蒲思洪,盧艷,斯慶陽(yáng),張連彪,史國(guó)中

(貴州安大航空鍛造有限責(zé)任公司,貴州安順561005)

TA15支座梁模鍛工藝優(yōu)化

蒲思洪,盧艷,斯慶陽(yáng),張連彪,史國(guó)中

(貴州安大航空鍛造有限責(zé)任公司,貴州安順561005)

目的 研究TA15支座梁鍛件荒形減料及模具增設(shè)聚料倉(cāng)的可行性。方法 根據(jù)支座梁鍛件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),并結(jié)合現(xiàn)模鍛生產(chǎn)工藝,確定了減料后的荒形尺寸及模具上聚料倉(cāng)的設(shè)置位置和尺寸,然后利用有限元軟件對(duì)優(yōu)化前后的成形過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析,驗(yàn)證了優(yōu)化方案的合理性。結(jié)果 優(yōu)化后的模鍛成形載荷小于優(yōu)化前的模鍛成形載荷,且優(yōu)化后鍛件U型結(jié)構(gòu)內(nèi)多余材料的流動(dòng)趨勢(shì)較優(yōu)化前也發(fā)生了較大改變。結(jié)論 通過(guò)減料及設(shè)置聚料倉(cāng),支座梁模鍛件不但更易打靠充滿,成形火次減少,而且由于模壓中間坯機(jī)加工難度及機(jī)加工周期均有所下降,鍛件的交付周期也相應(yīng)有效縮短。

TA15支座梁;模鍛;工藝優(yōu)化;數(shù)值模擬

鈦合金模鍛件雖然機(jī)加余量小、流線沿鍛件外形分布、工藝具有再現(xiàn)性、生產(chǎn)效率高,但是由于材料本身鍛造時(shí)的變形抗力和工藝塑性對(duì)應(yīng)變速率比較敏感[1—3],特別是在鍛錘或?qū)翦N上進(jìn)行鈦合金模鍛時(shí),再結(jié)晶來(lái)不及充分進(jìn)行,導(dǎo)致鍛件的變形抗力比壓力機(jī)上模鍛時(shí)提高30%～40%,且工藝塑性有所下降,不但難以充滿型腔,而且很容易在鍛件表面產(chǎn)生裂紋[4—5]。

TA15屬于高Al當(dāng)量的近α型鈦合金[6—11],它既有α型鈦合金良好的熱強(qiáng)性和可焊性,也具有接近于α-β型鈦合金的工藝塑性,在退火狀態(tài)以α相固溶體為基體,含有5%～7%的β相[12—14]。其模鍛成形一般在相變點(diǎn)以下 20～30℃進(jìn)行,終鍛溫度≥850℃[15]。在鍛錘上對(duì)TA15鈦合金進(jìn)行模鍛成形時(shí),由于其變形溫度范圍比較窄,火次較多且易出現(xiàn)組織和性能問(wèn)題。通過(guò)優(yōu)化模鍛工藝,特別是針對(duì)薄板多筋類大型TA15鈦合金模鍛件的成形工藝優(yōu)化,對(duì)于改善鍛件的充填性能,減少成形火次,縮短生產(chǎn)周期并提高其綜合性能,具有非常重要的指導(dǎo)作用。

1 工藝分析

以圖1所示某TA15鈦合金支座梁的模鍛成形工藝為研究對(duì)象,該鍛件屬于薄板多筋類難成形鍛件,其成形工藝流程一般為:下料→鍛荒→模鍛→修傷→熱處理→理化測(cè)試→交付產(chǎn)品。

圖1 支座梁模型Fig.1 Supported girdermodel

鍛件最大外廓尺寸約450 mm×380 mm×97 mm,凈質(zhì)量約為27.5 kg,在分模面上的投影面積約1510 cm2。由于鍛件上A,B,C三處腹板均為封閉輪廓,此處多余的材料要通過(guò)筋K,M,N,O流到鍛件毛邊部位非常困難,所以在錘上模鍛成形時(shí),相關(guān)腹板部位金屬流動(dòng)的變形抗力較大,鍛件很難打靠。再加之A,B,C,D四處腹板與鍛件接觸面積大(總共約760 cm2),而這4處腹板厚度又較小(15～26 mm),在模鍛成形時(shí)腹板部位溫度很快就降至終鍛溫度以下,導(dǎo)致模鍛火次多且難以打靠。

2 工藝方案優(yōu)化

支座梁鍛件現(xiàn)模鍛工藝是在3 t自由鍛錘上按圖2所示進(jìn)行鍛荒后,在10 t模鍛錘上進(jìn)行模鍛,第一火模鍛后按圖1所示尺寸將A,B,C,D四處腹板多余的材料機(jī)加去除,以降低變形抗力。因?yàn)?處腹板較薄,鍛造時(shí)溫度下降很快,再加之接觸面積大,所以即使銑掉大部分多余材料,鍛件仍難以打靠,以致模鍛四火后還需增加一次機(jī)加腹板工序,以去除多余材料,最終鍛件成形火次均為六火。由于中間機(jī)加工序繁雜且耗時(shí)很長(zhǎng),而鍛件火次又較多,所以整個(gè)鍛件的生產(chǎn)周期很長(zhǎng),且最終鍛件的組織和性能容易出現(xiàn)不合格現(xiàn)象。

圖2 鍛件原荒形示意圖Fig.2 Drawing of original inter-part

結(jié)合圖1和圖2,可發(fā)現(xiàn)鍛件上K,M,N三條筋構(gòu)成的U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部材料質(zhì)量約為13 kg,而現(xiàn)用荒形K′,M′,N′三條筋(見(jiàn)圖2)構(gòu)成的U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部材料質(zhì)量約為15.5 kg,由于K′,M′,N′三條筋的寬度大于K,M,N三條筋,所以再加上大于K,M,N部分筋寬的質(zhì)量,總共約18 kg,則二者之間質(zhì)量相差約5 kg。若除去公差、修傷打磨量,至少有3 kg的材料在模壓過(guò)程中是很難通過(guò)K,M,N,O這4條筋構(gòu)成的封閉輪廓流到鍛件飛邊部位的,只有通過(guò)機(jī)加工去除,否則該部分材料產(chǎn)生的變形抗力將使鍛件很難被打靠。

若要減少模鍛火次及中間坯的機(jī)加銑削量,主要是要減少K,M,N三條筋構(gòu)成的U型結(jié)構(gòu)的內(nèi)部多余材料,降低成形變形抗力,而要減少多余的材料,主要有兩種方式:

2)增設(shè)預(yù)鍛。測(cè)量腹板A處單面多余的材料約0.8 kg,腹板B處和C處單面多余的材料均約0.2 kg,可見(jiàn)多余的材料主要集中在腹板A處,據(jù)此新增一套預(yù)鍛模,并在預(yù)鍛上、下模具型腔內(nèi)A腹板位置增設(shè)一半徑為R44 mm的半球形聚料倉(cāng)(圖3所示),以容納多余的材料。同時(shí)為了避免材料較多地流向聚料倉(cāng),利用腹板B和C處多余的材料保證Q和P兩筋的充填。

圖3 聚料倉(cāng)示意圖Fig.3 Drawing of the gatheringmaterial groove

增加聚料倉(cāng)后,多余的材料可以很容易地向聚料倉(cāng)內(nèi)流動(dòng),而通過(guò)筋流到鍛件毛邊部位的材料將大大減少,再加之荒形重量的減小,可明顯降低變形抗力,從而間接減少模鍛火次。由于聚料倉(cāng)形狀規(guī)則且與鍛件本體相對(duì)獨(dú)立,在后續(xù)機(jī)加工去除時(shí)較原中間坯機(jī)加定位裝夾方便,機(jī)加難度及機(jī)加周期均可降低。

3 工藝方案優(yōu)化

3.1 載荷-行程曲線

借助于有限元分析軟件對(duì)優(yōu)化前后鍛件的成形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,圖4所示為模擬得到的優(yōu)化前、后上模的載荷-行程曲線。

從圖4可看出,在整個(gè)成形階段,優(yōu)化前后上模載荷的變化趨勢(shì)較相似,即開始時(shí)載荷上升非常緩慢,后續(xù)階段載荷呈急劇上升趨勢(shì)。以優(yōu)化前上模載荷曲線為例,在荒形腹板位置與模具接觸之前,載荷上升非常平緩,且值也較小,一旦荒形腹板位置與模具接觸后,上模載荷立即快速上升(曲線AB段),而后進(jìn)入筋部充填階段,上模載荷沿BC段繼續(xù)穩(wěn)步上升,當(dāng)過(guò)C點(diǎn)以后,由于鍛件U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部多余的材料流動(dòng)困難,再加之與模具接觸面積增大,且溫度快速降低,導(dǎo)致變形抗力急劇增加,相應(yīng)上模載荷也呈直線上升趨勢(shì)。而優(yōu)化后的坯料由于腹板厚度減薄,所以上模與腹板開始接觸的時(shí)間晚于優(yōu)化前,載荷快速上升的開始時(shí)間相應(yīng)落后于優(yōu)化前,但是由于增加的聚料倉(cāng)容納了多余的材料,所以變形抗力較優(yōu)化前明顯降低。

當(dāng)欠壓量為15 mm時(shí)(上模行程約56 mm),優(yōu)化前后上模載荷分別約為965,751 t,當(dāng)欠壓量為11 mm時(shí)(上模行程約60 mm),優(yōu)化前后上模載荷分別約為4300,1250 t,當(dāng)欠壓量為5 mm時(shí)(上模行程約66 mm),優(yōu)化前后上模載荷分別約為8340,5820 t?？梢?jiàn)優(yōu)化后上模的載荷均小于優(yōu)化前的載荷,特別是成形的中間階段,優(yōu)化后的成形載荷遠(yuǎn)小于優(yōu)化前的成形載荷,即在打擊力不變的情況下,優(yōu)化后的模鍛工藝更易充滿打靠,火次也可有效減少,從而可間接提高鍛件的最終質(zhì)量。

圖4 上模的載荷-行程曲線Fig.4 Load-stroke curve of the top die

3.2 材料流動(dòng)分析

為進(jìn)一步研究?jī)?yōu)化前后上模成形載荷的差異,對(duì)優(yōu)化前后鍛造成形過(guò)程中材料的流動(dòng)情況進(jìn)行分析,如圖5所示。U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部的材料在成形的開始階段,優(yōu)化前后均主要是向圖1中N筋方向流動(dòng);但是在腹板成形階段,優(yōu)化前U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部的材料主要是向K,N,O三筋方向流動(dòng),優(yōu)化后U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部的材料則趨向于向聚料倉(cāng)內(nèi)流動(dòng);而在成形的最后階段,優(yōu)化前U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部多余的材料仍主要是向K,N,O三筋方向流動(dòng),優(yōu)化后U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部多余的材料則明顯向聚料倉(cāng)內(nèi)流動(dòng)聚集,只有很少部分材料流向K, N,O三筋方向。

由于U型結(jié)構(gòu)內(nèi)部多余的材料向聚料倉(cāng)內(nèi)流動(dòng)的阻力遠(yuǎn)小于其流過(guò)K,N,O三筋的阻力,所以設(shè)置聚料倉(cāng)后,多余的材料就可以很容易地流到聚料倉(cāng)內(nèi)而不通過(guò)K,N,O三筋流到鍛件毛邊槽去,這樣成形過(guò)程中多余材料產(chǎn)生的變形抗力就會(huì)大大減小,相應(yīng)鍛件容易打靠充滿,成形火次也可有效減少。并且由于聚料倉(cāng)在鍛件中間坯上的位置相對(duì)獨(dú)立且形狀規(guī)則(見(jiàn)圖6),中間機(jī)加周期也可大大縮短,即在保證鍛件最終質(zhì)量的同時(shí)也可有效縮短其交付周期。

圖5 鍛造成形過(guò)程材料的流動(dòng)趨勢(shì)Fig.5 Flow trend ofmaterials in forging process

圖6 模擬得到的優(yōu)化后鍛件中間坯Fig.6 Optimized inter-part of forging obtained by simulation

優(yōu)化后鍛件的生產(chǎn)流程主要為:下料→鍛荒→預(yù)鍛(一火)→機(jī)加聚料倉(cāng)及毛邊→終鍛(四火以內(nèi))→機(jī)加毛邊→熱處理。

4 結(jié)論

1)支座梁模鍛件成形火次多、交付周期長(zhǎng)的主要原因是鍛件本身U型結(jié)構(gòu)內(nèi)多余的材料流動(dòng)困難,且該部位腹板厚度較薄而且與鍛模的接觸面積又大。

2)通過(guò)荒形優(yōu)化減少了1 kg左右的多余材料,同時(shí)在模具U型結(jié)構(gòu)部位增設(shè)聚料倉(cāng)以容納多余的材料,降低多余材料流動(dòng)產(chǎn)生的變形抗力。

3)借助于有限元分析軟件對(duì)優(yōu)化前、后鍛件的成形過(guò)程進(jìn)行模擬對(duì)比,發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后成形各階段的載荷均小于優(yōu)化前的成形載荷,且鍛件U型結(jié)構(gòu)內(nèi)多余材料的流動(dòng)趨勢(shì)也發(fā)生了較大改變,鍛件不但更易打靠充滿,成形火次減少,而且由于中間坯機(jī)加難度及機(jī)加周期均有所降低,鍛件的交付周期也可有效縮短。

[1]中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)鍛壓學(xué)會(huì).鍛壓手冊(cè)(第1卷)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1993. Forging Society of Chinese Mechanical Engineering Society Forging Society.Forging Handbook(Vol 1)[M].Beijing: Chinese Machine Press,1993.

[2]郭鴻鎮(zhèn).合金鋼與有色合金鍛造[M].西安:西北工業(yè)大學(xué)出版社,1999. GUO Hong-zhen.The Forging of Alloy Steel and Nonferrous Alloy[M].Xi'an:Northwestern Polytechnic University Press,1999.

[3]權(quán)國(guó)政,王陽(yáng),周杰,等.TA15應(yīng)變速率敏感指數(shù)對(duì)變形溫度、應(yīng)變和應(yīng)變速率的響應(yīng)規(guī)律[J].熱加工工藝, 2011,40(20):48—50. QUAN Guo-zheng,WANG Yang,ZHOU Jie,et al.Response Rule of Strain Rate Sensitivity of TA15 to Deformation Temperature,Strain,and Strain Rate[J].HotWorking Technology,2011,40(20):48—50.

[4]張行健,呂宏軍,王琪,等.鈦合金模鍛工藝的研究進(jìn)展[J].材料導(dǎo)報(bào),2007,21(11):95—98. ZHANG Xing-jian,LYU Hong-jun,WANG Qi,et al.Research Progress in Die Forging Technology of Titanium Alloy[J].Materials Reviews,2007,21(11):95—98.

[5]黃伯云,李成功,石力開,等.中國(guó)材料工程大典(第4卷)[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2006. HUANG Bo-yun,LI Cheng-gong,SHI Li-kai,et al.China Materials Engineering Handbook(Vol 4)[M].Beijing:Chinese Chemical Industry Press,2006.

[6]甘國(guó)強(qiáng),李萍,薛克敏.熱變形參數(shù)對(duì)TA15合金組織的影響及其相變動(dòng)力學(xué)[J].功能材料,2011,42(V): 828—831. GAN Guo-qiang,LI Ping,XUE Ke-min.Effect of Hot Deformation Parameters on Microstructure of TA15 Alloy and Its Transformation Kinetics[J].Journal of Functional Materials,2011,42(V):828—831.

[7]付利國(guó),朱雨生,趙彥營(yíng),等.TA15合金的高強(qiáng)螺栓模鍛成型工藝[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2010,20(S1):717—721.

FU Li-guo,ZHU Yu-sheng,ZHAO Yan-ying,etal.Die-forging of TA15 Alloy High-strength Bolt[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2010,20(S1):717—721.

[8]李興無(wú),張慶鈴,沙愛(ài)學(xué),等.變形溫度對(duì)TA15合金組織和性能的影響[J].材料工程,2004,32(1):8—11. LIXing-wu,ZHANG Qing-ling,SHA Ai-xue et al.Effect of Deformation Temperature on Microstructure and Properties of TA15 Alloy[J].Journal of Materials Engineering,2004, 32(1):8—11.

[9]夏玉峰,佟瑩,田飛,等.不同溫度下TA15鈦合金梁錘鍛成形有限元分析[J].熱加工工藝,2010,39(7):95—97. XIA YU-feng,TONG Ying,TIAN Fei,et al.Finite Element Analysis of Hammer Forging Process for TA15 Titanium Alloy Girder Under Different Temperatures[J].Hot Working Technology,2010,39(7):95—97.

[10]李興無(wú),沙愛(ài)學(xué),張旺峰,等.TA15合金及其在飛機(jī)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用前景[J].鈦工業(yè)進(jìn)展,2003,20(4/5):90—94. LIXing-wu,SHA Ai-xue,ZHANG Wang-feng,et al.TA15 Titanium Alloy and Its Applying Prospects on Airframe[J]. Titanium Industry Progress,2003,20(4/5):90—94.

[11]何偉,楊軍紅,杜小平,等.TA15鈦合金棒材缺陷分析[J].宇航材料工藝,2015,45(2):85—87. HEWei,YANG Jun-hong,DU Xiao-ping,et al.Analysis on Defects in TA15 Titanium Alloy Bar[J].Aerospace Materials&Technology,2005,2015,45(2):85—87.

[12]呂逸帆,孟祥軍,李士凱,等.退火熱處理對(duì)TA15鈦合金組織性能的影響[J].材料開發(fā)與應(yīng)用,2009,24(5):7—11. LYU Yi-fan,MENG Xiang-jun,LI Shi-kai,et al.Effect of Annealing Heat Treatment on Microstructure and Properties of TA15 Titanium Alloy[J].Development and Application of Materials,2009,24(5):7—11.

[13]張小紅,林鑫,陳靜,等.熱處理對(duì)激光立體成形TA15合金組織及力學(xué)性能的影響[J].稀有金屬材料與工程, 2011,40(1):142—147. ZHANG Xiao-hong,LIN Xin,CHEN Jing,et al.Effect of Heat Treatment on Microstructure and Mechanical Properties of Laser Solid Forming TA15 Alloy[J].Rare Metal Materials and Engineering,2011,40(1):142—147.

[14]謝英杰,付文杰,王蕊寧,等.熱處理對(duì)TA15鈦合金中厚板材組織及力學(xué)性能的影響[J].鈦工業(yè)進(jìn)展,2013,30 (6):26—29. XIE Ying-jie,FUWen-jie,WANG Rui-ning,et al.Effect of Heat Treatment on Microstructure and Mechanical Properties of TA15 Plates[J].Titanium Industry Progress,2013, 30(6):26—29.

[15]《中國(guó)航空材料手冊(cè)》編輯委員會(huì).中國(guó)航空材料手冊(cè)(第4卷)[M].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2002.《China Aeronautical Materials Handbook》Editorial Board. China Aeronautical Materials Handbook(Vol 4)[M].Beijing:Standards Press of China,2002.

Optim ization of Die Forging Process of TA15 Supported Girder

PU Si-hong,LU Yan,SIQing-yang,ZHANG Lian-biao,SHIGuo-zhong
(Guizhou Anda Aviation Forging Limited Company,Anshun 561005,China)

The objective of this work was to study the feasibility of reducing the inter-partmaterial and adding thematerial-gathering groove in themould of TA15 supported girder.According to the structural characteristics of supported girder and the die forging process at present,the inter-part dimension after reducingmaterials and the position and dimension of thematerial-gathering groove in the mould were defined,then the feasibility of the optimization scheme was validated by simulating the die forging process after optimization with finite element software.The results showed that the forming load after optimization was smaller than that before optimization,and the flow trend of the superabundancematerials in the U-type forged part after optimization had significant changes compared to before optimization.In conclusion,after reducing materials and adding the gatheringmaterial groove,notonly themould can be easily fully filled withmaterials and the forming times of forging was reduced,butalso the delivery cycle of forged partswas shortened due to the reduce of the difficulty in the processing of intermediate slab and the cycle of inter-partmachining.

TA15 supported girder;die forging;optimization of process;numerical simulation

10.3969/j.issn.1674-6457.2015.04.005

TG319

:A

:1674-6457(2015)04-0022-04

2015-05-10

蒲思洪(1982—),男,四川南充人,碩士,工程師,主要研究方向?yàn)椴牧纤苄猿尚喂に嚒?/p>