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    大型鈦合金模鍛件模鍛成形過(guò)程建模仿真

    2014-12-03 07:56:12張大偉趙升噸李蓬川羅恒軍
    重型機(jī)械 2014年5期
    關(guān)鍵詞:模鍛坯料鍛件

    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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