王兵 劉飛 胡婉婷 袁德勇 高歡

（首都航天機械有限公司，北京 100076）

文摘 基于航天型號對超高強韌稀土鎂合金構(gòu)件產(chǎn)品的迫切需求，本文以航天器中的直筒段產(chǎn)品為研究對象，采用近等溫鍛造擠壓成形工藝技術(shù)，開展VW84M 高強韌稀土鎂合金材料的鍛造工藝性能研究，分析了直筒段的工藝結(jié)構(gòu)特點，制定了直筒段的鍛造成形工藝，通過三維建模、數(shù)值模擬技術(shù)和成形工藝試驗，研究了直筒段的成形過程，分析了坯料的金屬流動、溫度變化特點，并通過成形工藝試驗試制出鍛件產(chǎn)品。結(jié)果表明，VW84M 稀土鎂合金在440 ℃的鍛造溫度時，在合適的擠壓速度下具備良好的塑性成形性能，該材料具備實際工程應(yīng)用能力；數(shù)值模擬得到的擠壓載荷為64.72 MN，實際擠壓載荷為60 MN，相差7.8 %，數(shù)值模擬結(jié)果與工程試驗有較高的結(jié)合度；工藝試驗得到的直筒鍛產(chǎn)品，切、軸向力學(xué)性能指標(biāo)優(yōu)于預(yù)期，抗拉強度不小于340 MPa、屈服強度不小于210 MPa、延伸率不小于6 %的指標(biāo)值。直筒段產(chǎn)品金屬流線分布較為均勻，切向力學(xué)性能優(yōu)于軸向。

0 引言

鎂及其合金具有比強度和比剛度高、耐振動性好、電磁屏蔽性佳及可回收性好、資源豐富等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于汽車、飛機和電子等行業(yè)［1］。然而低強度限制了鎂合金的廣泛使用，尤其是在航空航天等高技術(shù)領(lǐng)域，因此，研究人員對鎂合金的強度提出了更高的要求，通常要求其力學(xué)性能與2A14 高強鋁合金的力學(xué)性能相當(dāng)［2］。稀土（RE）元素因其特殊的核外電子結(jié)構(gòu)而具有獨特的物理和化學(xué)性質(zhì)，已成為鎂合金中最有效和最具發(fā)展?jié)摿Φ幕瘜W(xué)元素，稀土元素釓和釔在鎂合金中具有最佳的固溶強化和時效強化效果，是超高強稀土鎂合金設(shè)計的首選添加元素［3-5］。

稀土元素的加入雖然提升了鎂合金材料的強度，但降低了其塑性變形能力，在鍛造成形時極易開裂。為此，研究稀土鎂合金的鍛造成形工藝，對推廣鎂合金在航天領(lǐng)域的應(yīng)用具有重要意義。雖然目前國內(nèi)已經(jīng)開發(fā)出鎂稀土合金材料，但局限于小規(guī)格的產(chǎn)品，暫未見大規(guī)格零件產(chǎn)品的相關(guān)報告，國外因技術(shù)封鎖，目前查不到相關(guān)資料。本文以稀土鎂合金為成形用原材料，選取Φ750 mm 的長直筒段為研究對象，采用有限元模擬軟件Deform-3D 對成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬，并進(jìn)行工藝試驗，研究大規(guī)格稀土鎂合金構(gòu)件的鍛造成形工藝，為高強韌性稀土鎂合金在航天產(chǎn)品中的運用積累技術(shù)基礎(chǔ)。

1 直筒鍛成形工藝分析

直筒段零件輪廓尺寸如圖1所示，材質(zhì)為稀土鎂合金，材料牌號為VW84M，鍛件最終熱處理狀態(tài)為固溶時效態(tài)，零件壁厚50 mm，凈重171 kg，屬于大尺寸規(guī)格的稀土鎂合金產(chǎn)品。

圖1 直筒段零件輪廓圖Fig.1 Outline drawing of straight tube part

對于此類型零件，選用大尺寸規(guī)格的稀土鎂合金鑄錠作為原材料，采用塑性成形方式進(jìn)行制造時，可選用擠壓或輾環(huán)的方式進(jìn)行。在選用輾環(huán)方式時，由于輾環(huán)工藝的限制，如坯料溫度和工裝溫度無法準(zhǔn)確控制，易造成鍛坯開裂，對產(chǎn)品的尺寸及性能無法有效保證。鍛造擠壓工藝可保證成形時的溫度條件，相對來說，更適合于對溫度敏感的稀土鎂合金產(chǎn)品的成形制造。基于60 MN 模鍛液壓機裝備，選用立式擠壓成形工藝方式制造此直筒段產(chǎn)品。

根據(jù)直筒段零件圖，確定產(chǎn)品的鍛件如圖2 所示。在底部設(shè)置厚為20 mm 的連皮，內(nèi)外徑壁厚單邊余量2～3 mm，鍛件重約205 kg。

圖2 鍛件產(chǎn)品輪廓圖Fig.2 Outline drawing of forgings

在擠壓成形時，為避免速度差的影響，擠壓用毛坯要求外形尺寸均勻，據(jù)體積相等原則，并結(jié)合鍛件余量，毛坯尺寸定為Φ640 mm×335 mm，Ra不低于12.5 μm。

2 數(shù)值模擬研究

2.1 模型建立

鎂合金直筒段成形時，壁厚較薄，稀土鎂合金對溫度敏感，若溫度與擠壓速度控制不當(dāng)，極易產(chǎn)生裂紋或過熱現(xiàn)象。本研究采用UG 軟件建立成形模型，利用Deform-3D 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，對成形過程進(jìn)行仿真分析。零件為VW84M 稀土鎂合金，在帶環(huán)境箱的Instron5982 試驗機上進(jìn)行等溫壓縮實驗，獲得材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線關(guān)系見圖3。模擬時，對于回轉(zhuǎn)體對稱結(jié)構(gòu)的直筒段，選取八分之一模型進(jìn)行計算。坯料與模具設(shè)為近等溫狀態(tài)，坯料加熱溫度440 ℃，為延長使用壽命，將模具定溫400 ℃，模具材料選用5CrMnMo，在鍛造過程中，模具與坯料之間發(fā)生熱交換，換熱系數(shù)取5 W/（m2·K）［6］。坯料網(wǎng)格劃分網(wǎng)格3×104個（圖4），最小網(wǎng)格尺寸6.1 mm，擠壓頭壓下速度定為10 mm/s，數(shù)值模擬模型見圖5。

圖3 440℃時應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curve at 440 °C

圖4 網(wǎng)格劃分圖Fig.4 Grid plot

圖5 數(shù)值模擬模型圖Fig.5 Numerical simulation model diagram

2.2 成形階段過程定義

直筒段的擠壓成形過程，是在擠壓頭與擠壓筒的作用下完成，擠壓筒固定在下砧座上，擠壓頭固定在動梁上，隨動梁上下運動。根據(jù)成形時金屬流動情況，將直筒段的成形過程分為3 個階段（圖6）：（1）接觸階段，此時擠壓頭剛與坯料接觸；（2）擠壓階段，此時金屬反向流動，屬于擠壓成形中的主要階段；（3）擠壓末期階段，此階段底部連皮形成?？煽闯?，整體成形過程平穩(wěn)，金屬流動無異?，F(xiàn)象。

圖6 成形過程Fig.6 Forming process

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.3.1 速度場分析

圖7為成形過程不同階段速度場云圖，在擠壓頭與坯料剛接觸階段，坯料的上端部流動速度最大，最大值為13.4 mm/s，坯料其他處金屬在擠壓模具的作用下呈現(xiàn)反向流動的趨勢。在擠壓階段，已經(jīng)擠壓成形的直壁段相對靜止，主要大變形流動處于擠壓頭大端部與坯料的接觸處，金屬流動速度較大，最大值為14.8 mm/s，底部處金屬的流動方向相比于接觸階段的“由里向外”變化為“近垂直向下”。在末期階段，已成形直壁段保持相對靜止，底部金屬呈現(xiàn)“垂直向下”流動趨勢，在末期階段，底部金屬為鍛件的連皮部分，隨著擠壓接近尾聲，此處金屬厚度較小，變形抗力急劇增加，在額定的擠壓力作用下，金屬流動十分困難，速度場接近靜止。

圖7 成形階段速度場云圖Fig.7 Velocity field nephogram of forming stage

2.3.2 應(yīng)力場分析

圖8 為成形過程中不同階段應(yīng)力場云圖，在3 個階段坯料的應(yīng)力變化趨勢相近，主要表現(xiàn)為已經(jīng)成形的直壁段的應(yīng)力為零，待流動成形處金屬的應(yīng)力趨于一致，這一現(xiàn)象與擠壓成形工藝的局部變形特性相匹配，由此可知，通過擠壓工藝能有效避免低塑性VW84M 稀土鎂合金在體積成形工藝中開裂現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖8 成形階段應(yīng)力場云圖Fig.8 Stress field nephogram of forming stage

2.3.3 溫度場分析

圖9 為成形過程中坯料的溫度變化情況。在接觸階段，坯料變形量較小，坯料熱傳遞主要是在與模具接觸之間，在研究中，擠壓速度恒定為10 mm/s，在擠壓階段坯料與擠壓段過渡處金屬存在溫升，最高約459 ℃，此處主要是由于變形熱造成坯料溫升。在已成形端處，坯料溫度降低至430 ℃左右，主要是坯料與外界熱傳導(dǎo)降低，整體而言，坯料與始鍛溫度相差不大，在整個變形過程中，坯料接近于等溫狀態(tài)，在模擬時所設(shè)定的工況條件可借鑒用于工藝試驗研究。

圖9 成形階段溫度場云圖Fig.9 Temperature field nephogram of forming stage

2.3.4 擠壓載荷分析

在成形過程中，擠壓噸位變化明顯（圖10），與成形所分的3個階段吻合度較高。在擠壓接觸階段，擠壓載荷從0 增加至6.32 MN，主要是因為擠壓頭與坯料接觸，需要一定的作用力使坯料發(fā)生塑性變形。在擠壓階段，擠壓載荷變形不大，呈水平線性波動，主要是由于變形過程中產(chǎn)生一定的變形熱，使金屬的變形抗力減小。當(dāng)?shù)撞拷饘俸穸冗_(dá)到50 mm 時，此時成形噸位58.4 MN，擠壓載荷開始快速增加，直到連皮厚度達(dá)到所設(shè)定厚度20 mm 時，此時載荷值達(dá)到80.90 MN，可計算出完整模型載荷值為64.72 MN。在擠壓后期，由于連皮較薄，使金屬流動時所需載荷值極速增加。

圖10 擠壓載荷曲線Fig.10 Extrusion load curve

3 工藝試驗結(jié)果

擠壓成形試驗在60 MN 模鍛液壓機上進(jìn)行，坯料加熱溫度440 ℃，模具加熱溫度400 ℃，擠壓速度設(shè)定為定速10 mm/s。在整個擠壓過程中，從坯料入模到出模，整個過程耗時105 s，過程平穩(wěn)，實際所用壓力機噸位達(dá)到滿載60 MN，與前面模擬得到的成形力64.72 MN 相差7.8%，在合理范圍之內(nèi)。所得到的產(chǎn)品實物如圖11所示，其內(nèi)外表面質(zhì)量完好、無肉眼可見裂紋及折疊等缺陷。在產(chǎn)品的上端處，存在不平整現(xiàn)象，最高點與最低點差值約8 mm。這是由于：（1）VW84M 的塑性相對較差；（2）因擠壓頭與擠壓筒之間存在小量的偏心，同時擠壓時各部處摩擦條件不完全相同，導(dǎo)致各部金屬流動不一致造成，后續(xù)可通過機加工方式將端面進(jìn)行平整。

圖11 直筒段產(chǎn)品實物Fig.11 Straight tube product

對直筒段整體進(jìn)行熱處理后取樣檢測，力學(xué)性能相關(guān)值見表1，直筒段切向方向抗拉強度達(dá)到380 MPa 以上，屈服強度270 MPa 以上，延伸率7.0 %以上，軸向方向抗拉強度達(dá)360 MPa 以上，屈服強度值260 MPa 以上，延伸率6.0 %以上，性能滿足設(shè)計指標(biāo)要求。其中切向方向力學(xué)性能略高于軸向方向，切向方向的抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)差優(yōu)于軸向，屈服強度低于軸向，相差不大，兩者延伸率標(biāo)準(zhǔn)差相同。金相組織如圖12 所示，可以看出，顯微組織主要由α-Mg 基體和塊狀相組成，在擠壓變形過程中，塊狀相破碎充分且沿變形方向呈流線分布。

表1 力學(xué)性能值Tab.1 Mechanical property value

圖12 熱處理后金相組織照片F(xiàn)ig.12 Photos of metallographic structure after heat treatment

4 結(jié)論

（1）通過分析直筒段產(chǎn)品的工藝結(jié)構(gòu)特點，采用鍛造工藝中的擠壓成形方式制定了該產(chǎn)品成形工藝，并結(jié)合數(shù)值模擬技術(shù)，分析了VW84M 稀土鎂合金直筒段產(chǎn)品的成形過程中金屬流動、溫度變化的特點，VW84M 稀土鎂合金在440 ℃的鍛造溫度時，在合適的擠壓速度下具備良好的塑性成形性能，該材料具備實際工程應(yīng)用能力，具有較好的運用前景。

（2）數(shù)值模擬得到的擠壓載荷為64.72 MN，實際擠壓載荷為60 MN，相差7.8%，數(shù)值模擬結(jié)果與工程試驗有較高的結(jié)合度，可為后期其他類型的產(chǎn)品開發(fā)提供技術(shù)保障。

（3）工藝試驗得到的直筒鍛產(chǎn)品，切、軸向力學(xué)性能指標(biāo)優(yōu)于預(yù)期，抗拉強度不小于340 MPa、屈服強度不小于210 MPa、延伸率不小于6 %的指標(biāo)值。直筒段產(chǎn)品金屬流線分布較為均勻，切向力學(xué)性能優(yōu)于軸向。