大型鈦合金構(gòu)件等溫局部加載過程晶粒尺寸演變規(guī)律

馬 慶 魏 科 劉志強

南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院，南昌，330063

0 引言

航空航天等高科技領(lǐng)域的快速發(fā)展離不開大型化、整體化、輕量化的新型材料構(gòu)件，采用優(yōu)質(zhì)性能的輕合金材料和薄壁、多筋的輕量化結(jié)構(gòu)可有效提高運載裝備的綜合性能，如TA15鈦合金大型筋板構(gòu)件，它在500 ℃下的服役壽命可達3000 h左右[1]。然而，鈦合金的變形抗力大、塑性差，且構(gòu)件的尺寸大，筋的分布不規(guī)則，若采用傳統(tǒng)的塑性成形工藝(如整體鍛造)，材料在變形過程中容易出現(xiàn)多種缺陷，而且必須配套使用大噸位和高剛度的巨型壓力機來滿足載荷的需求[2]。隨著大型客機及新一代戰(zhàn)機的研制，構(gòu)件的尺寸將越來越大，對設(shè)備成形能力的需求也不斷提高，因此，發(fā)展鈦合金大型筋板構(gòu)件精確塑性成形與省力成形的新原理、新工藝已成為航空航天裝備制造領(lǐng)域的迫切需求，同時也是先進塑性成形技術(shù)發(fā)展的前沿[3]。

等溫局部加載是一種柔性、省力的成形方式，為制造大型鈦合金構(gòu)件提供了一種新的可行途徑，能有效滿足大型復(fù)雜筋板構(gòu)件省力精確塑性成形的需求[4]。楊合等[5]采用等溫局部加載方式對大型鈦合金構(gòu)件近β鍛造宏微觀成形規(guī)律、缺陷生產(chǎn)機理及控制等進行了研究。FAN等[4]建立了包含TA15鈦合金全過程組織演變歷程的材料模型，并將其嵌入有限元模擬軟件中，建立了大型筋板構(gòu)件局部加載宏微觀耦合有限元模型，分析了不同變形溫度、加載速度下等軸α相體積分數(shù)和晶粒尺寸的分布情況。SUN等[6-7]研究了TA15鈦合金大型筋板件局部加載成形鍛造模式、摩擦及分模位置等因素對成形過程中不均勻變形及損傷的影響規(guī)律，并對比分析了不同加載道次、坯料形式對構(gòu)件成形質(zhì)量的影響，指出使用不等厚坯料的筋槽充填性能較好，并推薦采用單道次以提高成形效率。ZHANG等[8]基于描述局部載荷條件下T形構(gòu)件材料流動的主應(yīng)力模型，提出了一種快速分析多筋構(gòu)件局部載荷過程中金屬流動和型腔充填的算法。GAO等[9-10]定量研究了局部加載過渡區(qū)的材料轉(zhuǎn)移規(guī)律與折疊缺陷的形成機制，并建立了鈦合金等溫局部加載三態(tài)組織預(yù)測模型，實現(xiàn)了三態(tài)組織參數(shù)與性能的定量調(diào)控。WEI等[11-12]揭示了大型筋板構(gòu)件局部加載不同加載區(qū)交互作用下的近程轉(zhuǎn)移效應(yīng)，基于物理模擬實驗和有限元模擬相結(jié)合的方法，探明了坯料體積分配對局部加載過渡區(qū)材料轉(zhuǎn)移、折疊、筋錯移、充填及應(yīng)變場的影響規(guī)律，實現(xiàn)了坯料不同幾何參數(shù)下過渡區(qū)折疊的快速預(yù)測，并總結(jié)了一套避免折疊、改善充填和變形均勻性的坯料優(yōu)化設(shè)計流程。李志燕等[13]研究了不同加載方式下TA15鈦合金方坯先加載區(qū)、過渡區(qū)和后加載區(qū)的組織形貌和力學(xué)性能。

以上研究揭示了等溫局部加載宏觀變形行為及組織形貌特點，尤其對宏觀成形過程中的筋槽充填規(guī)律、折疊缺陷抑制及不等厚坯料設(shè)計有了較為深入的研究，針對局部加載后的微觀組織也開展初步的模擬研究，但仍缺乏針對初生α相的晶粒尺寸在不同加載工步、加載時刻下的深入研究，而且變換加載順序及局部和整體加載方式下的微觀組織差異尚不清楚，因此有必要進一步開展等溫局部加載過程晶粒尺寸演變規(guī)律的研究。

本文針對等溫局部加載過程中不同變形區(qū)微觀組織復(fù)雜的變化歷程，基于內(nèi)變量法的微觀組織演化模型，研究了TA15鈦合金大型筋板構(gòu)件在不同加載步下初生α相晶粒尺寸演變過程，對比分析了變換加載順序及整體加載方式下初生α相晶粒尺寸的差異，以期指導(dǎo)實際局部加載成形過程的微觀組織調(diào)控，從而實現(xiàn)大型鈦合金構(gòu)件的成形成性、綠色生產(chǎn)的目標(biāo)。

1 等溫局部加載宏微觀有限元模型

1.1 等溫局部加載實現(xiàn)過程

等溫局部加載通過逐步變換分塊模具的相對位置，對構(gòu)件的局部區(qū)域施加載荷，最終使構(gòu)件成形，本文采用的局部加載分模位置與模鍛形式如圖1所示。成形過程中存在著加載變形區(qū)、變形過渡區(qū)和未加載區(qū)三個區(qū)域[11]，其中變形過渡區(qū)因同時受到加載變形區(qū)與未加載區(qū)的影響，材料宏觀流動更為劇烈，組織演變也非常復(fù)雜。

圖1 局部加載分模位置與模鍛形式示意圖Fig.1 Schematic diagram of local loading partitionlocation and forging mode

1.2 微觀組織演化模型

大型鈦合金構(gòu)件的實驗成本極高，研究過程存在諸多困難，因此建立準確可靠的微觀組織模型，以數(shù)值模擬代替大型鍛件實驗，為傳統(tǒng)的塑性成形工藝提供了一種全新的指導(dǎo)方案，是研究大鍛件形性成形規(guī)律的最有力手段之一[14]。在熱塑性變形過程中，金屬材料受到高溫和變形的耦合作用，一般會發(fā)生加工硬化、動態(tài)回復(fù)、動態(tài)再結(jié)晶、亞動態(tài)再結(jié)晶、靜態(tài)再結(jié)晶和晶粒長大等一系列微觀組織變化，充分了解這些變化過程，對預(yù)測和調(diào)控材料的微觀組織至關(guān)重要[15-16]。隨著科學(xué)的發(fā)展，已經(jīng)產(chǎn)生了相當(dāng)多的數(shù)值模擬方法，如有限元法、蒙特卡羅法、內(nèi)變量法、元胞自動機法等，其中內(nèi)變量法微觀組織演變模型物理意義較為明確，能夠?qū)⒉牧系淖冃螜C制、組織演化和塑性響應(yīng)有機結(jié)合起來。本文基于韓冠軍[17]所建立的TA15鈦合金高溫變形微觀組織演化物理模型對等溫局部加載成形過程的微觀組織進行模擬研究，該模型經(jīng)實驗驗證具有較好的可靠性，其表達式如下：

(1)

(2)

(3)

γ=(0.1+S)q(1-S)ρ/ρcr

(4)

(5)

Qs為自擴散激活能；Qb為晶界遷移激活能；Qz為變形激活能；ρcr為臨界位錯密度。

式(1)表示位錯密度變化，式(2)為晶粒尺寸演化模型，式(3)、式(4)為再結(jié)晶百分數(shù)表達式，式(5)為發(fā)生再結(jié)晶所需的臨界位錯密度。位錯密度的變化由加工硬化、回復(fù)和再結(jié)晶共同決定，晶粒尺寸的變化由晶粒的正常長大和再結(jié)晶共同決定。該模型形式較為復(fù)雜，待定參數(shù)較多，對于此類帶約束的多目標(biāo)函數(shù)尋優(yōu)問題，采用普通的優(yōu)化方法難以獲得全局最優(yōu)解，韓冠軍[17]采用遺傳算法擬合得到了模型中的相關(guān)參數(shù)，且精度較好，如表1所示，本文的內(nèi)變量模型也取這些數(shù)值。

表1 模型材料參數(shù)[17]

為驗證該微觀組織演變模型的可靠性，文獻[17]通過模擬計算得到先后加載區(qū)的等軸初生α相平均晶粒尺寸分別為7.33 μm和7.29 μm，而實驗測量值分別為7.86 μm 和7.45 μm，模擬結(jié)果與實驗吻合較好，說明該模型對等溫局部加載成形粒尺寸演變模擬也是可靠有效的。

1.3 有限元幾何模型的構(gòu)建

圖2所示是大型鈦合金筋板構(gòu)件等溫局部加載有限元模型，本文局部加載方式通過下模分塊完成，上模保持為整體，下模由分塊下模1和分塊下模2組成，如圖3所示。材料的本構(gòu)模型中，將熱模擬壓縮實驗所獲得的散點數(shù)據(jù)導(dǎo)入模擬軟件的材料數(shù)據(jù)庫[18]。因模具不發(fā)生塑性變形，故選用剛體。坯料劃分為四節(jié)點四面體的單元網(wǎng)格，工件與模具之間的摩擦采用常系數(shù)剪切摩擦模型。微觀組織演化模型采用內(nèi)變量模型，以二次開發(fā)的形式與模擬軟件相結(jié)合[17]，模擬中的主要參數(shù)設(shè)定如表2所示。

圖2 等溫局部加載有限元模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of the isothermal localloading finite element model

(a)下模1 (b)下模2圖3 局部加載分塊下模模具示意圖Fig.3 Schematic diagram of partial loading of dividedlower die

表2 有限元模擬參數(shù)

2 模擬結(jié)果分析

在模擬軟件中，后處理的點追蹤方法可以詳細了解工件每一點場變量的實時變化情況,因此，本文在不同變形區(qū)域內(nèi)，通過點追蹤方法分析微觀組織的演變情況。大型構(gòu)件上的點追蹤位置分布如圖4所示，其中，點1～4(p1～p4)位于分區(qū)線左側(cè)加載區(qū)中，點5～12(p5～p12)位于分區(qū)線右側(cè)加載區(qū)中。由文獻[11]可知，局部加載的過渡區(qū)設(shè)定在分區(qū)線兩側(cè)的筋條至其另一相鄰筋的腹板處，因此，點9～12在本文研究中在遠離分區(qū)線的非過渡區(qū)域中。由文獻[19]可知，TA15鈦合金在兩相區(qū)變形過程中等軸α相的軟化機制主要為動態(tài)再結(jié)晶，所以本文的微觀組織研究對象為初生等軸α相平均晶粒尺寸在等溫局部加載過程中的演變情況。

圖4 大型筋板構(gòu)件局部加載條件下點追蹤位置分布圖Fig.4 Distribution of point tracking position under thecondition of large-sized rib-web component underlocal loading

2.1 第一加載步晶粒尺寸演變規(guī)律

圖5和圖6所示分別為第一加載步成形過程中，12個點的動態(tài)再結(jié)晶體積分數(shù)和平均晶粒尺寸演變情況。由圖5a和圖6a可以看出，在加載剛開始進行時，動態(tài)再結(jié)晶尚未發(fā)生，各點的晶粒尺寸也沒有發(fā)生變化，這是因為坯料是不等厚的形式，加載前期發(fā)生變形的區(qū)域位于坯料厚度較厚的環(huán)形區(qū)域，而位于所選取點追蹤區(qū)域的材料尚未發(fā)生變形；隨著上模的下壓，當(dāng)?shù)竭_總行程的40%時，位于先加載區(qū)的點1～4(圖4)開始與模具接觸發(fā)生變形，且應(yīng)變達到再結(jié)晶臨界應(yīng)變，致使再結(jié)晶體積分數(shù)增大，內(nèi)部組織開始細化；隨著上模加載行程的增加，再結(jié)晶體積分數(shù)不斷增大，晶粒尺寸繼續(xù)減小，這是因為隨著變形的繼續(xù)，位錯運動加劇，位錯相互塞積導(dǎo)致了位錯胞及亞晶界的形成，亞晶界不斷吸收晶格位錯從而轉(zhuǎn)變成大角晶界，大角晶界的遷移導(dǎo)致了等軸的細小動態(tài)再結(jié)晶晶粒的形成，最后，平均晶粒尺寸由10 μm逐漸減小至7 μm左右。

(a)各追蹤點體積分數(shù)變化圖

(a)各追蹤點晶粒尺寸變化圖

此外，從圖5a和圖6a中還可以看出，處于第二加載區(qū)點5～8的晶粒尺寸也發(fā)生了一定程度的減小，但減小幅度明顯小于先加載區(qū)。這是因為這4點此時雖處于后加載區(qū)，但也同樣處于過渡區(qū)內(nèi)，如圖7材料跨區(qū)流動示意圖所示，因墊板和空隙的存在，先加載區(qū)的材料會轉(zhuǎn)移至后加載區(qū)，使得這些區(qū)域也發(fā)生一定程度的變形。由模擬結(jié)果可知這些點的變形量超過了其臨界應(yīng)變，會發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，晶粒尺寸也有一定的減小。而位于遠離分區(qū)線的點9～12在此過程中沒有發(fā)生變形，故再結(jié)晶體積分數(shù)和晶粒尺寸均未發(fā)生變化。

圖7 材料跨區(qū)流動示意圖Fig.7 Schematic diagram of trans-regional material flow

2.2 第二加載步晶粒尺寸演變規(guī)律

圖8和圖9所示分別為第二加載步成形過程中12個觀測點的動態(tài)再結(jié)晶體積分數(shù)和平均晶粒尺寸演變情況。由圖8a和圖9a可以看出，在第二加載步中，先加載區(qū)內(nèi)的點1～4晶粒尺寸無明顯變化，其原因是第二加載步撤離了墊板，分塊模具1不再對工件施加載荷，先加載區(qū)不再發(fā)生變形，而后加載區(qū)因始終受到模具的加載作用，其晶粒尺寸總體呈逐漸減小的趨勢。其中，當(dāng)壓下量大約為第二加載步行程的40%時，晶粒尺寸細化明顯，此時晶粒尺寸減小速率由慢變快，減小趨勢更為顯著。這是因為當(dāng)壓下量大約為第二加載步行程的40%之前，動態(tài)回復(fù)占據(jù)主導(dǎo)，發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的趨勢相對較弱，而當(dāng)?shù)诙虞d步的壓下量達到第二步加載步行程的40%以后，變形量達到臨界應(yīng)變，再結(jié)晶體積分數(shù)迅速增大，致使動態(tài)再結(jié)晶大量發(fā)生，所以晶粒尺寸開始急劇減小。在第二加載步變形結(jié)束時，位于后加載區(qū)的晶粒尺寸總體大于先加載區(qū)的晶粒尺寸。

(a)各追蹤點體積分數(shù)變化圖

(a)各點晶粒尺寸變化圖

2.3 變換加載順序?qū)Я３叽绲挠绊?/h3>

因局部加載存在多個加載步和多個模具的約束，因此不同分塊模具的加載順序可能會影響局部加載構(gòu)件晶粒尺寸的變化。圖10所示為變換加載順序下，第二加載步成形后期12個點的晶粒尺寸對比，可以看出點1～4通過局部加載方式1的晶粒尺寸要明顯小于變換加載順序后(局部加載方式2)同一區(qū)域的晶粒尺寸，差值范圍為0.12～0.37 μm，其中點4相差最大，差值約為0.37 μm。由于加載方式1將這4個點所在區(qū)域設(shè)為先加載區(qū)，該區(qū)組織經(jīng)歷了第一加載步，而該區(qū)在加載方式2屬于后加載區(qū)，經(jīng)歷了第一加載步的空燒保溫和第二加載步的再結(jié)晶細化，導(dǎo)致兩種加載方式下晶粒尺寸有所差異。同理，點5～8也因此有所差異。

圖10 加載順序變換對晶粒尺寸的影響對比Fig.10 Comparison of the influence of loadingorder on the grain size

圖11所示是變換加載順序后不同觀測點的晶粒尺寸差百分比，其中晶粒尺寸差百分比是指兩種局部加載方式下(即變換工件加載區(qū)的加載順序)12個追蹤點變形后的晶粒尺寸相對差值?？梢钥闯觯c4和點5處于過渡區(qū)，其尺寸差異最大，且隨著觀測點與分區(qū)線距離的增加，晶粒尺寸差異逐漸減小。這說明在不同局部加載順序下，越靠近分區(qū)線的材料，晶粒尺寸的差異越明顯。由此，在實際生產(chǎn)過程中，可通過選取合適的加載順序來提高整體工件的組織均勻性。

圖11 變換加載順序后晶粒尺寸差百分比Fig.11 Percentage of grain size difference byswitching loading order

此外，變換加載順序?qū)h離分區(qū)線區(qū)域的點9～12的晶粒尺寸影響不大，這是因為筋板構(gòu)件的材料跨區(qū)轉(zhuǎn)移是一種近程轉(zhuǎn)移效應(yīng)[12]，而且，由于該區(qū)域筋條密集程度較低，材料變形量較小，所以晶粒尺寸大于其他區(qū)域。

2.4 整體加載與局部加載晶粒尺寸對比

圖12所示為兩種局部加載方式與整體加載方式下成形后期各追蹤點的晶粒尺寸對比。從圖中可以明顯看出點1～8通過整體加載方式的晶粒尺寸均大于局部加載方式的晶粒尺寸。由文獻[11]可知材料跨區(qū)轉(zhuǎn)移范圍設(shè)定在分模線兩側(cè)的筋條至其另一相鄰筋的腹板處，這些區(qū)域同時包含了兩個加載步的應(yīng)變，由圖4可知，點1～8的晶粒尺寸變化處于材料跨區(qū)轉(zhuǎn)移范圍中，因整體加載條件下不存在材料的跨區(qū)轉(zhuǎn)移，所以其晶粒尺寸均大于兩種局部加載方式的晶粒尺寸，8個點自身的晶粒尺寸差異主要來源于各點所處區(qū)域筋條密集程度不同而導(dǎo)致的變形量不同。在遠離分區(qū)邊界的點9～12中，三種加載方式下的晶粒尺寸差別不大，原因是這4個點處于材料跨區(qū)轉(zhuǎn)移范圍之外，材料的跨區(qū)轉(zhuǎn)移對該區(qū)域的變形和晶粒尺寸影響不大。

圖12 局部加載與整體加載方式對晶粒尺寸的影響對比Fig.12 Comparison of the effect of local loading andintegral loading on the grain size

3 結(jié)論

(1)第一加載步變形區(qū)域內(nèi)的平均晶粒尺寸由初始的10 μm逐漸減小到了7 μm左右，因先加載區(qū)的材料會轉(zhuǎn)移至后加載區(qū)，使得靠近分區(qū)線的后加載區(qū)晶粒尺寸也有一定的減?。欢诘诙虞d步變形區(qū)域內(nèi)的晶粒尺寸減小速率由慢變快，減小幅度小于先加載區(qū)。

(2)在不同局部加載順序下，越靠近分區(qū)線的材料，晶粒尺寸的差異越明顯，而變換加載順序?qū)h離分區(qū)線區(qū)域的晶粒尺寸影響不大。因此，在實際生產(chǎn)過程中，可通過選取合適的加載順序以提高整體工件的組織均勻性。

(3)因整體加載方式不存在由局部加載方式引起的材料跨區(qū)轉(zhuǎn)移，所以靠近分區(qū)線區(qū)域內(nèi)整體加載方式的晶粒尺寸均大于局部加載方式。自身的晶粒尺寸差異主要來源于筋條密集程度不同而導(dǎo)致的變形量不同。