郭晶玉，鄧小虎，鄭寶星，武川

Ti55531鈦合金扭力臂熱鍛成形工藝設(shè)計(jì)及優(yōu)化

郭晶玉a,b，鄧小虎a,b，鄭寶星a,b，武川a,b

（天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué) a. 機(jī)械工程學(xué)院； b. 汽車模具智能制造技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室，天津 300222）

根據(jù)鈦合金扭力臂鍛件的形狀和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)設(shè)計(jì)熱鍛成形工藝及模具，并采用正交試驗(yàn)對其進(jìn)行優(yōu)化。通過有限元仿真對熱鍛成形工藝及模具的可行性及合理性進(jìn)行了分析和驗(yàn)證，并采用正交試驗(yàn)方法，通過極差分析和方差分析對熱鍛成形工藝進(jìn)行了優(yōu)化。設(shè)計(jì)的熱鍛成形工藝和模具得到的扭力臂鍛件成形良好，無折疊缺陷，僅發(fā)生輕微穿流；采用優(yōu)化后的最佳鍛造工藝參數(shù)組合，即鍛造溫度為820 ℃、鍛造速度為25 mm/s、模具溫度為350 ℃，獲得的鍛件平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差為0.110 μm，最大成形載荷為1690 t。與正交試驗(yàn)中的其他方案相比，結(jié)果更為良好，證明了最佳鍛造參數(shù)組合的合理性。

扭力臂；鍛造；工藝設(shè)計(jì)；有限元仿真；正交試驗(yàn)

Ti55531合金是一種新型高強(qiáng)高韌型合金，其名義成分為Ti-5Al-5V-5Mo-3Cr-1Zr，具有極佳的強(qiáng)度、塑性與韌性匹配性，熱成形性能較好，并且具有良好的淬透性和較寬的加工工藝范圍，特別適合制造必須承受巨大應(yīng)力的零部件，在航空航天工業(yè)中日益受到青睞。與當(dāng)前廣泛應(yīng)用于大型民用客機(jī)上的Ti1023傳統(tǒng)近型合金相比，Ti55531合金冶煉、加工成本低，不會(huì)產(chǎn)生明顯的成分偏析，且具有強(qiáng)度優(yōu)異和斷裂強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)。該合金主要替代TC4與Ti1023等合金，應(yīng)用于飛機(jī)起落架、機(jī)翼等承力結(jié)構(gòu)件，性能要求在兼顧高強(qiáng)與高韌的同時(shí)具有一定的塑性。飛機(jī)起落架的活塞桿可以在外筒中旋轉(zhuǎn)，為保證飛機(jī)在直線滑行或轉(zhuǎn)彎時(shí)能夠按照特定方向行進(jìn)，需要通過扭力臂將起落架外筒上的力矩傳遞給活塞桿，因此，扭力臂的質(zhì)量和性能優(yōu)良與否直接關(guān)系到飛機(jī)在起飛或著陸時(shí)的安全[1]。航空用鈦合金扭力臂通過鍛造制造而成，鍛件的宏觀成形工藝-微觀組織演化-力學(xué)性能之間存在關(guān)聯(lián)機(jī)制，研究揭示三者之間的影響規(guī)律，對于優(yōu)化工藝，提高產(chǎn)品的成形質(zhì)量和力學(xué)性能，具有十分重要的意義。

近年來，對Ti55531鈦合金進(jìn)行了大量的研究。例如閔新華等[2]對Ti55531合金棒材和鍛件進(jìn)行不同工藝的固溶和時(shí)效熱處理，研究了熱處理工藝對其顯微組織和拉伸性能的影響。潘浩等[3]為了提高Ti-55531鈦合金相區(qū)鍛造的損傷容限，通過Gleeble- 3800熱模擬試驗(yàn)機(jī)對Ti-55531合金在試驗(yàn)條件下熱變形行為及流動(dòng)應(yīng)力變化進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，Ti-55531合金的流動(dòng)應(yīng)力曲線為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)型，在相同的應(yīng)變速率下，變形溫度越低，流動(dòng)應(yīng)力越大；在相同的溫度下，應(yīng)變速率越快，流動(dòng)應(yīng)力越大。通過對試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到了應(yīng)變量為0~0.7的Ti-55531合金本構(gòu)方程，方程的準(zhǔn)確度高，平均誤差為8.99%。在試驗(yàn)條件下，平均熱激活能為209.204 kJ/mol，最小值為200.389 kJ/mol。

鍛造工藝是制造鈦合金構(gòu)件重要的生產(chǎn)工藝和發(fā)展方向之一。采用合理的鍛造工藝不僅可以得到特定形狀的鍛件，還能夠使鍛件具有合適的微觀組織和良好的力學(xué)性能。洪凌翔等[4]研究了TC11鈦合金筒類鍛件的鍛件尺寸、鍛造工藝和模具設(shè)計(jì)，制定了可行的鍛造方案，并通過有限元仿真進(jìn)行分析驗(yàn)證，結(jié)果表明，鍛件變形均勻，變形量集中分布在1.2~1.5以內(nèi)，符合預(yù)期。經(jīng)試制獲得的鍛件晶粒細(xì)小，組織均勻。楊川等[5]設(shè)計(jì)了TC4鈦合金薄壁高筋鍛件的鍛件尺寸和模具結(jié)構(gòu)，通過Deform-3D軟件對成形過程進(jìn)行了仿真分析，從而選取了合理的鍛造工藝參數(shù)，生產(chǎn)出的TC4鈦合金鍛件各區(qū)域的晶粒尺寸比較均勻，力學(xué)性能良好。楊剛[6]通過有限元仿真與試驗(yàn)分析研究了TA15大型鈦合金整框的成形過程，系統(tǒng)分析了在鍛造過程中鈦合金的流動(dòng)規(guī)律和變形機(jī)理，設(shè)計(jì)出了能夠有效避免鍛件鍛后開裂問題的鍛造工藝方案和模具結(jié)構(gòu)。詹輝等[7]根據(jù)TC4鈦合金連接板的結(jié)構(gòu)和鈦合金的特性，設(shè)計(jì)出了包含4個(gè)工步的成形工藝和模具，解決了成形難點(diǎn)，生產(chǎn)出的鍛件尺寸符合精度要求，產(chǎn)品質(zhì)量滿足技術(shù)要求。

熱變形過程中存在的微觀組織演化機(jī)制，無論對于材料的宏觀變形行為，還是產(chǎn)品的力學(xué)性能，都會(huì)產(chǎn)生重要影響[8]，因此，國內(nèi)外大量學(xué)者對動(dòng)態(tài)再結(jié)晶演化機(jī)制展開了系統(tǒng)、深入的研究。Y Sun等[9]在熱壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上建立了Ti-22Al-25Nb合金的本構(gòu)方程和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，通過本構(gòu)方程獲得的預(yù)測應(yīng)力與試驗(yàn)數(shù)據(jù)中的真實(shí)應(yīng)力非常接近，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型的預(yù)測準(zhǔn)確性也得到了證明。X Liu等[10]對Ti-6Al-4V-0.35Fe合金的熱變形行為進(jìn)行了研究，建立了應(yīng)力補(bǔ)償多變量回歸模型和Avrami動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了模型具有良好的準(zhǔn)確性。劉強(qiáng)等[11]通過熱壓縮試驗(yàn)研究了Ti-6Al-4V-0.1Ru鈦合金的高溫流變行為，并通過線性回歸建立了Arrhenius本構(gòu)方程，采用將試驗(yàn)值和模型預(yù)測值進(jìn)行對比的方式驗(yàn)證了該模型具有較高的預(yù)測精度。吳迪鵬等[12]研究了TC31鈦合金的高溫流變行為，建立了結(jié)合參數(shù)的Arrhenius本構(gòu)方程，并證實(shí)了基于應(yīng)變修正的Arrhenius本構(gòu)方程的準(zhǔn)確性。崔新鵬等[13]基于ProCAST，建立鈦合金鑄件鑄造變形的模擬預(yù)測方法。以某板狀鈦合金鑄件為例，模擬了充型凝固、型殼內(nèi)冷卻和脫殼后冷卻3個(gè)過程，并分別對各過程進(jìn)行了相應(yīng)假設(shè)和參數(shù)設(shè)置。通過合理設(shè)置模擬流程和材料參數(shù)模型，數(shù)值模擬可以預(yù)測鈦合金鑄件的變形規(guī)律，并為變形量預(yù)測提供重要參考。

在鍛造工藝生產(chǎn)中，通過控制坯料溫度、鍛造速度和模具溫度等參數(shù)，可以改善或消除材料在變形過程中產(chǎn)生的應(yīng)變硬化，從而顯著降低材料的變形抗力，提高成形性能，實(shí)現(xiàn)省力成形。吳捍疆等[14]采用有限元仿真的方法，通過Simufact Forming軟件對TC4合金航空發(fā)動(dòng)機(jī)葉片的成形過程進(jìn)行了研究，并通過正交試驗(yàn)得到了最佳鍛造工藝參數(shù)組合，優(yōu)化了葉片的精鍛工藝。李向陽等[15]針對游艇上某轉(zhuǎn)向臂在實(shí)際生產(chǎn)中的鍛造缺陷設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)表，并對正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了極差分析，結(jié)果表明，鐓粗下壓量和鐓粗臺(tái)孔深對目標(biāo)函數(shù)具有顯著影響。周昆鳳等[16]通過正交試驗(yàn)研究了不同因素對08鋼汽車空心EPS轉(zhuǎn)向軸關(guān)鍵部位成形的影響，獲得了較優(yōu)工藝參數(shù)，結(jié)果表明，采用優(yōu)化后的工藝參數(shù)生產(chǎn)出的產(chǎn)品性能優(yōu)良。

鍛造工藝設(shè)計(jì)的合理性不僅決定了航空用鈦合金扭力臂的成形質(zhì)量是否優(yōu)良，還會(huì)對其內(nèi)部微觀組織的演化產(chǎn)生重要影響，進(jìn)而會(huì)影響到扭力臂的整體力學(xué)性能。扭力臂形狀復(fù)雜，鍛造成形難度較大，在成形過程中對其內(nèi)部微觀組織的協(xié)調(diào)和控制同樣面臨較大困難，這些都對航空用鈦合金扭力臂的鍛造工藝設(shè)計(jì)和優(yōu)化提出了不小的挑戰(zhàn)，因此，文中以Ti55531鈦合金扭力臂為研究對象，設(shè)計(jì)出扭力臂熱鍛成形工藝和模具，并對其可行性和合理性進(jìn)行驗(yàn)證，最后通過正交試驗(yàn)對扭力臂熱鍛成形工藝進(jìn)行優(yōu)化。

1 鍛造工藝設(shè)計(jì)

1.1 鍛件結(jié)構(gòu)與成形工藝分析

圖1a為扭力臂的熱鍛件，其中，三角形深腔深度為9 mm，拔模角為7°。圖1b為扭力臂鍛件的三維造型。結(jié)合圖1a和圖1b可以看出，扭力臂鍛件在整體上具有截面突變的特點(diǎn)，該鍛件一端細(xì)長，截面較小，長度約為鍛件總長度的1/2，另一端為截面同樣較小的兩個(gè)凸耳。此外，鍛件中部三角形深腔的3個(gè)側(cè)壁厚度極小，這些特點(diǎn)都會(huì)導(dǎo)致扭力臂熱鍛成形的難度增大。

圖1 扭力臂鍛件

鍛件的形狀復(fù)雜系數(shù)是指鍛件的體積與其外廓包容體積之比，形狀復(fù)雜系數(shù)等級(jí)S1級(jí)鍛造難度最低，S4級(jí)鍛造難度最高。根據(jù)計(jì)算，扭力臂鍛件的形狀復(fù)雜系數(shù)為0.24，介于0.16~0.32之間，形狀復(fù)雜系數(shù)等級(jí)為S3級(jí)，鍛造成形的難度較大。在扭力臂熱鍛成形的過程中，由于三角形深腔側(cè)壁的厚度極小，所以極易出現(xiàn)折疊和充不滿等鍛造缺陷。另外，凸出的雙耳較長且體積較大，在成形的過程中同樣容易出現(xiàn)充不滿，因此，合理的鍛造工藝和模具結(jié)構(gòu)對于提高鍛件的成形質(zhì)量至關(guān)重要。

1.2 鍛造工藝與模具設(shè)計(jì)

鈦合金扭力臂鍛造工藝如圖2所示，設(shè)計(jì)的鈦合金扭力臂熱鍛成形工藝采用“制坯+預(yù)鍛+終鍛”的成形方式。通過自由鍛將圓柱形棒料加工成錐形預(yù)制坯，能夠提高材料利用率，降低材料成本。預(yù)鍛件三角形深腔側(cè)壁的高度較低，寬度較大，深腔底部采用較大的倒角和圓角，在終鍛時(shí)可以通過金屬的流動(dòng)補(bǔ)充側(cè)壁成形，從而避免側(cè)壁由于一次成形出現(xiàn)折疊和穿流，也可避免雙耳根部出現(xiàn)折疊。同時(shí)，為改善終鍛件的變形情況，預(yù)鍛件厚度方向的尺寸較終鍛件大4 mm，寬度方向的尺寸小2 mm。在終鍛中，扭力臂最難成形的雙耳已經(jīng)基本成形，因此主要對三角形深腔及其側(cè)壁進(jìn)行鍛造成形以及其他部位進(jìn)行精整，完成扭力臂形狀和尺寸的最終成形。

預(yù)鍛下模及阻力坎如圖3a所示，在預(yù)鍛中，為減緩成形過程中金屬向兩側(cè)外流，促使金屬由扭力臂主體流向凸耳部位，保證凸耳充填完整，在預(yù)鍛模具的型腔兩側(cè)增設(shè)阻力坎，阻力坎結(jié)構(gòu)形式如圖3b所示。當(dāng)金屬流動(dòng)到阻力坎時(shí)，由于受到強(qiáng)烈的阻礙作用，會(huì)轉(zhuǎn)而向未被填充的凸耳型腔流動(dòng)，從而使難以填充的凸耳型腔充填完整。由于預(yù)鍛件的小端容易成形，并且終鍛時(shí)只是對深腔側(cè)壁進(jìn)一步成形以及對鍛件尺寸進(jìn)行精整，因此在預(yù)鍛模具小端型腔處和終鍛模具上采用常規(guī)飛邊橋。

圖2 鈦合金扭力臂鍛造工藝

圖3 預(yù)鍛下模及阻力坎

2 有限元模型的建立與仿真結(jié)果分析

文中著重介紹Ti55531扭力臂鍛造設(shè)計(jì)及優(yōu)化過程，對于Ti55531合金本構(gòu)方程和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型的建立，只列出基本的方程，詳細(xì)的推導(dǎo)和驗(yàn)證過程可參考鄭寶星等[17]的研究成果。

2.1 Ti55531合金本構(gòu)方程及動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型驗(yàn)證

根據(jù)Ti55531合金壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)[18]建立了Ti55531合金的本構(gòu)方程和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，如式（1–6）所示[19]。

Ti55531合金本構(gòu)方程：

Ti55531合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型：

式中：c為臨界應(yīng)變；p為峰值應(yīng)變；drex動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)；為應(yīng)變量；0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)達(dá)到50%時(shí)對應(yīng)的應(yīng)變值；drex為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶平均晶粒尺寸。

將各參數(shù)代入用參數(shù)[19]表示的宏觀變形本構(gòu)方程可得式（7）：

采用式（7）對不同變形溫度和應(yīng)變速率條件下的峰值應(yīng)力進(jìn)行了預(yù)測，并將其和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，吻合較好。說明文中建立的Ti55531合金宏觀變形本構(gòu)方程精度較高，能夠?yàn)門i55531合金的熱加工提供理論依據(jù)。此外，為驗(yàn)證動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型的正確性，建立了熱壓縮過程的有限元模型，對熱壓縮試樣變形和晶粒尺寸分布進(jìn)行了計(jì)算，模擬結(jié)果和試驗(yàn)觀測結(jié)果一致，證明了文中建立的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型的準(zhǔn)確性。詳細(xì)的模擬過程可見鄭寶星等的研究成果[17]。

2.2 宏微觀耦合有限元模型的建立及仿真結(jié)果分析

通過UG完成預(yù)制坯、預(yù)鍛模具和終鍛模具的三維模型，轉(zhuǎn)化為STL格式后導(dǎo)入DEFORM-3D中建立有限元模型。有限元模型所用的材料模型為上述根據(jù)Ti55531合金壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立的本構(gòu)方程和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型。如圖4所示，對坯料采用絕對尺寸比例進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最小網(wǎng)格尺寸為1 mm，初始網(wǎng)格總數(shù)為32 622。對模具采用相對尺寸比例的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對模具型腔進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化以提高仿真精度，模具的網(wǎng)格總數(shù)量為100 000。

預(yù)鍛結(jié)果見圖5。如圖5a所示，在預(yù)鍛中雙耳是由扭力臂主體部位的金屬流動(dòng)過來充填而成，因此，若模具型腔設(shè)計(jì)不當(dāng)，雙耳的根部極易因兩股金屬的匯流而產(chǎn)生折疊。另外，在預(yù)鍛初期金屬向兩側(cè)外部流動(dòng)，這可能會(huì)導(dǎo)致三角形深腔兩側(cè)的側(cè)壁產(chǎn)生折疊。由圖5b可知，預(yù)鍛件最難成形的雙耳充填完整，雙耳根部和深腔側(cè)壁未產(chǎn)生折疊缺陷，較為嚴(yán)重的折疊都出現(xiàn)在鍛件的飛邊上，不影響鍛件質(zhì)量，并且預(yù)鍛件兩側(cè)飛邊較小，分布較為均勻。這說明預(yù)鍛模具型腔設(shè)計(jì)合理，模具上與預(yù)鍛件三角形深腔內(nèi)部相對應(yīng)的大倒角和大圓角有效避免了雙耳根部和深腔側(cè)壁產(chǎn)生折疊，阻力坎有效阻止了金屬向兩側(cè)外流。截面-的流線見圖6。如圖6a所示，在三角形深腔側(cè)壁最易發(fā)生穿流的中間位置取截面；從圖6b可以看出，終鍛件的深腔側(cè)壁僅發(fā)生了輕微的穿流，這說明深腔側(cè)壁在終鍛時(shí)通過預(yù)鍛件側(cè)壁金屬的流動(dòng)最終成形，明顯抑制了其在成形過程中的穿流。

圖4 有限元模型

圖5 預(yù)鍛結(jié)果

圖6 截面A-A的流線

3 基于正交試驗(yàn)的成形工藝優(yōu)化

3.1 正交試驗(yàn)方案及仿真結(jié)果

通過建立鈦合金扭力臂熱鍛成形的有限元模型并對仿真結(jié)果進(jìn)行分析，驗(yàn)證了鍛造工藝和模具的可行性和合理性。為進(jìn)一步優(yōu)化鍛造工藝，采用正交試驗(yàn)法尋求最佳鍛造參數(shù)組合。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是研究多因素多水平的又一種設(shè)計(jì)方法，通過“正交表”科學(xué)地安排試驗(yàn)，并針對優(yōu)化目標(biāo)進(jìn)行全面分析。它能夠根據(jù)正交性從全面試驗(yàn)中挑選出部分有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，按照一定規(guī)律構(gòu)造出正交表，進(jìn)行試驗(yàn)并對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。采用正交試驗(yàn)方法不僅能夠減少試驗(yàn)次數(shù)，提高試驗(yàn)效率，降低經(jīng)濟(jì)成本，還可以獲得較好的試驗(yàn)結(jié)果。采用了L16正交試驗(yàn)結(jié)合有限元分析的方法，對Ti55531鈦合金扭力臂的熱鍛成形工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，體現(xiàn)高效率、快速、經(jīng)濟(jì)的優(yōu)勢。

鍛件的力學(xué)性能優(yōu)良與否在很大程度上取決于其內(nèi)部組織的均勻性，因此在鍛造中應(yīng)使鍛件的內(nèi)部組織盡量均勻。在鍛造工藝生產(chǎn)中，鍛造成形所需的載荷越大，相對應(yīng)的壓力機(jī)噸位也必須越大，這將會(huì)導(dǎo)致生產(chǎn)成本的提高。

在熱鍛成形過程中，若坯料的溫度過低，則金屬的變形抗力會(huì)過大，導(dǎo)致成形載荷過高，還會(huì)造成模具容易磨損甚至開裂；若溫度過高，則會(huì)使鍛件溫度過高，導(dǎo)致晶粒明顯長大，形成粗晶，造成鍛件的力學(xué)性能降低。變形速率對金屬的變形抗力和內(nèi)部組織同樣具有較大影響，而在鍛造中，材料的變形速率是由鍛造速度決定的。此外，模具溫度直接影響鍛件表層金屬的流動(dòng)性，進(jìn)而影響鍛件的成形載荷和內(nèi)部組織。

文中選取坯料溫度A、鍛造速度B和模具溫度C作為正交試驗(yàn)因素，因素水平如表1所示。將能夠反映鍛件內(nèi)部組織均勻性的平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差D、成形載荷E作為衡量指標(biāo)，兩個(gè)指標(biāo)均為越小越好。根據(jù)表2中正交試驗(yàn)的安排，對16組方案進(jìn)行有限元仿真，得到了不同因素水平組合下的平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差和成形載荷。

表1 因素水平表

Tab.1 Table for factors and levels

表2 正交試驗(yàn)表及仿真結(jié)果

Tab.2 Table for orthogonal test and simulation results

3.2 極差分析

通過比較各個(gè)因素的極差大小，可以得到不同因素對單個(gè)指標(biāo)影響的主次順序，找出有利于指標(biāo)的最佳因素水平組合。平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差極差分析和成形載荷極差分析見表3和表4，可知不同因素對指標(biāo)影響的主次順序不完全相同。從表3可以看出，各因素對平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差影響的主次為C>B>A，這說明模具溫度對平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差的影響最大，鍛造溫度對其影響最小。根據(jù)表3中數(shù)據(jù)可得對于平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差的最佳工藝參數(shù)為A4B4C4，即鍛造溫度為820 ℃，鍛造速度為25 mm/s，模具溫度為350 ℃。從表4可以看出，各因素對成形載荷影響的主次為B>C>A，這說明鍛造速度對成形載荷的影響最大，鍛造溫度對其影響最小。根據(jù)表4數(shù)據(jù)可得出，對于成形載荷的最佳工藝參數(shù)為A4B4C4，即鍛造溫度為820 ℃，鍛造速度為25 mm/s，模具溫度為350 ℃。

表3 平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差極差分析

Tab.3 Range analysis for standard deviation of average grain size

表4 成形載荷極差分析

Tab.4 Range analysis for load

指標(biāo)和因素水平的關(guān)系見圖7，通過圖7可以直觀地看出各因素水平對指標(biāo)產(chǎn)生的影響。從圖7a可以看出，當(dāng)鍛造溫度從A1上升至A2時(shí)，平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差略有上升，當(dāng)鍛造溫度從A2上升至A4時(shí)，平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差明顯下降；當(dāng)鍛造速度從B2上升至B3時(shí)，平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差幾乎不變。從圖7b可以看出，當(dāng)鍛造溫度從A1上升至A2時(shí)，成形載荷表現(xiàn)出下降的趨勢，當(dāng)鍛造溫度從A2上升至A3時(shí)，成形載荷有所上升，當(dāng)鍛造溫度從A3上升至A4時(shí)，成形載荷再次出現(xiàn)下降的趨勢。由圖7a和b可知，當(dāng)鍛造溫度為820 ℃、鍛造速度為25 mm/s、模具溫度為350 ℃時(shí)，平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差和成形載荷可同時(shí)達(dá)到最小值。

圖7 指標(biāo)和因素水平的關(guān)系

3.3 方差分析

采用方差分析法對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，能夠得到各因素對指標(biāo)影響的顯著性和貢獻(xiàn)率，從而可知各因素水平對指標(biāo)影響的大小。平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差方差分析見表5，由表5可知，模具溫度對平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差的影響顯著，貢獻(xiàn)率為62.27%，鍛造溫度和鍛造速度對其影響不顯著，各因素對平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差影響的主次為C>B>A。成形載荷方差分析見表6，由表6可知，鍛造速度和模具溫度對成形載荷的影響顯著，其中，鍛造速度的貢獻(xiàn)率為最大值49.15%，鍛造溫度對成形載荷的影響不顯著，各因素對成形載荷影響的主次為B>C>A。

綜合上述分析，通過使用極差分析法和方差分析法，最終得到最佳鍛造參數(shù)組合A4B4C4，即鍛造溫度為820 ℃、鍛造速度為25 mm/s、模具溫度為350 ℃。

3.4 優(yōu)化結(jié)果

通過有限元模型對最優(yōu)工藝方案進(jìn)行驗(yàn)證，得到優(yōu)化結(jié)果如圖8所示，終鍛件在切邊和沖孔后的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶平均晶粒尺寸分布見圖8a，圖8b為與圖8a相對應(yīng)的直方圖。從圖8a可以看出，鈦合金扭力臂鍛件的平均晶粒尺寸較為均勻，只有少部分平均晶粒尺寸相對較大。從圖8b可以看出，平均晶粒尺寸主要分布在2.8~3.1 μm之間，平均值為3.01 μm，標(biāo)準(zhǔn)差為0.110 μm。這說明熱鍛成形的鈦合金扭力臂各部位的晶粒細(xì)化效果顯著，鍛件整體上的平均晶粒尺寸較為均勻，發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的均勻性較好。

熱鍛成形過程中的成形載荷曲線見圖9，其中預(yù)鍛最大載荷為1690 t，終鍛最大載荷為1053 t。可以看出，在預(yù)鍛前期成形載荷增長緩慢，而在后期成形載荷急劇上升。這是因?yàn)樵陬A(yù)鍛后期模具的型腔主體已被金屬充滿，僅剩雙耳型腔未被填充，金屬在模具阻力坎的作用下難以向兩側(cè)外流，因而被迫流向凸出的雙耳位置，導(dǎo)致了成形阻力的快速增大，因此載荷急劇上升。終鍛最大載荷僅為預(yù)鍛最大載荷的2/3左右，這是因?yàn)榻饘俚淖冃沃饕l(fā)生在預(yù)鍛，終鍛時(shí)僅使三角形深腔側(cè)壁成形以及對其他部位的尺寸進(jìn)行精整。

表5 平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差方差分析

Tab.5 Variance analysis for standard deviation of average grain size

表6 成形載荷方差分析

Tab.6 Variance analysis for load

圖8 平均晶粒尺寸分布

圖9 鈦合金扭力臂成形載荷

雖然最優(yōu)工藝方案的鍛造溫度為4個(gè)溫度水平中的最高值，這必然會(huì)導(dǎo)致鍛件的平均晶粒尺寸有所增大，但與Ti55531合金的初始晶粒尺寸5 μm相比，晶粒的細(xì)化效果已十分明顯。對比之前已經(jīng)做出的16組試驗(yàn)結(jié)果，可以看出平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差僅大于方案A1B4C4，而最大成形載荷為最小值，因此，通過正交試驗(yàn)得到的最優(yōu)工藝方案是合理的。

4 結(jié)論

1）根據(jù)扭力臂鍛件的形狀和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)設(shè)計(jì)了“制坯+預(yù)鍛+終鍛”的鍛造工藝，同時(shí)根據(jù)扭力臂鍛件的成形難點(diǎn)設(shè)計(jì)了帶有阻力坎的預(yù)鍛模具以及終鍛模具。

2）有限元仿真結(jié)果表明，采用設(shè)計(jì)的扭力臂熱鍛成形工藝和模具，能夠得到成形良好、無折疊缺陷、僅發(fā)生輕微穿流的扭力臂鍛件。

3）通過正交試驗(yàn)得到最佳鍛造參數(shù)組合：鍛造溫度為820 ℃、鍛造速度為25 mm/s、模具溫度為350 ℃。采用最佳鍛造參數(shù)獲得鍛件平均晶粒尺寸標(biāo)準(zhǔn)差為0.110 μm，最大成形載荷為1690 t。

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Design and Optimization for Hot Forging Process of Ti55531 Titanium Alloy Twisting Force Arm

GUO Jing-yua,b, DENG Xiao-hua,b, ZHENG Bao-xinga,b, WU Chuana,b

(a. School of Mechanical Engineering; b. National Local Joint Engineering Laboratory of Intelligent Manufacturing Oriented Automobile Die & Mold, Tianjin University of Technology and Education, Tianjin 300222, China)

According to the shape and structural characteristics of titanium alloy torsion arm forging, the hot forging process and die were designed and optimized by orthogonal experiment. The feasibility and rationality of hot forging process and die were analyzed and verified by finite element simulation. The hot forging process was optimized by means of range analysis and variance analysis. The results show that the torsion arm forging is obtained by using the hot forging process and die designed in this paper. It has good forming, no folding defect and only slight cross flow. And it uses the optimized combination of the best forging process parameters. That is, the forging temperature is 820 ℃, the forging speed is 25 mm/s, and the die temperature is 350 ℃. The standard deviation of the average grain size of the obtained forgings is 0.110 μm, and the maximum forming load is 1690 t. Compared with other schemes in the orthogonal test, the results are better, which proves the rationality of the optimal forging parameter combination.

torsion arm (TA); forging; process design (FPD); finite element simulation (FES); orthogonal test (OT)

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.02.016

TG316

A

1674-6457(2021)02-0096-09

2021-01-21

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（52075386）；材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華中科技大學(xué)）開放課題（P2019-008）；中國博士后科學(xué)基金面上項(xiàng)目（2020M672309）

郭晶玉（1995—），女，碩士生，主要研究方向?yàn)椴牧霞庸み^程數(shù)值模擬。

武川（1981—），男，博士，講師，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧纤苄猿尚喂に嚒?/p>