TC17合金盘轴锻件普通β锻成形工艺优化

2015-05-31中航工业贵州安大航空锻造有限责任公司李玉凤占立水苏春民

航空制造技术 2015年19期

中航工业贵州安大航空锻造有限责任公司李玉凤占立水苏春民张振

TC17合金属于（α-β）型两相钛合金，采用β锻生产的锻件具有良好的断裂韧性和抗蠕变性能[1]；而钛合金β锻生产过程控制难度大，成形温度范围窄，变形量大，必须一火完成锻造过程。要获得良好的组织性能须保证TC17合金β锻锻造温度在Tβ上30～60℃内，变形量控制在30%～50%范围。对于大中型盘轴类TC17合金锻件多采用等温锻方式成形，新产品通常要求短周期、低成本和高质量交付，等温锻无法满足客户研发需求。为此决定采用普通热模锻进行TC17合金盘轴件的β锻成形，并通过CAD/CAE一体化先进设计平台对TC17合金盘轴件进行锻件、模具及工艺优化设计，以便实现缩短研发周期、降低试造成本、提高工作效率和产品质量的目标。研究首先根据零件图和技术要求开展产品几何性分析；继而基于公司的生产能力和技术水平对产品进行工艺性分析，应用CAD系统进行锻件及模具设计，初步制定成形工艺方案；然后通过CAE系统对产品热成形过程进行有限元分析，进行工艺优化、缺陷预测；之后通过试造验证优化工艺的可行性和可靠性，修正完善工艺方案，为后续批次的生产提供有效的参考依据和理论指导。

1 TC17合金某盘轴锻件普通β模锻工艺性分析

研究对象为TC17合金某盘轴锻件，该锻件属于关重件，要求普通β模锻成形。锻件图如图1所示，图中点划线所示图形为锻件粗加工外廓，根据粗加工图可知零件沿轴向具有多台阶特性，截面变化率较大。最大外径与最小外径比值达到1.68，径高比达到1.93，属于典型的盘轴件，内孔粗加工尺寸为φ91mm，设计模锻件时考虑到工艺余量，内孔高径比为2.9，难以通过锻造方式来成形内孔，兼顾小头端变形量，模锻件在小头端断面设计了辅助工艺内凹孔。模锻件设计时为了避免宏观缺陷保证材料的流动性和出模方便，简化了台阶，设计了如图1所示的模锻件图。

综合分析锻件的成形工艺性可知，通过普通模锻成形难度较大，工艺过程控制难度大，须严格控制3个关键点。

（1）成形温度控制。TC17合金β锻须一火内完成最终成形，始锻温度必须控制在相变点以上30～60℃，终锻温度不得低于830℃；转移过程中为了减小坯料表面热量损失，尽可能减少转移时间；

图1 TC17合金某盘轴件锻件图Fig.1 Drawing of TC17 alloy with discal shape

为了减小锻件表面温降，锻造前需要对坯料表面涂润滑防护剂模具需要预热至300℃左右，弱化锻件表面的加工硬化效应。

（2）变形量的控制。模锻之前需要对坯料进行改锻，尽量保证坯料组织细小均匀；终锻变形量应该控制在30%～50%之间，保证锻件获得足够大的变形量，破碎晶粒并获得细小均匀的再结晶晶粒，尤其是保证锻件小头端的变形量。

（3）成形过程的控制。公司用于生产该锻件的设备为10t模锻锤，由于人工操作，不确定影响因素较大，成形速率控制难度大，对组织均匀性影响不可测，成形过程不稳定，锤击容易引起温升异常，错移严重等问题。

为此TC17合金盘轴件普通β锻成形过程控制难度大，成形质量可靠性不稳定，研究进一步基于CAD/CAE一体化设计平台对锻件的成形过程进行了有限元分析，预测锻件成形缺陷，优化工艺参数，为保证锻件良好的成形质量奠定技术基础。

2 TC17合金盘轴锻件成形工艺优化设计

该类锻件成形过程中极易出现各种宏微观缺陷，宏观缺陷主要有填充不满、应力集中产生的宏观裂纹、折叠、错移、欠压等，微观缺陷主要有流线紊乱、粗晶、混晶、偏析等。工艺设计时需要全面考虑宏观工艺参数，通过协调工艺参数来保证锻件获得良好的成形质量。研究借助CAE软件Deform对锻件成形过程进行可视化展示，预测锻件成形过程中材料流动规律，温度分布规律，成形缺陷警示等。大大缩短产品研发周期，节约研发成本，提高企业的生产效率和生产效益。根据有限元分析结果深入分析了成形过程锻件内部材料流动速度、等效应变及温度分布情况。

图2显示了锻件成形时内部材料的流动速度分布图，从锻件大头端材料的流动速度和方向可知，大头端材料以反挤的方式填充模具，而小头端则以模具压下方向为流动方向，且流动速度远远小于大头端的材料流动，在变形量足够的情况下，大头端更容易出现组织不合格的问题，因为该区域材料流动剧烈，且处于材料反向流动的过渡区域，极易形成涡轮、流线紊乱、晶粒粗大、纤维组织等，对后续机械性能造成不良影响。对锻件成形时的温度分布进行分析，如图3所示，大头端内部温度有上升趋势，均由于该处材料流动剧烈，易产生变形热，导致材料温度升高，温度升高能为该区域晶粒形核、长大提供足够的激活能，容易出现粗晶或混晶区域，造成组织不均匀，性能异常等质量问题。而与模具接触的区域，温降较为严重，远远低于700℃，为了保证锻件不出现双向组织，类似区域应该保证有足够的机加余量，可以在后续加工中消除。

图2 锻件成形过程材料流动速度和分布情况Fig.2 Flow velocity distribution of forging process

图3 锻件成形后锻件内部温度分布情况Fig.3 Temperature distribution of forgings after forming

图4展示了锻件成形后的流线分布情况，大头端是材料流动失稳的危险区域，通过流线分布图可知在该区域材料在成形后期可能会形成拉应力，导致形成各向异性的组织，影响锻件的成形质量。因此，该危险区域在成形过程中应该重点关注，通过调整宏观工艺参数如变形温度、变形速度，操作过程的精确度等严格控制成形过程，避免缺陷产生。

为了更直观地观察锻件内部材料流动趋势和体积分布情况，在锻件内部选取如图5所示的12个点，进行点追踪，分析坯料各区域材料成形后在锻件内部的体积分布。点P1、P2、P3、点P4、P12 变化不大，点P5、P6、P11、P8处金属流动剧烈，同时可以看出越靠近坯料中心部位，金属流动越激烈，变形量越大，材料在动态再结晶之前存在加工硬化现象，会增大成形所需的载荷，材料流变速率过大会提供足够的动能进行动态再结晶，晶粒会迅速长大，而各变形区域的流动速率不一致，会导致组织不均匀。图6是12个点成形过程中等效应变的变化曲线，随着变形的进行，应变值均增大，也就是后期成形载荷越大。图7展示了12个点成形过程中的主应力变化区域，P6、P8、P9三个点在成形过程中主应力出现了正值，也就是说其所在区域受力为拉应力，容易导致变形区域出现组织各向异性。另外，通过主应力变化情况可以看出各区域在变形过程中稳定性较差，因此，需要严格控制成形过程，避免组织缺陷的产生。

图4 锻件成形过程材料流线分布情况Fig.4 Flown line distribution of forging

图5 不同变形区域金属流动点追踪分析Fig.5 Metal flowing of various deforming region by point track

3 TC17合金某盘轴锻件生产试造

图6 不同变形区域等效应变分布Fig.6 Equivalent effective strain in various deforming region

图7 不同变形区域等效应变分布Fig.7 Max principal stress in various deforming region

按照前期设计的图纸及优化工艺，始锻温度为（Tβ+40℃），终锻温度大于830℃，模具预热温度350℃，转移时间小于40s，锻件表面喷涂防护润滑剂，变形量大于20%，锤击频率禁止过快。成形过程严格控制进行试造得到如图8所示的锻件实物图。锻件小头端存在未填充满现象，但是由于小头端设计过程中考虑到填充问题，设计了足够的工艺余量，对锻件的性能和组织无影响。经过固溶和时效热处理后，对锻件进行解剖开展理化检测，理化试样均取自于零件本体区域，力学性能检测如表1所示，各项性能指标均符合标准要求，且各项指标富余量较大。锻件组织决定性能，为此按照图9所示的高倍取样位置示意图取了5组试样进行高倍检测，检测结果如图10所示。

图8 锻件高倍取样位置示意图Fig.8 Diagram of micro-structure sample

高倍组织均为β区锻造和热处理后形成的网篮组织，原始β晶界都不同程度破碎，不存在粗大、连续晶界α相。从高倍组织可以看出4#试样高倍组织晶界破碎程度较其他区域不充分，结合塑性流动理论和有限元分析可知，4#试样所在区域等效应变为0.21，变形程度最小；与此同时该区域锻件壁厚较小与模具接触面积较大，温度变化较大，不利于该区域发生动态再结晶，