軸鍛件的坯料優化與成形影響規律研究

殷冉皓, 劉東, 陳景慶, 韓順, 王春旭, 厲勇, 王建國

(1.西北工業大學 材料學院, 陜西 西安 710072;2.江蘇省無錫市新吳區梅村街道辦事處, 江蘇 無錫 214001;3.鋼鐵研究總院有限公司, 北京 100081)

18Ni馬氏體時效鋼具有較高的強度和硬度(超高抗拉強度,表面硬度HRC50～54),兼具良好的韌性和塑性,是制造航空航天和國防工業裝備的一種關鍵材料,在航空、航天、精密模具等工業領域獲得廣泛應用。目前在國內外廣泛用作制造火箭發動機殼體、導彈殼體、鈾同位素離心分離機高速轉筒等高精密承重零件的材料。

18Ni(C250)馬氏體時效鋼大型航空發動機低壓渦輪軸的傳統成型過程主要采用自由鍛多火次成形,該方法鍛造的材料硬度高、塑性強,但同時還面臨鍛件流線不一致、溫度不均導致的應變死區較大、鍛件疲勞性能損害嚴重、表面質量難以把控及工藝穩定性差等問題[1-3]。為了提高鍛件的機械性能,羅鴻等[4]發現通過細化鍛件晶粒尺寸可以同時提高18Ni馬氏體時效鋼的強度和塑性,且細化晶粒對18Ni馬氏體時效鋼的強度增加作用更加明顯。Guo等[5]使用DSC研究了C250的連續加熱過程,并將此過程分為4個階段。310～510℃為馬氏體的回復及共格沉淀產生過程;535～603℃為主要沉淀相形成過程;635～730℃為奧氏體的逆變過程;730～800℃為奧氏體生成過程。Kokkonidis等[6]研究了C250在不同時效狀態下的組織與機械性能間的聯系。王凌旭等[7]建立了18Ni(250)馬氏體時效鋼的本構方程。任永海等[8]建立了18Ni(250)的熱加工圖,并對組織演變規律進行研究。Nathlia等[9-11]研究了鍛造的18NiC300馬氏體時效鋼在不同固溶退火溫度下的組織和顯微組織,對整個鍛造樣品的微觀結構參數進行了完整的表征。但前人所作工作大部分集中在對材料本身性質的基礎研究,對材料本身的形狀及相應壓縮手段并沒有更加深入的研究。且加工處理后的材料部分區域應變仍然較大,材料機械性能沒有得到明顯的改善。因此迫切需要研究出一種坯料優化的方法。

根據先前所做得知,鍛件鍛造溫度為1 050℃,等效應變達到1.0以上時,鍛后組織具有良好的均勻性。為此首先需要對擠壓成形過程坯料的金屬流動規律進行研究,然后根據擠壓過程中大頭端應變區的應變演化規律對擠壓坯料進行優化,最后對影響鍛件整體應變場、溫度場和成形質量的其余6個工藝參數設計正交實驗尋找影響規律。

1 實驗材料與方案

本實驗所用的超高強度馬氏材料體時效鋼C250由北京鋼鐵研究總院提供。原料為鍛造開坯的φ270 mm×125 mm棒材,爐號為12242200024,屈服強度1 870 MPa,抗拉強度1 945 MPa,伸長率9%,面縮率57%。先對材料進行切削,同時觀察零件是否存在夾層、裂紋和折疊等缺陷,然后分別采用高溫鍛造、循環熱處理和固溶工藝對坯料進行熱處理。本文主要針對預制的終鍛成型工藝進行研究。本文采用Deform-2D等鍛壓成型數值模擬軟件對C250鋼的成型工藝進行仿真分析,獲取其金屬流動規律、 應力應變關系,然后確定影響成型工藝參數,優化坯料的結構模形,最終提高產品良品率。

2 數值模擬

根據終鍛產品的零件結構,預估型腔內金屬流動趨勢。本文引用二維有限元數值仿真方法和Deform-2D軟件來模擬鍛件成形時金屬的流動方向,還可以全過程監控擠壓件內部場變量的變化趨勢。在計算機上完成了前期的大量探索實驗,節約了實驗成本,提高了實驗效率。低壓渦輪軸鍛件的擠壓變形屬于軸對稱成形,實際成形過程中的擠壓筒、上模和坯料的相對位置如圖1所示,上模在液壓的驅動下將坯料從下模孔中擠出,坯料直徑與擠壓筒直徑均為375 mm。

圖1 擠壓成形幾何模型

3 模擬結果與分析

3.1 擠壓過程中材料的流動規律

圖2為18Ni(C250)馬氏體時效鋼擠壓成形過程中速度場的分布云圖。當金屬坯料剛突破下?？跁r,出口處沿著管壁方向的金屬流動速度明顯慢于中心金屬的流動速度。而坯料突破下端口開始穩定擠壓以及快要結束擠壓時,擠壓口處出現明顯的速度分層。這是因為金屬坯料在流經擠壓帶時,產生了較大的摩擦力,坯料的流動性受阻,速度減慢。突破下端口后坯料從上到下流動速度逐漸增大,上端未到達擠壓口的坯料速度與液壓機下行速度保持一致,處于剛性平移狀態。

圖2 C250鋼低壓渦輪軸擠壓件擠壓成形中金屬流動速度場分布云圖

3.2 坯料尺寸對鍛件成形的影響規律

為了揭示坯料尺寸和形狀對擠壓變形工藝的影響規律,選取柱狀坯料進行擠壓成形對比試驗。發現在鍛件大頭端出現大范圍的應變死區,嚴重影響了鍛件的機械性能。為了能夠有效消除應變死區,設計坯料上端直徑D2為200 mm,坯料上錐角α2分別為30°,45°和60°,揭示應變分布的變化與坯料上端形狀之間的關系。

圖3為不同形狀坯料鍛件應變場和溫度場分布情況。隨著坯料上錐角角度不斷增大,大頭端應變區域面積逐漸減小。該原因歸于,坯料的上錐角增大,使擠壓初期坯料上端面的金屬可以更加自由劇烈地流動,從而發生更大變形,減小了應變死區的面積。但是并不是坯料上錐角越大越好。上錐角尺寸過大,相應的坯料長度就會增大,體積增加。而坯料一般采用感應加熱,加熱時越靠近感應線圈的部位加熱速度越快,溫度越高。外部加熱到溫時,遠離線圈的部分未到溫,導致了坯料各部分溫度分布不均勻。在進行擠壓時,各部分金屬塑性和流動性都不一致,變形情況難以預測。當遠離感應線圈的部分到溫后,坯料的外部材料溫度過高產生過燒。而且坯料錐角越大,在加熱結束將坯料轉移至擠壓筒的過程也會操作不便。因此在現有工藝下,建議采用坯料錐角α2為60°,坯料上端直徑D2為200 mm。同時從圖3可以看出隨著坯料錐角的增大,金屬初始流動速度的增加,產生的溫升使得擠壓結束后擠壓件的最低溫度也在逐漸升高。

圖3 單錐坯料擠壓后的擠壓件應變與溫度分布云圖

在確定坯料上端最佳的直徑與錐角后,發現整個擠壓過程中的峰值載荷始終保持在6 650 t左右,并沒有因為坯料上端的優化而下降。因此嘗試通過改變下模形狀使坯料得到進一步優化。將坯料下端設計成直徑250 mm,錐角與下模錐角皆為40°。結果如圖4所示,將坯料的下端也加工成錐形后,對于鍛件大頭端的應變分布并無太大影響,說明坯料下端形狀的改變對于鍛件大頭端的應變和溫度分布來說并無影響。從載荷的峰值變化看,將坯料下端加工成錐形試樣后,鍛件的載荷峰值明顯下降,從單錐形坯料的6 650 t左右下降到雙錐形坯料的5 880 t左右,工藝的可實施性獲得明顯提升。因此,建議將坯料上端設計成直徑D2為200 mm,坯料上錐角α2為60°,下端直徑為250 mm,錐角與下模錐角皆為40°。

圖4 雙錐坯料擠壓后的鍛件應變與溫度分布云圖

3.3 各因素對應變分布的影響

為了能夠減小實驗中隨機因素的影響,更好地控制環境變量,設計了正交實驗。從圖5a)可知,下模錐角對于應變區截面寬度X的大小有著顯著性影響,隨著下模具錐角的增大,應變區截面寬度X逐漸減小。造成這種情況有兩方面原因:①下模角越小,坯料的流動阻力越大,流動性變差,更容易出現應變死區;②隨著下模錐角的減小,零件在鍛件的位置會相對靠上,在最終成形的鍛件中,圖5a)中尺寸S(壓余尺寸)會相應增大,這也會導致了小應變區截面寬度X的增大。為了確保鍛件最終成形質量,本文采用錐角為40°或50°的下模。

圖5 大頭端及小頭端小應變區和桿部穩定區長度與各因素變化圖

圖5b)為鍛后小頭端應變區長度與各因素變化示意圖。圖中顯示,隨著擠壓比和下模具錐角的增大,小頭端小應變區長度Y值在不斷減小。出現這種現象的原因在于,在擠壓筒直徑保持不變的情況下,隨著擠壓比的增大,下模出口直徑減小,而出口直徑減小,坯料流經下模出口時,阻力增大,坯料承受較大的變形,因此應變區的長度也在同步減小。而隨著下模錐角的增大,材料的流動性提高,坯料在下模出口處的變形程度相應增加,導致了應變區的長度減小。綜上所述,建議采用較小的下模出口直徑和錐角較大的下模。

從圖5c)中得出,擠壓比對于桿部穩定區域平均應變的影響最大,桿部穩定區的平均應變隨著擠壓比的減小在逐漸減小。主要原因歸于,金屬坯料流經下模出口時,流動直徑突然變小,促使坯料與擠壓帶間的摩擦激烈增加,金屬流速減慢,使得外柱面的金屬流速慢于中心流速,桿部的穩定應變區域從心部到表面出現分層,但隨著擠壓比的不斷減小,下模出口直徑也在不斷增大,坯料與下模出口的摩擦減小,這時心部的大應變層開始向桿部表面轉移,在擠壓出口直徑為150 mm時,分層在2.0～2.5的應變區域將完全包裹零件所在位置。為了保持桿部零件所在位置平均應變值較大同時又具有良好的均勻性,建議在實際生產中采用150 mm的擠壓模進行生產。

3.4 各因素對溫度分布的影響

3.4.1 下模出口溫度分布均勻性

圖6a)顯示了下模出口溫度均勻性與各因素間的關系,隨著上模凸臺高度的增加,出口溫度均勻性變差。這歸因于在擠壓的終了階段,由于上模的推動作用,坯料的流動速度越來越快,溫升也越來越大,心部與表面溫差開始變大。隨著定徑帶長度的增大,鍛件的出口溫度均勻性開始惡化,原因在于隨著定徑帶長度的增大,坯料在經過下模時,阻力開始變大,由于擠壓心部溫度開始升高,桿部外表面由于摩擦面積增大,溫度也進一步增大,導致了內外溫度均勻性開始惡化。隨著擠壓速度的增大,溫度均勻性提高。原因在于隨著擠壓速度的提高,坯料迅速經下模流出,溫升時間較短,溫度升高有限。隨著擠壓比的減小,也就是下模出口直徑的增大,出口溫度均勻性逐漸提高,原因在于出口直徑的變大,使得坯料的流動阻力開始減小,桿部溫升開始降低,從心部到表面溫度逐漸趨于一致。此外還發現在下模錐角與零件錐角保持一致選擇40°以及擠壓溫度為1 050℃時,出口溫度均勻性都較優。綜上所述,建議上模選擇平模、下模錐角選擇40°、擠壓速度選擇100或150 mm/s,擠壓溫度選擇1 050 ℃以及定徑帶長度選擇5 mm或15 mm。

圖6 下模出口及大頭端溫度分布均勻性隨各因素變化圖

3.4.2 大頭端溫度分布均勻性

圖6b)顯示,隨著下模錐角的增大,大頭端溫度分布的均勻性開始惡化,主要原因歸結于,隨著下模出口的變化,坯料所在的位置逐漸下降,導致鍛件大頭端越來越多的地方發生溫升。隨著擠壓速度的提升,大頭端溫度均勻性提高,這是由于在擠壓過程中,擠壓速度越快,擠壓整個階段的耗時越短,坯料與模具之間產生的熱傳導效應的熱損失越少,大頭端區域的溫升越低,能量損失越少,這就使得溫度分布的均勻性較好。隨著擠壓比的減小,也就是下模出口直徑的增大,金屬配料流經下模出口時的摩擦減小,溫升降低,大頭端溫度分布的均勻性好轉。此外,隨著擠壓上模凸臺高度的增加,大頭端的溫度分布開始惡化。主要原因在于上模凸臺高度越大,對鍛件大頭端的侵蝕越深,坯料與上模間的接觸面積越大,熱傳導越多,進而導致溫度降低,分布均勻性惡化。綜上所述,建議選擇上模形狀為平模、出口直徑選擇150 mm、下模具錐角定為30°或40°、擠壓速度選擇150 mm/s、擠壓溫度與定徑帶長度可與其他宏觀變量配合選用。

3.5 各因素對載荷峰值的影響

如圖7b)所示,隨著擠壓比的降低,載荷峰值明顯下降,主要歸因于下模出口直徑增大,導致坯料流經下模時摩擦力減小,流動阻力降低,材料更易于流動。隨著擠壓溫度的升高,載荷峰值也在迅速降低,原因在于隨著初始溫度的升高,坯料的塑性越好,金屬變形抗力減小。隨著下模錐角的增大,載荷峰值也在逐漸下降,原因在于下模錐角越大對于坯料經過擠壓帶時的流動阻力就越小。隨著擠壓速度的提高,載荷峰值逐漸升高,原因在于擠壓速度越大,單位時間流過出口的坯料越多,在出口直徑不變的情況下,金屬坯料流出受阻就對上模造成反作用力增加載荷峰值?；诖?在不超過設備噸位同時又可以發揮設備最大能力的情況下,建議下模出口直選擇150 mm;溫度1 050或1 080 ℃;V選擇50或100 mm/s;下模錐角選擇40°或50°。

圖7 擠壓時載荷及其峰值隨各因素變化圖

3.6 各因素對鍛件頂部內縮的影響

從圖8b)可以看出,隨著下模錐角增加,鍛件內縮尺寸逐漸減小,在下模尺寸為50°時幾乎沒有發生內縮現象,主要原因歸結于,下模錐角增大的同時,上模與定徑帶之間的垂直距離變大,延緩了內縮發生的時間。隨著上模凸臺高度的增加,內縮產生的距離越來越大,原因歸于上模凸臺高度的增加直接縮短了上模與定徑帶間的距離。隨著擠壓速度的提升,內縮尺寸也在不斷變大,原因在于隨著擠壓速度的增大,鍛件心部金屬的流動速度也隨之增大,使鍛件心部和柱狀面的流動速度差越來越大,加快了鍛件內縮的速度,使得內縮尺寸迅速增加。內縮尺寸也會隨著擠壓比的減小而增大,原因在于下模出口直徑的增大使得坯料流動越快,內縮受到的拉應力增大。基于此,建議選擇上模形狀為平模、下模具錐角定為40°或50°、擠壓速度選擇50或100 mm/s、出口直徑定為擠壓溫度與定徑帶長度可與其他宏觀變量配合選用。

4 最優熱處理工藝的確認及驗證

4.1 最終成形方案

經過第3節各因素對于鍛件成形質量的影響規律研究,最終方案確定為上平模、下模出口直徑150 mm,擠壓比為2.5,下模錐角為40°,擠壓速度100 mm/s,擠壓溫度1 050 ℃,定徑帶長度15 mm。

圖9為最終方案的模擬結果。鍛件頂部并沒有出現內縮現象,載荷峰值為5 860 t,是以上所有成形方案中出現的最小載荷峰值。鍛件大頭端上靠近擠壓筒的應變區長度為15.4 mm,完全滿足后續實驗環的取樣要求。小頭端小應變區長度為105.7 mm,在上述方案中屬于較優水平。桿部穩定區域的平均應變為2.05,雖然沒有達到最大值,但是在鍛后也可以完成完全再結晶。鍛件出口溫度和大頭端零件所在位置溫度方差分別為11.66和16.58,優于上述大部分方案中的溫度分布均勻性。

圖9 熱擠壓成形最終模擬方案

4.2 擠壓成形結果的實驗驗證

為了研究所產鍛件是否合規,分別對大頭端鍛態晶粒度、固溶態晶粒度和2次循環后晶粒度做相應的金相表征。大頭端鍛態晶粒度金相如圖10a)～10c)所示,1#、2#、3#晶粒度級分別為6.5級、6.0級和6.0級,由于鍛件尺寸較大,在鍛后冷卻較慢,所以實際的鍛態晶粒度在經過完全再結晶以后又都變為6級左右晶粒;固溶態晶粒度金相如圖10d)～10f)所示,1#、2#、3#晶粒度級別依次為6.0級、6.0級和6.5級;2次循環后晶粒度金相如圖10g)～10i)所示,1#、2#、3#晶粒度級別依次為7.0級、7.5級和7.0級。

圖10 鍛件大頭端經不同熱處理鍛后在不同位置的晶粒度 圖11 鍛件小頭端經不同熱處理鍛后在不同位置的晶粒度

后又對小頭端鍛態晶粒度、固溶態晶粒度和兩次循環后晶粒度做相應的金相表征。小頭端鍛態晶粒度金相如圖11a)～11c)所示,4#、5#、6#晶粒度級別分別為6.5級、6.0級和6.0級。固溶態晶粒度金相如圖11d)～11f)所示,4#、5#、6#晶粒度級別分別為6.0級、6.0級和6.5級。兩次循環后晶粒度金相如圖11g)～11i)所示,4#、5#、6#晶粒度級別分別為7.0級、7.5級和7.0級。

大頭端和桿部鍛態晶粒度較為均勻,約為6.0級,2次循環熱處理后,鍛件晶粒度明顯得到細化,約為7.0級左右。2次循環熱處理后得到的晶粒度已經可以滿足要求,無需進行3次循環熱處理,由此證明根據前文中C250馬氏體時效鋼熱加工窗口中給出的擠壓溫度生產出的鍛件與鍛件模擬優化的結果完全符合。由此證明C250鋼的熱加工工藝窗口對于低壓渦輪軸鍛件的生產具有重要的指導意義。

5 結 論

本文以18Ni(C250)馬氏體時效鋼熱擠壓過程中的材料流動規律為基礎,對擠壓過程中的坯料進行了設計和優化,然后分析了擠壓過程中各影響因素對鍛件成形質量的各評價指標的影響規律,研究揭示了關鍵擠壓參數上模形狀、擠壓比(λ)、下模錐角(α4)、擠壓速度(v)、坯料初始溫度(T0)和定徑帶長度(H2)對于載荷峰值、鍛件頂部內縮尺寸Z、大頭端外徑應變區寬度X、小頭端應變區長度Y、桿部穩定區應變均勻性、出口溫度均勻性和鍛件大頭端零件所在位置溫度均勻性的影響規律,結果表明:

1) 單錐形坯料與柱形坯料相比,可以在變形剛發生時就產生較大應變,并且隨著坯料流動可以減小坯料大頭端的應變死區,坯料的上端直徑越小,錐角越大,等效應變越大、范圍越廣。將坯料下端加工成與擠壓下模相同的錐形可以有效降低擠壓過程中的載荷峰值。

2) 隨著上模凸臺高度的增加,鍛件出口溫度和大頭端零件所在位置溫度均勻性開始惡化,鍛件頂部收縮尺寸Z開始增大。

3) 隨著擠壓比的減小,鍛件小頭端的應變死區長度Y開始變大,桿部穩定區的平均應變開始降低,擠壓出口和大頭端零件所在位置溫度均勻性開始惡化,載荷峰值開始降低,鍛件頂部收縮尺寸Z開始增大。

4) 隨著下模錐角的增大,鍛件小頭端的應變死區長度Y開始減小,出口溫度均勻性先上升后下降,在40°時取得最優,大頭端零件所在位置溫度均勻性逐漸惡化,載荷峰值逐漸降低,鍛件頂部收縮尺寸Z逐漸減小。

5) 隨著擠壓速度的增大,鍛件出口溫度和大頭端零件所在位置溫度均勻性逐漸好轉,載荷峰值逐漸增大,鍛件頂部收縮尺寸Z逐漸增大。

6) 隨著擠壓溫度的升高,鍛件出口溫度均勻性變化不大,大頭端零件所在位置溫度均勻性有較明顯提升,載荷峰值逐漸降低,鍛件頂部收縮尺寸Z變化不大。

7) 定徑帶長度的增加,對鍛件出口溫度和大頭端零件所在位置溫度均勻性略有提升作用,對其余成形質量指標影響不大。