发布日期：2026-5-25 8:26:52
TA15是高铝当量的近α钛合金,与TC4钛合金相比,具有更高的室温及高温强度、断裂韧性、疲劳极限、抗应力和抗腐蚀能力以及焊接性能[1-3],与航天发动机高温、低温、强震及腐蚀等服役环境均具有良好的适配性,被广泛应用于航天发动机结构件设计领域[4]。然而,TA15钛合金自身的热容系数及热导率较低[5],锻造过程中表面与模具接触区域降温快,内部变形区域温升效应明显,易产生内外温度差异,从而引起组织的差异性[6-7],这对模锻工艺成形方案、接触条件及锻造过程控制提出了较为严苛的要求,常规锻造方案难以实现较高程度的组织均匀性控制要求[8-9]。某型号航天发动机机架上TA15钛合金传力件的结构复杂,对其力学性能和组织均匀性要求高,本文针对该锻件的组织均匀性问题展开研究,基于Deform-3D数值仿真软件,对模锻成形过程、温度场、等效应变场进行分析,根据分析结果对模锻成形接触条件及润滑进行优化,经过小批量生产验证,各项力学性能优异,有效提高了锻件组织均匀性。
1、工艺方案设计
1.1产品结构
某型号航天发动机TA15钛合金传力结构件(以下简称“TA15结构件”)的锻件图如图1所示,锻件质量为118kg,形状为圆周对称结构,结构复杂,由12个传力筋和上下2个承力端面组成,小端切孔直径为Φ308mm，大端轮廓为正方形，边长为620mm。
1.2原材料及其性能
选用原材料为西部钛业供应的TA15(Ti-6.5Al-2Zr-1Mo-1V)钛合金棒材，棒材热处理状态为退火态，规格为Φ350 mmx355 mm，原材料质量为152kg，化学成分如表1所示。
表1 TA15钛合金化学成分(%，质量分数)
| C Si Al | Al | Fe 。 | Mo | V | Zr | 0 | N | H | Ti |
| 0.0290.0175.89 | 5.89 | 0.0351.59 | 1.59 | 1.60 | 1.53 | 0.12 | 0.0046 | 0.002 | 余量 |
采用线切割在原材料基体上切取标准金相试样，经打磨抛光后进行腐蚀观察，金相组织如图2所示，可以发现，本文选用的TA15钛合金原材料的原始组织为等轴组织，由约57%的初生等轴a相、部分次生片层状a相及部分β相组成。
原材料棒材的力学性能数据如表2所示，取样方式为原材料本体取样，试样热处理状态为退火态。
表2 TA15钛合金的力学性能
| 试样 编号 | 试样状态 | 抗拉强度 Rm/MPa | 屈服强度 ReL/MPa | 伸长率 A/% | 断面收缩 率Z/% |
| 1 | 退火 | 908 | 832 | 12.2 | 45.2 |
| 2 | 退火 | 905 | 834 | 12.8 | 42.5 |
1.3工艺参数设计
TA15结构件模锻成形过程包括:制坯、模锻、切孔3个工序。制坯工序成形过程简图如图3所示，将Φ350mmx355mm坯料镦粗至高度H=230mm，一火成形，加热温度为相变点以下20~40℃;加热保温时间≥280 min，成形设备为100 MN油压机。模锻工序成形过程是将制坯后的坯料放到模具中成形到最终尺寸，成形过程上下垫石棉，一火成形;加热温度为相变点以下10~30℃;加热保温时间≥185 min;成形设备为100MN油压机。切孔工序是使用水刀设备切除模锻件中间直径为308mm的连皮。
制坯和切孔工序的工艺简单纯熟，基本不会产生问题，无需仿真及详细分析。本文主要针对模锻成形过程进行仿真分析及优化。
2、仿真分析
基于Defom-3D有限元模拟软件进行了TA15结构件模锻成形的建模与仿真，从成形过程、温度场及等效应变场后处理场对工艺方案中存在的问题进行分析，依据分析结果制定相关改进措施。
2.1几何模型创建
依据锻件结构图进行了模具设计，成形模具由模座、模套、上下模及上模压头等部件组成，模锻结构图如图4所示。为便于操作，锻件小端成形放在下模，大端成形放在上模，棒材镦粗制坯完成后，将圆饼状坯料加热完成后放入预热后的模锻模具进行成形，上模、上模压头和下模组成闭模型腔，闭合间隙为31mm。
2.2成形过程分析
模锻成形过程如图5所示，具体成形参数为:加载速度为5mm·s-1;上模压头下行距离为196mm;模锻欠压为3mm。由图5可知，成形过程未出现明显异常，锻件与模具接触区域的温度快速降低，但仅表现为锻件表面，内部温度仍较高。在38.1s时成形载荷出现快速上升现象(图5e方框区域)，这一方面是因为温度下降材料自身强度上升，金属流动性和塑性降低，另一方面是因为型腔充满后，产品小端面壁厚较薄，温度降低更加明显，变形难度更大，该区域的平面应变趋势越发明显，进而出现成形载荷骤增现象。
2.3金属充型过程分析
由2.2节可知，模锻充型过程进行至33.9s时，充型所需压力为58.8MN，在该时刻之后随着模锻充型过程的继续进行,充型所需压力迅速上升,充型至38.1s时，充型所需压力已经达到144MN。为探究充型压力骤增过程中金属流动充型情况，对锻件关键部位的金属流动进行分析。该锻件为比较规则的对称结构,小端为圆形,大端为方形,身部传力筋为凸起部位，是金属流动充型较难的区域。因此，选取图1所示的A-A剖面和B-B剖面传力筋位置进行充型过程对比,详见图6。
模锻充型过程示意如图7所示。通过对A-A剖面传力筋(点划线左侧)和B-B剖面传力筋(点划线右侧)进行对比分析，可以看出，在充型所需压力骤增(33.9s)前，两个部位的传力筋充型情况差别不大，但充型过程进行至33.9s时已经出现差别。如图7d方框位置所示，A-A剖面的传力筋由于其体积更大，离锻件中心位置更远，充填所需的金属更多，在相同变形条件下，B-B剖面位置已基本完成传力筋型腔充型，而A-A剖面的传力筋位置还未充满。随着充型过程的继续进行，成形压力骤增，当充型至38.1s时，整个型腔完成充型，但A-A剖面位置的飞边大小明显低于B-B剖面位置。因此，A-A剖面的传力筋位置是锻件金属充型难度最大的部位，需要较大的成形压力才能确保充型完整。
2.4温度场分布
图8为模锻件成形最后阶段温度分布情况。由于坯料表面与模具(模具预热温度450℃)接触，表面传热效率较高，锻件外表面温度较低，但飞边边缘处温度高于822℃。这是由于飞边挤出模具桥部后，不再与模具直接接触，坯料自身传热导致温升。锻件由外向内呈现均匀的温度过渡梯度，心部温度普遍高于822℃，因此，仿真温度场满足锻造温度要求。但是，可以看出下模型腔与坯料的接触表面积较大，且呈曲面结构，热量散失非常明显，锻件外表面整体呈现深色分布，温度较低，变形抗力较大，从温度场观察，该区域在模锻成形最后阶段属于难变形区。
2.5等效应变场分布
图9为模锻件成形最后阶段等效应变分布情况。锻件大端以下筋部充型最先进行，且最快充型完毕。在最后成形阶段，筋部充型已经完成，变形程度很低，因此等效应变ε较小;而锻件中间内腔部分为主要变形区域，等效应变ε较大，由筋部向内腔呈现出均匀过渡趋势。结合温度场分布，筋部表面等效应变低的原因主要为:(1)该区域温度较低，变形抗力较大;(2)该区域变形最先进行，完成充型后就不再发生变形。
2.6有限元仿真结果分析
锻件充型最后阶段存在明显的载荷骤增现象。结合温度场和等效应变场分布结果分析,在充型最终阶段，除A-A剖面传力筋外，其他筋部外表面已基本完成充型，且由于接触面积较大，散热效率较高，该区域温度更低，这两方面原因均导致了在充型最终阶段变形难度的上升。
另外，小端端面变形始终与上下模接触，该区域的温度损失最大，在充型最后阶段，该区域壁厚又为最薄区域，其应变趋势逐渐向平面应变状态转变，应力-应变状态趋势如图10所示。其中，σl和ε1为主变形方向的压应力和压应变，σ2、σ3和ε2、ε3分别为垂直于主变形方向的两向压应力和两向拉应变。由于厚度不再发生变化，ε1趋近于0，由体积不变准则ε1+ε2+ε3=0可知，主应变方向不变形时，垂直于该方向的两向拉应变ε2、ε3也趋近于0。因此，在该状态趋势下，主应力方向σ1不再发生变形,ε1无变化，宏观特征为载荷增加，厚度变形量不变，因此，该趋势在成形最后阶段越明显，成形难度越大。
2.7仿真结果验证
针对上述仿真结果进行了工艺试验件模锻验证生产,模锻试验的具体参数为:加热温度为相变点以下20℃，加热保温时间≥185 min;设备为100 MN压力机。
模锻试制结果如图11所示，仿真结果显示模锻成形最后阶段，小端端面温度降低明显，平面应变趋势十分明显，A-A剖面传力筋位置充型难度大。实际模锻试制过程的最后阶段,该区域的锻件温度已经降至TA15成形温度以下，设备吨位已达到上限，A-A剖面传力筋位置金属未充满，无法满足最初的工艺设计要求，验证了仿真结果。因此，需要对模锻成形方案及过程控制进行改进。
3、工艺方案优化
3.1工艺方案分析
基于第2章的仿真分析和试验结果，发现原有的模锻成形方案难以满足一火加热成形的工艺设计要求。传统方法通常通过增加火次或提高模锻设备的压力来解决这一问题。然而，增加火次会导致单火次的变形量减少，从而降低材料的力学性能。另一方面，提高模锻设备的压力虽然可以增加成形能力，但成本较高，且在高载荷作用下材料可能发生失效。更重要的是，这两种方法均无法有效解决模锻成形过程中内外温差大的问题。鉴于此，本文提出了一种新的坯料和模具接触条件及润滑设计的优化方案，并对其进行了验证。
在原有的模锻成形过程中，坯料与模具的接触条件是通过在型腔喷涂石墨乳，以及在模锻过程中上、下端面加盖石棉的方式，旨在降低坯料与模具之间的传热系数，减缓坯料温度的降低速度。然而，仿真和试验结果表明，这一方案未能实现预期的模锻一火成形目标。特别是在成形的最后阶段，小端端面的温度降低至TA15钛合金的成形温度以下，导致平面应变趋势加剧，实际欠压量达到25mm，远超工艺设计要求的3mm，表明该方案在当前应用中存在显著的温度控制问题。
本文进一步探讨了石棉包裹坯料的软包套模锻方案，该方案通常用于高温合金等特种合金材料的模锻成形。通过石棉包裹，可以更好地保持坯料温度，确保金属在锻造温度区间内保持良好的流动性。尽管如此，将该方法应用于本产品时依然存在潜在风险。鉴于本产品在模锻成形过程中的变形量较大，加之钛合金的热容系数和热传导率较低,当设备施加较大能量时，坯料内部的温升效应可能变得尤为明显。若变形过程超过材料的相变温度,可能会诱发板条状或魏氏组织的形成,从而增加产品报废的风险。因此，从理论上讲，该方案对于本产品并不具备可执行性。
3.2接触条件及润滑优化
近年来，玻璃纤维布因其卓越的耐高温性能而被应用于特种合金的热锻过程中,有效发挥了隔热和润滑的双重作用。针对前述分析，对后续试制中的接触方式进行了调整，改进前后的表面接触方式详见图12b。采用此方案的目的在于玻璃纤维布本身具有隔热和润滑的特性。然而,当仅使用单层玻璃纤维布时，模具与坯料的接触方式实际上是一种类似固-液(玻璃纤维布在高温下软化、分解)-固的接触方式，虽然改善了润滑效果，但传热效率却高于原方案，导致温度控制无法满足要求，最终小端端面的平面应变趋势依然明显。因此，选择了双层玻璃纤维布包裹湿锯木屑作为新的接触介质。
这种选择是基于原方案中石棉的使用降低了润滑效果，且坯料与模具的接触方式为固体-液体-固体的接触传热方式，传热效率高而润滑效率低。新的润滑方案中，湿锯木屑在两层玻璃纤维布的包裹下，在高温环境中汽化(水的沸点为100℃)，在压力的作用下在密闭型腔中形成介于液-气之间的润滑介质。在这种介质的作用下，坯料与模具的接触方式转变为固体-液气混合物-固体的接触方式，有效降低了接触传热效率,提高了润滑效率,减少了坯料的变形抗力，从而提升了坯料的整体充型效率,降低了内外温度差异。
4、工程应用及验证
4.1优化方案应用
为验证优化工艺的可行性，对优化工艺进行锻造试验，具体试制参数:加热温度为相变点以下20℃，加热保温时间≥185min，设备为100 MN压力机，选择了双层玻璃纤维布包裹湿锯木屑作为接触介质，模锻时下铺上盖。试制锻件实物如图13所示，接触条件及润滑方式优化后，锻件充型良好，表面质量较佳，锻件出模后依然具有较高的终锻温度。因为方案优化后的接触传热介质存在气体，气态介质不仅摩擦因数小，而且隔热效果好，既提升了接触界面的金属流动性，同样也改善了温度降低引起的变形抗力增加问题，从两个方面解决了小端端面成形最终阶段平面应变趋势增加的难题。
目前，该工艺已正式用于航天发动机机架传力结构件的生产，通过现场了解，该产品共生产130余件，过程无异常，产品质量稳定。
4.2力学性能分析
依据新工艺方案模锻成形后，抽1件对产品进行破坏，分别在筋部、上端面及下端面进行了力学性能及组织性能检测(每个区域各取4个性能试样),具体取样方式及取样位置如图14所示。
上述位置的力学性能数据如表3所示，每个位置取4个样并分别编号。由表3可知，优化方案各个力学性能指标均具有良好的稳定性，锻件不同位置无明显的性能散差，均匀性良好，相比原材料，其强度和韧性方面均得到了不同程度的提升，抗拉强度提升了10%，屈服强度提升了13%，伸长率提升了25.6%，断面收缩率提升了10.1%。
表3 TA15钛合金锻件的力学性能
| 试样编号 | 试样 状态 | 抗拉强度 Rm/MPa | 屈服强度 ReL/MPa | 伸长率 A/% | 率Z/% | 冲击韧性 ak/J |
| 上端面-1 | 退火 | 1001 | 929 | 16.1 | 49.1 | 52 |
| 上端面-2 | 退火 | 1004 | 960 | 15.0 | 46.0 | 52 |
| 上端面-3 | 退火 | 990 | 946 | 14.8 | 50.8 | 52 |
| 上端面-4 | 退火 | 1006 | 951 | 16.8 | 53.2 | 51 |
| 筋部-1 | 退火 | 996 | 935 | 15.0 | 46.6 | 58 |
| 筋部-2 | 退火 | 984 | 922 | 14.9 | 48.4 | 60 |
| 筋部-3 | 退火 | 986 | 921 | 14.7 | 48.3 | 52 |
| 筋部-4 | 退火 | 992 | 928 | 14.0 | 49.7 | 50 |
| 下端面-1 | 退火 | 1022 | 978 | 15.4 | 43.9 | 55 |
| 下端面-2 | 退火 | 1008 | 946 | 19.4 | 54.5 | 51 |
| 下端面-3 | 退火 | 982 | 930 | 16.1 | 42.8 | 52 |
| 下端面-4 | 退火 | 998 | 950 | 16.6 | 44.6 | 50 |
4.3显微组织分析
图15为不同取样位置的金相组织照片，各区域金相组织均未发现明显异常，无连续、平直的晶界α相网格和粗大的晶界α组织(符合GJB2744A 2019中近α类钛合金2~3级显微组织评级要求)。模锻件金相组织由等轴α相+β相+次生α相组成,相比于原材料,等轴初生α相的数量减少,β相+次生α相的数量增加。这是因为模锻工艺一火完成，变形量较大，内部能量较高，更多的初生α相发生了相变转化,而转化后的非稳态β相在组织稳定化处理后，转变为β相+次生α相，该组织不仅具备β相较高的强度，又拥有α相自身的韧性。由锻件各个区域金相组织照片可以发现(图15)，无论是上下端面还是中间的筋部，均由大部分β相+次生a相及少部分等轴a相组成，无明显的组织差异性，组织一致性、稳定性良好。
5、结论
(1)通过优化坯料与模具的接触条件及润滑措施,成功降低了接触摩擦因数和接触传热效率。这不仅确保了模锻成形过程中的温度要求，还降低了因平面应变趋势增加而导致的成形载荷。因此，实现了产品的良好一火成形状态。
(2)工艺方案的优化显著改善了模锻件的力学性能。与原材料相比,抗拉强度提高了10%,屈服强度提高了13%，伸长率提高了25.6%，断面收缩率提高了 10.1%。此外,产品在不同区域展现了较高的力学性能稳定性。
(3)优化后的工艺方案提高了产品显微组织的稳定性。产品上下端面及筋部主要由少量等轴α相和大部分β相+次生α相组成，所有β相的原始晶界α相已完全破碎，不存在连续、平直的晶界α相，这表明模锻件各区域具有良好的组织均匀性，并且相变转化率提升了近70%。
(4)本研究提出的工艺方案已成功应用于某型号航天发动机机架的配套工程生产,证明了其在实际生产中的可行性和有效性。
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（注，原文标题：TA15钛合金复杂传力结构件模锻成形润滑优化_解洋）