TC4鈦合金屬于α＋β型兩相鈦合金，具有優(yōu)異的綜合力學(xué)性能、良好的焊接性能，長(zhǎng)期使用溫度可達(dá)400℃，因而在航空航天、艦船和海洋工程等領(lǐng)域得到廣泛的應(yīng)用，如用作葉片、盤、梁和緊固件等。由于TC4鈦合金的變形性能對(duì)工藝參數(shù)較為敏感，成形難度較大，熱加工工藝參數(shù)設(shè)計(jì)不合理易導(dǎo)致在實(shí)際鍛造過程中出現(xiàn)各種各樣的缺陷，如開裂、折疊和流線失穩(wěn)等。傳統(tǒng)鍛造工藝的制定主要是建立在經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過不斷調(diào)整工藝參數(shù)和修改模具等方法得到較佳的工藝路線，不僅研發(fā)周期長(zhǎng)，而且鍛件的質(zhì)量難以保證。隨著數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展，可以采用模擬技術(shù)對(duì)金屬成形過程進(jìn)行分析，掌握變形過程中各種場(chǎng)量的變化情況，并對(duì)變形過程中工件的充型能 力、內(nèi)部缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)，為鍛造工藝的制定提供重要的參考。
大型鼓筒鍛件具有結(jié)構(gòu)復(fù)雜、腔深壁薄等特點(diǎn)，不但成形難度大，而且存在組織粗化及超聲檢測(cè)雜波增高的現(xiàn)象，因此成形設(shè)備和熱加工工藝參數(shù)的選擇是研制的難點(diǎn)。為了節(jié)約工藝驗(yàn)證的成本，本研究中對(duì)大型鼓筒鍛件進(jìn)行了不同鍛造方式的模擬和組織預(yù)測(cè)，以期為優(yōu)化其熱變形工藝提供數(shù)據(jù)支撐。
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鍛造過程模擬
采用DEFORM-2D軟件對(duì)TC4鈦合金鼓筒鍛件的對(duì)擊錘鍛造和液壓機(jī)鍛造過程進(jìn)行數(shù)值模擬。鍛造用坯料取自TC4鈦合金棒坯，模具材料為5CrNiMo合金。模擬邊界條件：環(huán)境溫度為20℃，坯料與模具的換熱系數(shù)為4000W/(m2·K)，坯料與周圍環(huán)境的換熱系數(shù)為 400W/(m2·K)，接觸面摩擦因子取0.2。對(duì)擊錘鍛造模擬的初始條件：坯料溫度為950℃，運(yùn)料時(shí)間為30s，對(duì)擊錘打擊能量為1MJ，氣壓為0.8~0.9MPa，錘擊間隔為5s，模具預(yù)熱溫度為300℃，坯料形狀為環(huán)形，外徑為840mm，內(nèi)徑為470mm，高度為450mm，筒體朝上方式成形；液壓機(jī)鍛造模擬的初始條件：坯料溫度為945℃，運(yùn)料時(shí)間為30s，變形速度為5~10mm/s，模具預(yù)熱溫度為350℃，坯料形狀為實(shí)心圓形，外徑為384mm，高度為240mm，筒體朝下方式成形。依據(jù)對(duì)擊錘、液壓機(jī)的設(shè)備能力以及鍛件尺寸，設(shè)計(jì)了對(duì)擊錘鍛造和液壓機(jī)鍛造2種工藝的鍛件毛坯圖，如下圖所示，圖中虛線部分為鍛件交付圖。
TC4鈦合金鍛件毛坯尺寸圖2
組織預(yù)測(cè)
為了預(yù)測(cè)鍛件微觀組織演變，分別在β相變點(diǎn)以下100、60、40、20℃對(duì)TC4鈦合金坯料進(jìn)行固溶處理。對(duì)DEFORM-2D軟件的子程序進(jìn)行擴(kuò)展，觀察不同溫度固溶處理的坯料經(jīng)鍛造后所得TC4鈦合金鍛件的微觀組織。按GB/T 5168—2020標(biāo)準(zhǔn)中圖E對(duì)TC4鈦合金鍛件進(jìn)行初生α相統(tǒng)計(jì)，建立等軸初生α相含量與固溶溫度的關(guān)系曲線。將等軸α相含量與固溶溫度的關(guān)系編譯到軟件的子程序中。根據(jù)鍛件溫度場(chǎng)和鍛件截面形狀對(duì)初生α相含量進(jìn)行模擬，并選取鍛件邊緣和心部2個(gè)特殊點(diǎn)進(jìn)行組織驗(yàn)證。組織驗(yàn)證用TC4鈦合金鍛件的相變點(diǎn)為995℃，鍛件邊緣和心部的金相試樣首先經(jīng)過粗磨、精磨和機(jī)械拋光后，用Kroll腐蝕液（HF、HNO3、H2O體積比為1:2:17）進(jìn)行腐蝕，采用Leica DMI 3000M型臥式金相顯微鏡進(jìn)行組織觀察。
液壓機(jī)鍛造過程的數(shù)值模擬
下圖中圖a為建立的液壓機(jī)鍛造TC4鈦合金坯料的模型。第一火鍛造完成后，鍛件的等效應(yīng)變和溫度分布如圖b所示。從圖b左側(cè)部分的等效應(yīng)變分布情況可以看出，鍛件心部等效應(yīng)變最大，基本在1.25~1.75范圍內(nèi)，這是因?yàn)殄懺斐跏茧A段，坯料發(fā)生鐓粗變形，心部變形最大。鍛件兩側(cè)由于受到模具的約束，能夠產(chǎn)生較大的塑性變形，其等效應(yīng)變基本在0.75~1.25范圍內(nèi)，鍛件兩側(cè)的下端為自由變形端，等效應(yīng)變最小，基本在0~0.5范圍內(nèi)。從圖b右側(cè)部分的溫度分布情況可以看出，鍛件的溫度分布情況與等效應(yīng)變的分布情況相對(duì)應(yīng)，即等效應(yīng)變?cè)酱蟮牟课?，溫度越高。鍛件心部的溫度最高，基本?55~960℃范圍內(nèi)，鍛件兩側(cè)的溫度較低，基本在945~955℃范圍內(nèi)，工件的整體溫升在0~15℃范圍內(nèi)，整體溫升較小，溫度分布較為均勻。第二火鍛造完成后，鍛件的等效應(yīng)變和溫度分布如圖c所示。從圖c左側(cè)部分的等效應(yīng)變分布情況可以看出，鍛件心部的軸向高度降低明顯，產(chǎn)生了很大的塑性變形，其等效應(yīng)變最大，基本在1.5~2.0范圍內(nèi)。鍛件兩側(cè)同樣產(chǎn)生了較大的變形，可以看成是一個(gè)反擠壓的過程，鍛件兩側(cè)靠近上模部位的等效應(yīng)變較大，主要在1.0~2.0范圍內(nèi)，兩側(cè)靠近下模部位的等效應(yīng)變較小，主要在0.25~1.0范圍內(nèi)，整體分布較為均勻。圖c右側(cè)部分的溫度分布情況與等效應(yīng)變的分布情況相對(duì)應(yīng)，等效應(yīng)變較大的部位溫升在10~15℃范圍內(nèi)，其余等效應(yīng)變較小的部位溫升在0~10℃范圍內(nèi)。由于第二火鍛造完成后的等效應(yīng)變分布沒有第一火鍛造完成后的等效應(yīng)變均勻，因而其整體溫度分布存在一定的梯度，但是兩火累加的等效應(yīng)變分布相對(duì)均勻。液壓機(jī)鍛造TC4鈦合金鍛件的數(shù)值模擬圖：(a)坯料模型；(b)一火鍛造后；(c)二火鍛造后
對(duì)擊錘鍛造過程的數(shù)值模擬
下圖中圖a為建立的對(duì)擊錘鍛造TC4鈦合金坯料的模型，圖b~d為不同坯料內(nèi)側(cè)傾角下的鍛造數(shù)值模擬圖。從圖b、c可知，坯料從成形的開始階段即產(chǎn)生了類似切削的缺陷，其原因是變形開始階段主要是坯料外擴(kuò)的過程，此時(shí)與坯料內(nèi)側(cè)對(duì)應(yīng)的模具上模傾角與坯料內(nèi)側(cè)傾角相差較大時(shí)（圖b內(nèi)側(cè)傾角為0°，圖c內(nèi)側(cè)傾角為15°），坯料外擴(kuò)后，內(nèi)側(cè)有較多多余的金屬無法通過擠壓變形向加載方向流動(dòng)，隨著變形的進(jìn)行，此部分多余的金屬在對(duì)擊錘的高速?zèng)_擊作用下產(chǎn)生了類似切削的缺陷。如圖d所示，當(dāng)坯料內(nèi)側(cè)傾角為10°時(shí)，坯料內(nèi)側(cè)對(duì)應(yīng)的模具上模傾角與坯料內(nèi)側(cè)傾角相差不大，坯料的切削效應(yīng)明顯改善，整個(gè)成形過程較為流暢。對(duì)擊錘鍛造TC4鈦合金鍛件的坯料模型和不同坯料內(nèi)側(cè)傾角下的模擬圖：
(a)坯料模型；(b)內(nèi)側(cè)傾角為0°；(c)內(nèi)側(cè)傾角為15°;(d)內(nèi)側(cè)傾角為10°
下圖為對(duì)擊錘鍛造的應(yīng)變場(chǎng)和溫度場(chǎng)云圖。從圖b可知，對(duì)擊錘鍛造溫差變化較大，溫度最高點(diǎn)位于鍛件心部，僅低于相變點(diǎn)14℃；鍛件心部終鍛溫度均低于相變點(diǎn)30℃左右，其余點(diǎn)均低于相變點(diǎn)60℃左右。從圖a可以看出，鍛件心部等效應(yīng)變最大，達(dá)到1.5以上。對(duì)比對(duì)擊錘鍛造和液壓機(jī)鍛造的模擬成形過程，TC4鈦合金鼓筒鍛件均能很好地充填型腔。采用對(duì)擊錘鍛造，需經(jīng)過30~40錘鍛造，打擊能量充足，變形速率大，多錘次變形累加的應(yīng)變量相對(duì)較大，成形后鍛件的應(yīng)變分布主要在0.6~1.5范圍內(nèi)。相對(duì)而言，液壓機(jī)鍛造的等效應(yīng)變和溫度分布適中，應(yīng)變分布主要在0.5~1.25范圍內(nèi)，鍛件兩火次成形，工序簡(jiǎn)單，生產(chǎn)效率高，不易產(chǎn)生鍛造缺陷。對(duì)擊錘鍛造TC4鈦合金鍛件的數(shù)值模擬圖：(a)應(yīng)變場(chǎng)云圖；(b)溫度場(chǎng)云圖等軸初生α相含量預(yù)測(cè)和組織驗(yàn)證
在α＋β兩相區(qū)塑性變形后的鈦合金，其顯微組織中等軸初生α相和β相的比例決定著合金的機(jī)械性能。從模擬結(jié)果看，2種方案終鍛溫度均在相變點(diǎn)以下，然而相變點(diǎn)與終鍛溫度之差在鍛件內(nèi)分布有很大差別。液壓機(jī)鍛造方案中鍛件心部容易獲得雙態(tài)組織，邊緣容易獲得等軸組織；而對(duì)擊錘鍛造方案溫差變化較大，溫度最高點(diǎn)位置等效應(yīng)變達(dá)到1.5，變形量比較充分，有得到網(wǎng)籃組織的風(fēng)險(xiǎn)。在整個(gè)變形過程中，鍛件外緣溫度逐漸降低，而鍛件內(nèi)部溫度先升高后下降，選取鍛造過程中的最高溫度區(qū)間進(jìn)行初生α相含量預(yù)測(cè)，依據(jù)等軸初生α相含量與溫度的關(guān)系，模擬出鍛件內(nèi)等軸初生α相含量的分布云圖，如下圖所示。由圖a可知，液壓機(jī)鍛造得到的鍛件整體組織均勻性較好，由內(nèi)到外等軸初生α相含量逐漸增大，心部整體等軸初生α相含量在30%左右，鍛件邊緣等軸初生α相含量在45%~60%之間，在鍛件自由端邊緣處達(dá)到70%左右。由圖b可知，對(duì)擊錘得到的鍛件整體組織均勻性偏低，心部下半段初生α相含量為20%左右，隨著鍛件由內(nèi)到外溫度的降低，變形量也在降低，上半段等軸初生α相含量在40%~60%之間，邊緣達(dá)到80%左右。不同工藝下TC4鈦合金鍛件中等軸初生α相含量云圖：(a)液壓機(jī)鍛造；(b)對(duì)擊錘鍛造結(jié) 論
（1）采用對(duì)擊錘鍛造，當(dāng)TC4鈦合金坯料內(nèi)側(cè)對(duì)應(yīng)的模具上模傾角與坯料內(nèi)側(cè)傾角相差較大時(shí)，坯料外擴(kuò)后易產(chǎn)生類似切削的鍛造缺陷。修改坯料內(nèi)側(cè)傾角后缺陷可以得到改善。（2）對(duì)擊錘鍛造和液壓機(jī)鍛造2種鍛造方式得到的鍛件由內(nèi)到外等軸初生α相含量逐漸增大，并對(duì)液壓機(jī)鍛造制備的鍛件進(jìn)行了組織驗(yàn)證，基本符合模擬結(jié)果。（3）對(duì)擊錘鍛造成形后TC4鈦合金鍛件的應(yīng)變分布主要在0.6~1.5范圍內(nèi)，而液壓機(jī)鍛造成形后應(yīng)變分布主要在0.5~1.25范圍內(nèi)，溫度、應(yīng)變分布和組織均較為均勻，產(chǎn)生鍛造缺陷的可能性較小。對(duì)比發(fā)現(xiàn)液壓機(jī)鍛造為TC4鈦合金鼓筒鍛件成形的較優(yōu)方式。
