大型鈦合金模鍛件模鍛成形過(guò)程建模仿真

張大偉，趙升噸，朱 駿，李 雪，景 飛，李蓬川，羅恒軍

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710049;2.中國(guó)第二重型機(jī)械集團(tuán)公司，四川 德陽(yáng) 618000)

0 前言

航空航天構(gòu)件日益要求高性能、輕量化、低成本，這就使得使用輕質(zhì)難變形合金材料、帶有復(fù)雜輕量化結(jié)構(gòu)、沒(méi)有焊縫和鉚接的整體構(gòu)件在航空航天領(lǐng)域中應(yīng)用越來(lái)越廣泛［1-3］。TC18(Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe)鈦合金焊接性能好、淬透截面厚度大、退火狀態(tài)強(qiáng)度高，替換TC4鈦合金鍛件可使飛機(jī)減重15%～20%，因此在制造大型承力構(gòu)件方面具有很大的優(yōu)勢(shì)，特別適合于制造飛機(jī)機(jī)身和起落架上的大型承力結(jié)構(gòu)件［4-6］。

某TC18鈦合金鍛件是飛機(jī)起落架上關(guān)鍵承力構(gòu)件，其尺寸大，投影長(zhǎng)度大于2 300 mm，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，橫截面變化劇烈。鈦合金變形抗力大、工藝窗口窄，此外整體模鍛成形過(guò)程中材料要經(jīng)歷多模具、多場(chǎng)、多因素耦合作用下的高度非線(xiàn)性不均勻變形，容易出現(xiàn)充不滿(mǎn)、折疊、裂紋等成形缺陷，并使成形過(guò)程中的材料流動(dòng)特征和變形行為十分復(fù)雜難以預(yù)測(cè)。

有限元數(shù)值模擬是分析復(fù)雜成形問(wèn)題、優(yōu)化工藝參數(shù)、探究新成形工藝的高效、經(jīng)濟(jì)的強(qiáng)有力工具［7-8］。對(duì)于長(zhǎng)500 mm、寬400 mm的鋁合金艙口蓋等溫鍛造工藝，Shan等［9］根據(jù)幾何特征選取了兩種典型的位置建立有限元模型，研究等溫鍛造工藝。Zhang等［10］基于DEFORM-3D軟件建立了長(zhǎng)度和寬度都大于1 m的鈦合金局部加載等溫成形過(guò)程的有限元模型。等溫成形過(guò)程的有限元建模忽略了成形過(guò)程中變形生熱、摩擦生熱、熱傳遞等熱事件。王新平等［11］建立TC18熱軋過(guò)程的熱力耦合有限元模型，分析了軋制過(guò)程中溫度場(chǎng)和損傷，板材形狀比模鍛件形狀簡(jiǎn)單許多。黃湘龍等［12］建立了鈦合金支柱模鍛過(guò)程的熱力耦合有限元模型，比較了液壓機(jī)和鍛錘兩種鍛造形式的區(qū)別，但所建模型并未考慮評(píng)估裂紋傾向。

大型TC18鈦合金某鍛件鍛造過(guò)程面臨尺寸大、形狀復(fù)雜、具有極端尺寸配合特征，并耦合傳熱過(guò)程計(jì)算，這都增加建模難度和計(jì)算規(guī)模。因此有必要進(jìn)一步研究大型鈦合金鍛件熱力耦合有限元建模仿真技術(shù)，建立一個(gè)合理可靠的三維熱力耦合有限元模型，研究發(fā)展大型鈦合金鍛件模鍛工藝。本文基于已有研究的基礎(chǔ)，發(fā)展大型鈦合金模鍛件模鍛成形過(guò)程三維熱力耦合有限元模型，分析了整體模鍛成形過(guò)程中溫度、應(yīng)變以及損傷等變量場(chǎng)演化過(guò)程。

1 三維熱力耦合有限元建模

1.1 材料模型

變形材料為T(mén)C18，模具材料是4Cr5MoSiV1熱作模具鋼。成形過(guò)程的數(shù)值模擬中，變形材料為塑性體，采用Von Mises屈服準(zhǔn)則，需賦予應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的材料屬性;模具為剛性體，DEFORM不需要模具材料性能。非等溫成形過(guò)程熱力耦合數(shù)值模擬需要賦予變形材料和模具材料的熱物理性能屬性。

在高溫塑性變形的條件下，TC18鈦合金的流變應(yīng)力和應(yīng)變速率之間的關(guān)系可用包含激活能Q和溫度T的雙曲正弦形式表示［11-12］，即

式中，＆為應(yīng)變速率;A為常數(shù);α為應(yīng)力水平參數(shù);σ為應(yīng)力;n為應(yīng)力指數(shù);Q為變形激活能;R為氣體常數(shù)，R=8.3145 J/(mol·K);T為絕對(duì)溫度。

采用熱模擬壓縮試驗(yàn)文獻(xiàn)［12］中確定了材料模型中的相關(guān)參數(shù)，如表1所示。

表1 材料模型參數(shù)Tab.1 Parameters for material model

為了評(píng)估鈦合金大型鍛件模鍛過(guò)程中裂紋出現(xiàn)的可能性，采用損傷因子Df作為衡量的指標(biāo)。損傷模型采用基于Cockcroft＆Latham發(fā)展而來(lái)的延性斷裂準(zhǔn)則［13-14］:

式中，σ1為最大主應(yīng)力;為等效應(yīng)力;為等效應(yīng)變。

一般認(rèn)為當(dāng)塑性應(yīng)變超過(guò)損傷門(mén)檻應(yīng)變值后，達(dá)到臨界值 時(shí)將產(chǎn)生微裂紋引起損傷［15］。損傷因子值越大，產(chǎn)生裂紋的傾向越大;相反其值越小，成形質(zhì)量越好。該模型成功用于鈦合金餅狀試件熱成形過(guò)程中的斷裂預(yù)測(cè)［13］，也被用于多通閥多向鍛造成形過(guò)程中的工件成形質(zhì)量評(píng)估［16］。

根據(jù)手冊(cè)和相關(guān)文獻(xiàn)，并結(jié)合TC18某鍛件整體模鍛工藝，確定TC18鈦合金和4Cr5MoSiV1熱作模具鋼的物理性能如表2所示。

表2 材料物理性能參數(shù)Tab.2 Parameters for physical properties of material

物理性能TC18 4Cr5MoSiV1熱導(dǎo)率/W·(m·K)－1 13.395(400℃)14.651(500℃)15.907(600℃)17.163(700℃)18.418(800℃)19.674(900℃)24.6(150℃)24.6(215℃)24.4(350℃)24.2(475℃)24.7(600℃)比熱容/J·(kg·K)－1 2.7(90℃)3.0(200℃)3.2(315℃)3.8(425℃)4.5(530℃)5.7(650℃)輻射率3.114(400℃)3.309(500℃)3.504(600℃)3.893(700℃)4.068(800℃)4.282(900℃)

1.2 幾何模型及網(wǎng)格

根據(jù)大型鈦合金某鍛件的坯料及模具尺寸，在CAD造型軟件中可分別建立坯料、模具三維幾何模型，以STL網(wǎng)格格式輸入DEFORM-3D軟件，并調(diào)整其空間位置。由于鍛件幾何結(jié)構(gòu)和加載受力具有對(duì)稱(chēng)性，則可僅建立坯料、模具的1/2模型。

采用四面體實(shí)體網(wǎng)格對(duì)坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分，使用網(wǎng)格局部細(xì)化和重劃分技術(shù)以提高計(jì)算效率和避免網(wǎng)格畸變，最小網(wǎng)格尺寸小于2.5 mm。設(shè)置對(duì)稱(chēng)面，對(duì)稱(chēng)面上的節(jié)點(diǎn)位移在對(duì)稱(chēng)面法向受到限制。模具網(wǎng)格劃分中采用局部細(xì)化技術(shù)，同工件接觸區(qū)域的網(wǎng)格較密，最小網(wǎng)格尺寸小于2.5 mm，同樣需要設(shè)置對(duì)稱(chēng)面。坯料、模具的網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 大型鈦合金鍛件模鍛成形有限元模型Fig.1 Finite element model of die forging process for large-scale titanium alloy forging

1.3 接觸及摩擦模型

分別建立坯料與上模具、坯料與下模具之間的接觸關(guān)系，采用剪切摩擦模型描述工件與模具之間的摩擦狀態(tài)。剪切摩擦模型的一般表達(dá)式為

式中，fs為摩擦應(yīng)力;K為剪切屈服應(yīng)力;m為摩擦因子，0≤m≤1。

對(duì)于復(fù)雜成形問(wèn)題，模具坯料接觸面上的相對(duì)滑動(dòng)速度方向是不確定的［17］。在此類(lèi)問(wèn)題中，模具坯料接觸面上存在一中性點(diǎn)或一中性區(qū)域，此處變形材料相對(duì)速度為零。在靠近中性點(diǎn)或中性區(qū)域的地方，摩擦剪應(yīng)力發(fā)生突變改變方向，采用公式(3)描述摩擦?xí)r會(huì)給引入摩擦條件后的有限元列式帶來(lái)數(shù)值問(wèn)題。為了解決這一問(wèn)題，在有限元分析中靠近速度零點(diǎn)的區(qū)域采用與速度相關(guān)的摩擦模型［17］

式中，ur為相對(duì)速度;u0為比相對(duì)速度小幾個(gè)數(shù)量級(jí)的任意常數(shù)。

1.4 邊界條件

TC18鈦合金相變溫度在870℃左右，始鍛溫度采用近β鍛造溫度?？紤]加熱溫度誤差，始鍛溫度850℃。4Cr5MoSiV1熱作模具鋼初始溫度多在300℃以下，因此選擇模具溫度為300℃。

液壓機(jī)模鍛件要優(yōu)于鍛錘上成形的鍛件［12］，因此采用液壓機(jī)進(jìn)行鍛造，模具加載速度為10 mm/s。鈦合金熱鍛成形中，采用玻璃潤(rùn)滑劑時(shí)，摩擦因子m約為0.1～0.3［18］。在有限元模型中m=0.2。

模具和坯料接觸面有熱交換，此外模具、坯料和空氣之間也存在熱交換，但熱交換系數(shù)不同，要分別設(shè)置傳熱面。對(duì)稱(chēng)面上不需定義為傳熱面。模具、坯料和環(huán)境之間的傳熱系數(shù)為0.02 kW·m－2·K－1;模具和坯料之間的傳熱系數(shù)為11 kW·m－2·K－1。

2 模型應(yīng)用

2.1 溫度場(chǎng)演化

成形過(guò)程的溫度場(chǎng)變化如圖2所示，由于模具預(yù)熱溫度較低(300℃)，模具表面激冷作用明顯。同模具接觸區(qū)域的溫度迅速下降，成形25%時(shí)，同模具接觸的坯料表面在550℃左右，如圖2a所示。隨著成形進(jìn)行接觸區(qū)域表面溫度持續(xù)降低，但溫降程度減緩。成形100%時(shí)，同模具接觸的坯料表面最低溫度在450℃左右，如圖2d所示。

圖2 成形過(guò)程的溫度場(chǎng)分布Fig.2 Distribution of temperature field in the forming process

從圖2a可以發(fā)現(xiàn)，模具激冷作用影響的深度有限，僅在表層，在激冷層下方有一高溫層。在成形50%之前，該高溫區(qū)域是整個(gè)坯料溫度最高的區(qū)域，都在860℃以上;成形50%之后這一深度的坯料溫度仍可維持在850℃左右。鍛件心部的溫度一直維持較高溫度，終鍛時(shí)能夠達(dá)880℃左右，這和文獻(xiàn)［12］中終鍛最大溫度相當(dāng)，這也從側(cè)面佐證了本文所建模型是可靠的。終鍛時(shí)部分飛邊區(qū)域坯料溫度可超過(guò)到900℃。終鍛時(shí)，800℃以上高溫區(qū)接近25%，35%區(qū)域溫度在700℃ ～800℃之間，僅有不足4%的區(qū)域溫度低于500℃。

2.2 應(yīng)變場(chǎng)演化

成形過(guò)程的等效應(yīng)變場(chǎng)變化如圖3所示，坯料前端不同厚度過(guò)渡區(qū)域首先同上下模接觸受壓產(chǎn)生塑性變形，如圖3a標(biāo)示所示。該區(qū)域同下模接觸的側(cè)面存在一個(gè)同軸向垂直的橫向筋條，隨著行程增加，該處變形不斷增加并擴(kuò)散，超過(guò)上模首先接觸區(qū)域的變形，最終成為鍛件變形劇烈的區(qū)域，如圖3d標(biāo)示所示。

圖3 成形過(guò)程的應(yīng)變場(chǎng)分布Fig.3 Distribution of strain field in the forming process

塑性功轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃?，而鈦合金?dǎo)熱系數(shù)小，熱量不會(huì)迅速擴(kuò)散，會(huì)使局部區(qū)域溫度上升補(bǔ)償熱交換的熱量損失。因此出現(xiàn)了圖2所示的現(xiàn)象，在上模首先接觸區(qū)域的激冷層下方有一高溫層。比較圖2a、b和圖3a、b可以發(fā)現(xiàn)高溫層形狀和高應(yīng)變區(qū)域分布相似。

塑性變形可有效改善鍛件的組織性能，模鍛過(guò)程中鍛件的塑性變形區(qū)迅速擴(kuò)大，低應(yīng)變區(qū)不斷減少，如圖4所示。模鍛結(jié)束，等效應(yīng)變＜0.3的區(qū)域僅占10%。

圖4 成形過(guò)程中低應(yīng)變區(qū)變化Fig.4 Variation of low-strain region in the forming process

2.3 損傷場(chǎng)演化

本文采用的斷裂準(zhǔn)則是與拉應(yīng)力相關(guān)的關(guān)于應(yīng)變的累積值。從圖5為成形過(guò)程中的損傷場(chǎng)分布情況看，劇烈變形區(qū)域的損傷值都較高，如上下縱向筋(與軸線(xiàn)平行)和下方橫向筋(與軸線(xiàn)垂直)的筋條腹板連接處的損傷值都較大，但普遍都低于損傷門(mén)檻值，不會(huì)產(chǎn)生微裂紋。

圖5 成形過(guò)程的損傷場(chǎng)分布Fig.5 Distribution of damage field in the forming process

所成形構(gòu)件前端橫截面變化劇烈，坯料橫截面和構(gòu)件橫截面相差較大，坯料前段最小截面積為0.0127 m2，而所要成形構(gòu)件最小截面積0.0016 m2。當(dāng)坯料前端和模具接觸后，如圖6a所示，由于截面積變化劇烈，接觸區(qū)域會(huì)產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，損傷值迅速增加，如圖5b標(biāo)示所示。該處損傷值可能會(huì)超過(guò)門(mén)檻值，產(chǎn)生宏觀裂紋，終鍛時(shí)該區(qū)域飛邊較大，飛邊的損傷值也可能超過(guò)門(mén)檻值，產(chǎn)生宏觀裂紋，如圖5d所示。

圖6 接觸情況和速度場(chǎng)(成形50%)Fig.6 Contact situation and velocity field(forming ratio 50%)

構(gòu)件下方橫向筋條(圖6a)成形后會(huì)阻礙材料跨越筋條的縱向流動(dòng)，從圖6b可以看出在此處存在分流層。坯料底部在橫向筋處分別向前和向后流動(dòng)，在該處形成拉應(yīng)力。隨著變形增加，損傷累積，該處也會(huì)成為出現(xiàn)裂紋的危險(xiǎn)區(qū)域，如圖5d標(biāo)示區(qū)域。

3 結(jié)論

(1)基于DEFORM-3D軟件環(huán)境建立了大型鈦合金鍛件模鍛過(guò)程的熱力耦合有限元模型，分析了成形過(guò)程中溫度、應(yīng)變以及損傷等變量分布特征;

(2)模具預(yù)熱溫度低激冷作用顯著，但塑性變形功補(bǔ)償部分熱量損傷，并能夠在激冷層下方形成局部高溫層。鍛件心部是高溫區(qū)，終鍛時(shí)在880℃左右;

(3)塑性變形大的區(qū)域損傷值也都較大，但普遍低于損傷門(mén)檻值。坯料前段橫截面和構(gòu)件前段橫截面相差較大，容易產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，可能導(dǎo)致宏觀裂紋出現(xiàn)。坯料前端高度變化顯著區(qū)域?qū)?yīng)成形構(gòu)件下方的橫向筋，此處存在分流層，導(dǎo)致該區(qū)域出現(xiàn)裂紋傾向增加。

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