比件試驗結果修正了得到雙重組織狀態(tài)的應變梯度，應變梯度值為大變形區(qū)等效應變大于0.7，小變形區(qū)等效應變小于0.3，過渡區(qū)等效應變適中。

（2）全尺寸盤低倍組織大變形區(qū)為模糊晶，小變形區(qū)為清晰晶；高倍組織基本符合雙重組織的要求。

參考文獻

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1.3 有限元模型修正

根據(jù)試驗成型過程和組織分析結果，對有限元模型進行修正[5]。修正后的有限元模型為：摩擦因子為0.25，其他參數(shù)不變；應變梯度為大變形區(qū)大于等于0.7，小變形區(qū)等效應變小與0.3，變形過渡區(qū)等效應變適中。

2 全尺寸盤試驗

采用縮比件模鍛坯料的優(yōu)化方法，確定全尺寸盤模鍛成形坯料，圖4所示為全尺寸盤模鍛件。從圖中可以看出，鍛件成形良好，模具填充完整。

圖5所示為鍛件熱處理后的低倍組織。圖中顯示的為鍛件半子午面，即圖左側為輪轂，右側為輪緣。從圖5可以看出，鍛件輪轂和腹板位置為清晰晶，輪緣為模糊晶。

圖6所示為鍛件高倍組織，其中（a）為大變形區(qū)，（b）為變形過渡區(qū)，（c）為小變形區(qū)。圖（a）組織由等軸、片狀α相與β轉變組織組成。圖（c）組織由大量片狀α相和β轉變組織組成，β晶界已經(jīng)破碎，片狀α相尺寸較大，這是因為模鍛成形后輪腹位置基本無變形，仍然保留了制坯的組織狀態(tài)。圖（b）組織狀態(tài)為圖（a）和圖（c）的過渡狀態(tài)。圖（a）輪緣外緣；（b）輪緣部分中心位置；（c）過渡區(qū)；（d）輪腹位置。

3 結論

（1）對縮比件模鍛成形過程進行了數(shù)值模擬，優(yōu)化了得到合適應變梯度的坯料形狀。通過縮比件試驗結果修正了得到雙重組織狀態(tài)的應變梯度，應變梯度值為大變形區(qū)等效應變大于0.7，小變形區(qū)等效應變小于0.3，過渡區(qū)等效應變適中。

（2）全尺寸盤低倍組織大變形區(qū)為模糊晶，小變形區(qū)為清晰晶；高倍組織基本符合雙重組織的要求。

參考文獻

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1.3 有限元模型修正

根據(jù)試驗成型過程和組織分析結果，對有限元模型進行修正[5]。修正后的有限元模型為：摩擦因子為0.25，其他參數(shù)不變；應變梯度為大變形區(qū)大于等于0.7，小變形區(qū)等效應變小與0.3，變形過渡區(qū)等效應變適中。

2 全尺寸盤試驗

采用縮比件模鍛坯料的優(yōu)化方法，確定全尺寸盤模鍛成形坯料，圖4所示為全尺寸盤模鍛件。從圖中可以看出，鍛件成形良好，模具填充完整。

圖5所示為鍛件熱處理后的低倍組織。圖中顯示的為鍛件半子午面，即圖左側為輪轂，右側為輪緣。從圖5可以看出，鍛件輪轂和腹板位置為清晰晶，輪緣為模糊晶。

圖6所示為鍛件高倍組織，其中（a）為大變形區(qū)，（b）為變形過渡區(qū)，（c）為小變形區(qū)。圖（a）組織由等軸、片狀α相與β轉變組織組成。圖（c）組織由大量片狀α相和β轉變組織組成，β晶界已經(jīng)破碎，片狀α相尺寸較大，這是因為模鍛成形后輪腹位置基本無變形，仍然保留了制坯的組織狀態(tài)。圖（b）組織狀態(tài)為圖（a）和圖（c）的過渡狀態(tài)。圖（a）輪緣外緣；（b）輪緣部分中心位置；（c）過渡區(qū)；（d）輪腹位置。

3 結論

（1）對縮比件模鍛成形過程進行了數(shù)值模擬，優(yōu)化了得到合適應變梯度的坯料形狀。通過縮比件試驗結果修正了得到雙重組織狀態(tài)的應變梯度，應變梯度值為大變形區(qū)等效應變大于0.7，小變形區(qū)等效應變小于0.3，過渡區(qū)等效應變適中。

（2）全尺寸盤低倍組織大變形區(qū)為模糊晶，小變形區(qū)為清晰晶；高倍組織基本符合雙重組織的要求。

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