摘 要：采用模拟和实验相结合的方法对TC6 钛合金作动筒锻件进行了成形特征分析。 首先，借助于Deform-3D模拟软件建立了TC6 作动筒等温锻造成形的有限元模型。 其次，模拟结果揭示了等温成形过程中材料流动、型腔填充的顺序及成形载荷变化规律。最后，采用实验验证了模拟过程的可靠性和有效性。结果表明，成形过程分为4 个阶段，前面3 个阶段均出现了正挤和反挤两种挤压模式，在第4 个阶段因实心柱体区域已充填完成，所以成形过程是反挤压。随后，根据应力应变场特点，分析了锻件不同区域的受力及变形量。
作动筒是航空发动机燃烧室的主要执行件和承力部件[1]，它将液压能转换为机械能，可有效实现直线往复运动，但由于工作环境的特殊性，不仅要求其具备航空构件的基本性能，而且对高温、疲劳等性能均具有较高的要求[2]。TC6 是一种α-β 两相钛合金，具有良好的综合性能，可以进行热处理强化，热加工性能良好，并能在400℃下长时间工作[3]，是航空作动筒的理想选材。然而，TC6 锻造时的变形抗力大，对温度和应变速率敏感， 属于难成形材料；另一方面，作动筒的主体结构为深筒，而头部为实心柱体，属于难变形结构。常规模锻只能通过径向分模锻造出实心的外形，再通过机械加工制出筒腔。采用此种方式成形作动筒，材料的利用率较低，且由于该工艺成形时坯料的变形量小，对组织改善作用不明显，机械加工过程会破坏流线， 易导致成品零件的性能不达标。因此，精确成形TC6 钛合金作动筒已成为航空发动机制造领域的迫切需求。
等温锻造将模具加热到与坯料同等的温度，以较低的应变速率进行模锻成形， 有效克服了常规锻造因材料表面激冷导致的变形抗力剧增， 能够显著降低材料的变形抗力，使锻件变形更加均匀，尤其适用于航空难变形材料复杂构件的成形[4]。此外，等温锻造可以实现锻件的近净成形，继而降低材料成本，并获得较好的流线和组织[5]。Hu 等[6]采用等温锻造工艺，结合实验与数值模拟的方法优化了工艺参数，成功实现了Ti-6Al-4V、TiAl 和Ti3Al 叶片的精密成形；Wei 等[7]采用等温锻造和局部成形工艺分析了航空钛合金框梁构件的过渡区材料流动特征， 并优化了坯料形状， 抑制了成形缺陷。曲银化等采用等温锻造技术生产了前轴承座、支撑架、压气机盘等多种航空用钛合金锻件[8]。据此可知，采用等温锻造是实现TC6 作动筒成形成性一体化制造的重要途径。
本文针对TC6 钛合金作动筒等温锻造成形过程，首先采用数值模拟方法详细分析了材料流动、型腔填充顺序及成形载荷变化规律，随后探明成形过程中锻件不同区域的受力情况及变形特征，最后采用等温锻造实验验证了数值模拟的合理性和可靠性。本文研究可为航空筒体类锻件的实际生产提供参考。
1 有限元模型的建立
TC6 航空发动机作动筒锻件形状及二维图如图1 所示。通过截面视图可知其主体部分为深筒环状，筒底部为实心柱体， 且在柱体外侧及筒底位置带有侧向实心凸起，形状特征较为复杂。因作动筒锻件的特殊结构，需在三个方向开模。为保证顺利出模，采用两半哈夫模的形式， 其中分模面位于锻件最大投影截面处，凹模对作动筒的开模为径向开模。凸模沿轴向对筒部进行压制，模具结构如图2 所示。值得注意的是，由于作动筒锻件为深筒形件，凸模的结构和尺寸直接影响到其筒部成形效果。如果采用直臂式凸模，由于摩擦的存在，直壁结构的凸模与作动筒内壁完全接触，不仅载荷大幅增加，且筒部不带拔模斜度导致凸模回程时力太大，易导致锻件拉伤。参照文献[9] 中筒形件反挤压的凸模形状，位于凸模杆部顶部的半径大于杆部其他区域2 mm，如图2（a）处间隙所示。这样可在保证成形精度的前提下，降低成形载荷，改善凸模出模效果。
图1 TC6 钛合金作动筒锻件
Fig.1 TC6 Titanium alloy actuator forging
图2 TC6 钛合金作动筒几何模型
Fig.2 Geometric model of TC6 titanium alloy actuator
在有限元模型的构建过程中， 采用刚粘塑性有限元法，考虑到模具刚度远大于坯料刚度，在有限元模拟前处理中将模具做刚体处理。由于本文的研究对象为锻件，所以不对模具添加材料属性。因采用等温锻造技术，所以模具和坯料温度设为相同的温度，以此忽略热效应的影响。坯料采用的是四面体离散单元， 这种单元可准确地离散并逼近复杂的几何形状，适用于具有深筒型航空锻件的大塑性变形过程，并选取剪切摩擦模型来描述模具与锻件的接触情况。TC6 的材料模型采用仲威铭[10]创建的Arrhenius本构方程并导入至Deform-3D 模拟软件中。其它工艺参数及相应数值如表1 所示。
表1 有限元模拟参数
Tab.1 Finite element simulation parameters
2 结果与分析
2.1 材料流动及成形载荷
有限元模拟中的速度矢量图可以反映材料在不同时刻的流动方向。王国强等[11]通过有限元模拟中的材料流动及流速分布， 分析了锥齿轮轴闭式模锻成形过程的模具型腔充填情况。因此，本文也采用该方法分析作动筒在等温锻造中的材料流动过程。根据作动筒成形时型腔填充的顺序以及伴随着的成形载荷变化， 可将其成形过程分为4 个阶段，如图3 所示。
图3 作动筒成形载荷及材料流动过程示意图
Fig.3 Schematic diagram of actuator forming load and material flow process
（1） 第1 阶段：凸模与坯料接触，由凸模头部的小凸台与坯料凹槽处完全贴合， 且坯料经压制后原本准65mm 的坯料外轮廓与准66mm 的型腔内壁贴合，工件开始沿型腔向上下两端流动，出现正挤和反挤两种挤压模式；此外，向下流动的材料开始充填侧边中部凸头。
（2） 第2 阶段：工件持续沿型腔上下两侧流动，整个过程均伴随着正挤和反挤两种挤压模式， 侧边中部凸头在该阶段结束后已充填完毕， 整个阶段的成形载荷较为平稳，未出现较大起伏。
（3） 第3 阶段：工件持续沿型腔上下两侧流动，整个过程均伴随着正挤和反挤两种挤压模式， 工件处于正反挤的稳定阶段。此时向下正挤流动的材料已接触至型腔底部，并充填至底部凸台凹槽处，该阶段的成形载荷逐渐上升， 成形结束后工件的实心区域已完全充满。
（4） 第4 阶段：由于实心区域已充填完成，整个成形过程只剩下反挤， 载荷缓慢上升直至上模达到指定压下量。成形结束后观察锻件的充填良好，未出现折叠缺陷。
2.2 应力分析
对作动筒成形的第3 阶段正反挤稳定过程的等效应力进行分析，结果如图4 所示（彩图见电子版，下同）。可以看出作动筒处于稳定成形时，主要存在正挤受力区域B 和反挤受力区域D，其中B 和D 两个区域之间存在一个过渡受力区域C。在正挤受力区B 内，主要以变径处的B1 区域发生变形；而在反挤受力区域D 内，主要以凸模底端圆角附近D2 区域发生变形。
图4 第3 阶段的应力分布(MPa)
Fig.4 Stress distribution in the third stage (MPa)
模拟结果中的最大主应力分布可以评判锻件在变形过程中承受拉压的受力状况。张运军等[12]采用最大主应力验证了汽车转向节的变形近似于拉伸弯曲变形过程。据此，本文采用最大主应力分析作动筒锻造过程中的受力状态。在成形后的锻件最大投影面处选取11 个点分析不同区域最大主应力的分布情况，如图5（a）所示。结合图6 选取点最大主应力的定量数值可知， 位于筒体底部的点1 和筒部环形区点9、10、11 为正值， 说明该区域的受力状态以拉应力为主， 这是由于处于筒体底部和筒体环形区的材料未受到模具侧壁的约束，以自由流动状态为主，使得作动筒正挤方向的实心区域产生了鼓形， 变形状态类似于圆柱压缩过程中的小变形区域；而其余位置均为负值，以压应力为主，变形状态类似于圆柱压缩过程中的大变形区域， 筒部环形区越靠近凸模底端圆角的受力就越大。
图5 作动筒的最大主应力分布(MPa)
Fig.5 Maximum principal stress distribution of the actuator (MPa)
图6 选取点的最大主应力(MPa)
Fig.6 Maximum principal stress of selected points (MPa)
此外，给出了成形结束时的最大主应力分布，如图5（b）所示。此时筒体底部实心区域均为负值的压应力状态，该区域已经充填完成，大部分材料由正挤转变为反挤状态；而筒体环形区域为均为正值的拉应力状态，这是因为筒体最上端为敞开式，不存在封闭的凹模侧壁，材料仍处于自由流动状态。
2.3 应变分析
图7 为作动筒锻件成形完成后的等效应变分布。在与凸模接触区域的筒体环形区， 内壁应变较大， 这是因为该区域直接由圆柱坯料挤压成薄壁的环形筒状所致，导致凸模与坯料接触面积较多。图8给出了不同区域选取点的等效应变分布数值， 其中点1 至点6 位于筒体底部实心区域，点7 至点16 位于筒体环形区。可以看出正挤的实心区域上的应变由中心向外表面逐渐增大，该区域主要是图4（b）中B1 处受力区变形，而P6 的应变量要大于P1，这是因为P6 附近材料在正挤的同时还要流向外端凸头型腔处。在环形筒状区域，应变由筒底部到上端逐渐减小，其中筒底部是作动筒成形变形量最大的区域。
图7 作动筒成形结束后应变场
Fig.7 Strain field after forming of the actuator
图8 选取点的等效应变分布
Fig.8 Equivalent strain distribution of selected points
3 实验结果与分析
因上下模、模套等部件需要在高温下长期工作，材料选用耐高温的GH3044 高温合金。垫板、固定板等部件不与锻件直接接触，因此无需加热，但考虑到其与模具相互接触会发生热传导， 故材料选用5CrNiMo 合金钢。具体的模具与坯料设计方案如下：
（1） 型腔设计：凹模型腔为作动筒外壁，使作动筒筒体与圆台同轴， 筒尾部低于圆台上平面5mm，在圆台中制出型腔。考虑到模具使用磨损后型腔尺寸会偏大，故型腔尺寸按锻件的+（1/3）公差量进行设计。
（2） 分型面设计：凹模对作动筒的开模为径向开模，选择最大投影面进行开模，如图1 截面图所示。
（3） 定位止动销设计：为了防止锻造过程中两半凹模发生错动，在凹模上部设计止动销。
（4） 开模设计：考虑到锻造后两半凹模可能会贴合在一起，且在高温下无法用手对其进行开模，故在凹模上部设计了楔口，凹模顶出后将其用于开模。
（5） 由于圆柱形坯料放入型腔后没有定位，可能会在成形时对凸模造成偏载， 故在坯料上预制定位孔，使坯料在与凸模接触时自动纠正位置，以避免凸模发生偏载而断裂。在对作动筒体积精确计算后，加上余量大约5mm 设计坯料， 坯料实物及相应尺寸如图9 所示。
图9 坯料的实物及2D 图
Fig.9 Physical image and 2D plan of blank
模具的总装配结构及实验过程如图10 所示。该模具结构简单、操作简便、符合作动筒锻件生产的需求，与本文所建立有限元模型中的模具结构一致。此外，该模具结构通用性强，可适用于同类型三向开模的等温锻造成形构件。
图10 模具总装配结构
Fig.10 Die general assembly structure
实验分别针对第2 阶段和第4 阶段结束时停止压制，取出工件对其变形情况分析。图11 为作动筒第2 阶段结束时的模拟与实验结果，此时，处于正挤自由流动状态的实心区域与凹模侧壁开始接触，模拟与实验切开后的剖面轮廓外形基本吻合。图12 为成形结束后作动筒锻件成品的投影与底部视图，由图可知，该锻件充填饱满，表面光洁。说明本文针对TC6 钛合金作动筒锻件所设计的模具结构及工艺参数能够满足其等温锻造成形的需求， 验证了模拟过程可靠性和有效性， 并有利于推广应用于作动筒锻件的实际生产中。
图11 第2 阶段模拟与实验结果对比
Fig.11 Comparison of simulation and experimental results of the second stage
图12 作动筒锻件成品
Fig.12 Final product of actuator forging
4 结论
（1） 基于Deform-3D 数值模拟结果，把作动筒成形过程分为了4 个阶段， 前3 个阶段均伴随着正挤和反挤两种挤压模式， 在第2 阶段成形侧边中部凸头，第3 阶段成形底部凸台凹槽，而第4 阶段下部筒体实心区域充填结束后， 仅剩下筒体环形区的反挤成形状态。
（2） 根据不同区域最大主应力的分布，筒体底部和环形区的受力状态以拉应力为主， 其余位置以压应力为主， 与圆柱压缩过程不同区域的受拉压状态类似；由等效应变结果可知筒体环形区内壁的应变分布较大， 且应变在该区域由底部到上端逐渐减小。
（3） 采用实验验证了模拟成形中的第2 阶段和第2 阶段结束时的作动筒锻件形状， 其中模具采用哈夫模的结构形式， 在坯料上预制定位孔以避免凸模发生偏载而断裂， 从实验结果观察到锻件充填饱满，表面光洁，验证了模拟的可靠性和有效性。
文章引用：马庆,魏科,徐勇,等.TC6钛合金作动筒等温锻造成形的模拟与实验研究[J].热加工工艺,2023,52(07):89-93.DOI:10.14158/j.cnki.1001-3814.20210422.
