辛景景等：高Nb一TiAl合金叶片锻造模拟 533· 高Nb-TiAl合金性能对锻造工艺敏感，因此使用De- 8Nb-(Cr,Mn,B,Y)(原子数分数，%)，利用Gleeble fom-3D有限元数值模拟By高Nb-TiAl合金叶片等 压缩实验获得其高温流变应力本构方程为 温锻造工艺，分析变形过程中应变、应力和温度分布以及 e=1.2×106[sinh(0.006853a)]s2exp(-Q/RT）. 载荷和材料流动等信息，不仅可以缩短生产周期和降低 (1) 成本，而且对深化认识B一y高N-重A1合金叶片锻造成 式中：e为应变速率：c为高温流变应力，MPa;R为摩 形规律和优化叶片实际成形工艺具有重要的指导意义. 尔气体常数；T为变形温度，K:Q为激活能，Q=492kJ· mol -1 1 实验方法 By高Nb-TiAl合金密度为4300kg·m3,其热物 模拟所用的By高Nb-TiAl合金成分为Ti-44Al- 理性能参数如表1所示. 表1By高Nb-TiAl合金热物理性能参数 Table 1 Thermal physical parameters of the B-y high Nb containing TiAl based alloy 温度/℃ 25 300 500 800 1000 1300 导热系数/(Ns1℃) 11.1 15.8 19.2 22.4 21.8 20.2 热容/(Nmm2.℃-) 2.63 2.75 2.83 2.96 3.05 3.18 传热系数/(Ns1mm1.℃l) 8 对环境散热系数/(N.s-1.mm1.℃1) 0.02 发射率 0.8 航空发动机叶片形状复杂，使用UG软件建立了 s的By高Nb-TiAl合金叶片锻造过程中等效应变 锻坯和模具的三维几何模型，如图1所示.锻坯B一Y 场随时间的变化.当上模压下量为35mm时，锻坯大 高Nb-TiA1合金的变形按塑性模型模拟，离散成10个 部分区域等效应变小于0.167，如图2(a)所示.当上 四面体单元，上下模具为刚体模型，间距50mm,模具 模压下量为40mm,锻坯整体的等效应变在0.167~ 材料为AISI-D3,离散成3.2×10个四面体单元，与锻 0.5之间，发生动态再结晶（图2(b)).当上模压下量 坯接触区域进行局部网格细化.等温锻造过程上下模 增加为45mm,等效应变继续增大，榫头与叶身变形均 具与腔体温度为950℃，锻坯与环境之间的热交换采 匀（图2(c).当上模压下量继续增加为50mm时锻 用第三类边界条件.为提高锻造模拟的精确度，对锻 造结束，叶身等效应变在0.417~1.25，并且分布均 坯与模具传热所引起的模具局部温度升高也进行计 匀，有利于获得均匀的再结晶组织，飞边处由于迅速减 算.锻坯与模具之间的摩擦使用剪切摩擦模型，摩擦 薄，等效应变快速升高，有利于锻造充型完整，避免缺 因子为0.3. 陷产生（图2(d)). 2.2等效应力场的分布 图3是叶片锻坯在预热温度1250℃、不同模具压 下速度下终锻等效应力场的分布图.叶片形状复杂， 不同部分应变与温度存在差异，所以等效应力场分布 也有一定差异，榫头顶部与底部等效应力相对较小，靠 近飞边处等效应力增大：叶身等效应力场分布相对均 图1叶片锻造的三维有限元模型 匀：飞边处等效应力相对较大，原因是飞边区域变形时 Fig.1 3D-FEM model of blade forging By高Nb-TiAI合金流动受到的限制最大，与模具的 采用Deform软件进行模拟：固定锻坯预热温度为 相互作用剧烈.锻坯等效应力反映变形过程中所需变 1250℃时，研究上模压下速度(0.1、0.5、1.0和1.5 形能量及其变形的难易.在预热温度1250℃，随着上 mm·s)对叶片等温锻造的影响；在上模压下速度为 模压下速度的增加，终锻等效应力呈下降趋势，榫头与 0.5mm·s时，研究预热温度(1150、1200、1250和 叶身的等效应力场分布保持均匀.其原因是随锻造时 1300℃)对叶片等温锻造的影响 间减少，锻坯热散失减少，提高变形温度，有利于B一Y 2结果 高Nb-TAl合金高温软化与动态再结晶，变形抗力减 小，等效应力减少 2.1等效应变场的分布 为了更好地研究叶片的锻造，研究了叶身成形过 图2是预热温度1250℃、上模具压下速度0.5mm· 程等效应力随上模压下量的变化规律，等效应力取叶辛景景等: 高 Nb--TiAl 合金叶片锻造模拟 高 Nb--TiAl 合金性能对锻造工艺敏感，因此使用 De￾form--3D 有限元数值模拟 β--γ 高 Nb--TiAl 合金叶片等 温锻造工艺，分析变形过程中应变、应力和温度分布以及 载荷和材料流动等信息，不仅可以缩短生产周期和降低 成本，而且对深化认识 β--γ 高 Nb--TiAl 合金叶片锻造成 形规律和优化叶片实际成形工艺具有重要的指导意义． 1 实验方法 模拟所用的 β--γ 高 Nb--TiAl 合金成分为 Ti--44Al-- 8Nb--( Cr，Mn，B，Y) ( 原子数分数，% ) ，利用 Gleeble 压缩实验获得其高温流变应力本构方程为 ε · = 1. 2 × 1016［sinh ( 0. 006853σ) ］3. 4521 exp ( － Q /ＲT) ． ( 1) 式中: ε · 为应变速率; σ 为高温流变应力，MPa; Ｒ 为摩 尔气体常数; T 为变形温度，K; Q 为激活能，Q = 492 kJ· mol － 1 ． β--γ 高 Nb--TiAl 合金密度为 4300 kg·m － 3，其热物 理性能参数如表 1 所示． 表 1 β--γ 高 Nb--TiAl 合金热物理性能参数 Table 1 Thermal physical parameters of the β--γ high Nb containing TiAl based alloy 温度/℃ 25 300 500 800 1000 1300 导热系数/( N·s － 1·℃ － 1 ) 11. 1 15. 8 19. 2 22. 4 21. 8 20. 2 热容/( N·mm － 2·℃ － 1 ) 2. 63 2. 75 2. 83 2. 96 3. 05 3. 18 传热系数/( N·s － 1·mm － 1·℃ － 1 ) 8 对环境散热系数/( N·s － 1·mm － 1·℃ － 1 ) 0. 02 发射率 0. 8 航空发动机叶片形状复杂，使用 UG 软件建立了 锻坯和模具的三维几何模型，如图 1 所示． 锻坯 β--γ 高 Nb--TiAl 合金的变形按塑性模型模拟，离散成 105 个 四面体单元，上下模具为刚体模型，间距 50 mm，模具 材料为 AISI--D3，离散成 3. 2 × 104 个四面体单元，与锻 坯接触区域进行局部网格细化． 等温锻造过程上下模 具与腔体温度为 950 ℃，锻坯与环境之间的热交换采 用第三类边界条件． 为提高锻造模拟的精确度，对锻 坯与模具传热所引起的模具局部温度升高也进行计 算． 锻坯与模具之间的摩擦使用剪切摩擦模型，摩擦 因子为 0. 3． 图 1 叶片锻造的三维有限元模型 Fig． 1 3D--FEM model of blade forging 采用 Deform 软件进行模拟: 固定锻坯预热温度为 1250 ℃ 时，研 究 上 模 压 下 速 度( 0. 1、0. 5、1. 0 和 1. 5 mm·s － 1 ) 对叶片等温锻造的影响; 在上模压下速度为 0. 5 mm·s － 1 时，研 究 预 热 温 度 ( 1150、1200、1250 和 1300 ℃ ) 对叶片等温锻造的影响． 2 结果 2. 1 等效应变场的分布 图2 是预热温度 1250 ℃、上模具压下速度 0. 5 mm· s － 1的 β--γ 高 Nb--TiAl 合金叶片锻造过程中等效应变 场随时间的变化． 当上模压下量为 35 mm 时，锻坯大 部分区域等效应变小于 0. 167，如图 2( a) 所示． 当上 模压下量为 40 mm，锻坯整体的等效应变在 0. 167 ～ 0. 5 之间，发生动态再结晶( 图 2( b) ) ． 当上模压下量 增加为 45 mm，等效应变继续增大，榫头与叶身变形均 匀( 图 2( c) ) ． 当上模压下量继续增加为 50 mm 时锻 造结束，叶身等效应变在 0. 417 ～ 1. 25，并 且 分 布 均 匀，有利于获得均匀的再结晶组织，飞边处由于迅速减 薄，等效应变快速升高，有利于锻造充型完整，避免缺 陷产生( 图 2( d) ) ． 2. 2 等效应力场的分布 图 3 是叶片锻坯在预热温度 1250 ℃、不同模具压 下速度下终锻等效应力场的分布图． 叶片形状复杂， 不同部分应变与温度存在差异，所以等效应力场分布 也有一定差异，榫头顶部与底部等效应力相对较小，靠 近飞边处等效应力增大; 叶身等效应力场分布相对均 匀; 飞边处等效应力相对较大，原因是飞边区域变形时 β--γ 高 Nb--TiAl 合金流动受到的限制最大，与模具的 相互作用剧烈． 锻坯等效应力反映变形过程中所需变 形能量及其变形的难易． 在预热温度 1250 ℃，随着上 模压下速度的增加，终锻等效应力呈下降趋势，榫头与 叶身的等效应力场分布保持均匀． 其原因是随锻造时 间减少，锻坯热散失减少，提高变形温度，有利于 β--γ 高 Nb--TiAl 合金高温软化与动态再结晶，变形抗力减 小，等效应力减少． 为了更好地研究叶片的锻造，研究了叶身成形过 程等效应力随上模压下量的变化规律，等效应力取叶 · 335 ·