朱興林， 劉 東， 楊艷慧， 牛關(guān)梅

（西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院，西安 710072）

FGH96合金是一種750℃下長期使用的高合金化程度鎳基高溫合金（γ'強(qiáng)化相含量約為35%），因具有優(yōu)異的抗裂紋擴(kuò)展能力和良好的高溫強(qiáng)度而成為先進(jìn)航空發(fā)動機(jī)渦輪盤的理想材料［1-2］。然而，由于粉末冶金工藝導(dǎo)致的非金屬夾雜、原始顆粒邊界（PPB）和熱誘導(dǎo)空洞（TIP）等缺陷一直是阻礙FGH96合金充分發(fā)揮其性能潛力的關(guān)鍵因素。美國等發(fā)達(dá)國家一般采用大擠壓比（擠壓比6:1以上）的熱擠壓工藝進(jìn)行粉末高溫合金錠的開坯，以高壓應(yīng)力水平下的-大塑性變形來破碎PPB，焊合TIP，改善夾雜物的分布、形態(tài)和尺寸，獲得均勻細(xì)小的完全再結(jié)晶組織［3，4］。我國目前主要以 HIP/等溫鐓粗/等溫模鍛的工藝路線為主生產(chǎn)粉末高溫合金盤件［5］。關(guān)于粉末高溫合金的熱擠壓技術(shù)研究仍處于探索階段，劉趁意等采用數(shù)值模擬方法分析了工件與模具界面摩擦和換熱條件對FGH96合金擠壓過程的影響，并進(jìn)行了小規(guī)格擠壓棒材的試驗驗證［6］。

從塑性加工技術(shù)角度講，F(xiàn)GH96合金屬于典型的難變形材料。變形抗力大，工藝塑性差，鍛件開裂傾向?qū)?yīng)力狀態(tài)與應(yīng)變速率極其敏感。因此，為了保證熱擠壓過程順利進(jìn)行，獲得理想的組織狀態(tài)和表面質(zhì)量，同時適當(dāng)降低擠壓載荷，F(xiàn)GH96合金在熱擠壓過程中一般需要采用外層軟金屬包覆。所以，在擠壓過程中如何保持包覆層的結(jié)構(gòu)完整性，同時有效控制芯料和包覆層中的變形分配，以獲得均勻充分的芯料變形，是進(jìn)行FGH96合金熱擠壓工藝設(shè)計時首先需要解決的問題。其中，擠壓模具的結(jié)構(gòu)參數(shù)是決定粉末高溫合金擠壓變形過程和擠壓棒材質(zhì)量的關(guān)鍵因素之一。目前，關(guān)于均質(zhì)材料棒/管/型材擠壓過程的研究較多［7，11］。然而，對于FGH96合金包覆體這類內(nèi)外層材料特性差異顯著的多層金屬復(fù)合體擠壓過程中關(guān)鍵工藝參數(shù)影響規(guī)律的研究尚未見報導(dǎo)。本研究采用剛粘塑性有限元與正交設(shè)計相結(jié)合的方法對FGH96合金包覆擠壓過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，系統(tǒng)分析了模角α、工作帶長度hg、入口圓角半徑r等擠壓模具關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對FGH96合金包覆擠壓過程的影響規(guī)律，確定了模具結(jié)構(gòu)參數(shù)的最佳組合，為科學(xué)地進(jìn)行粉末高溫合金擠壓模具設(shè)計，避免包覆層斷裂和改善芯料變形分配提供理論依據(jù)。

1 FGH96合金包覆擠壓過程的有限元模型

本工作數(shù)值模擬過程采用商用有限元軟件DEFORM-2D進(jìn)行。模擬過程中，工件芯料為熱等靜壓態(tài)FGH96合金錠，本構(gòu)關(guān)系采用如下形式［12］:

式中A，n，Q均為等效應(yīng)變 ε的函數(shù)，A=exp（65.8300ε-0.1196）;n=4.0498ε-0.0538;Q=7.5399×105ε-0.1225（J/mol）

包覆層材料為45鋼，本構(gòu)關(guān)系［13］為:

式中模型參數(shù)A=507MPa;B=320MPa;n=0.28;C=0.064;m=1.06

模擬過程中其他的材料參數(shù)［14］和過程參數(shù)如表1所示。

表1 熱物理參數(shù)及過程參數(shù)Table 1 Thermophysical and process parameters

有限元模擬時，將擠壓墊和擠壓桿視為一個整體，稱為上模剛體;擠壓筒與擠壓模具視為一個整體，稱為下模剛體;熱等靜壓態(tài)FGH96合金錠和包覆層一起視為擠壓坯料。為了簡化問題分析過程，根據(jù)FGH96合金熱擠壓工藝試驗的實際情況，認(rèn)為芯料和包覆層間無間隙，僅考慮二者之間的滑動摩擦和熱交換，忽略其他可能存在的界面效應(yīng)。FGH96合金包覆擠壓過程的有限元模型如圖1所示。

圖1 FGH96合金包覆擠壓有限元模型Fig.1 The FEM of canning extrusion of FGH96

圖2 模具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 The structure of die

模擠壓模具的結(jié)構(gòu)如圖2所示，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為模角α（°）、工作帶長度hg（mm）、模具入口圓角半徑r（mm）等。為了揭示各個參數(shù)對擠壓過程的影響規(guī)律，采用表2所示的三因素三水平正交表，分別確定了7個正交試驗方案（表3）。

表2 因素水平表Table 2 Factors and levels table

表3 正交試驗方案Table 3 Orthogonal table

本工作的主要研究目標(biāo)是在給定擠壓筒直徑的情況下，全面分析模角、工作帶長度和入口圓角半徑對FGH96合金包覆擠壓過程的影響規(guī)律，確定各參數(shù)的最優(yōu)組合，使擠壓過程中包覆層結(jié)構(gòu)完整，芯料變形均勻并達(dá)到要求的擠壓比，同時盡可能減小成形載荷。

2 結(jié)果與討論

本工作分別從包覆層完整性、擠壓比及成形載荷三個方面探討模具結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律，確定模角、工作帶長度、入口圓角半徑的最優(yōu)組合。

2.1 各因素對包覆層完整性的影響

擠壓過程中，由于芯料的變形抗力遠(yuǎn)高于包覆層材料，因此宏觀塑性變形在芯料和包覆層中的分配很不均勻，芯料剛開始擠出凹模出口時，會產(chǎn)生明顯的“蘑菇頭”現(xiàn)象，此處的包覆層厚度最小，最容易產(chǎn)生斷裂而破壞包覆層完整性。

圖3 所示為方案 1，2，3（模角分別為 35°，45°，60°，其余參數(shù)相同）擠壓棒材頭部溫度和等效應(yīng)變的云圖（對稱軸左側(cè)為溫度，右側(cè)為等效應(yīng)變）。包覆層最小厚度分別為26mm，18mm，11mm?？梢娔＝窃龃螅矊幼钚『穸葴p小，模角為60°時，包覆層的最小厚度最小，包覆層很容易斷裂，而模角為35°時，包覆層厚度比較均勻，因而不易開裂。

圖3 坯料頭部內(nèi)溫度及應(yīng)變分布云圖 （a）方案1;（b）方案2;（c）方案3Fig.3 The temperature and strain distribution of fore part（a）case 1;（b）case 2;（c）case 3

圖4所示為上述三種方案中，芯料剛剛擠出時，包覆層及芯料內(nèi)的軸向應(yīng)力云圖。包覆層在擠出模具時受到的軸向應(yīng)力并不均勻，包覆層外側(cè)所受最大拉應(yīng)力分別為 270MPa，287MPa，336MPa，包覆層內(nèi)側(cè)受到壓應(yīng)力分別為-56MPa，-49 MPa，-53 MPa。計算結(jié)果表明，包覆層材料質(zhì)點的運動方向與該質(zhì)點的平均應(yīng)力梯度的方向一致。擠壓過程中某質(zhì)點的平均應(yīng)力梯度可按下列公式計算［15］:

式中，gradN為節(jié)點N處的梯度值;σmi，σmN為節(jié)點N及其附近的節(jié)點i的平均應(yīng)力值;|dNi|為節(jié)點N和節(jié)點i的距離;dc為距離常數(shù)。

圖4 包覆層及芯料內(nèi)軸向應(yīng)力分布云圖 （a）方案1;（b）方案2;（c）方案3Fig.4 The stress distribution of the canning and the core （a）case 1;（b）case 2;（c）case 3

設(shè)包覆層厚度為L，外表面應(yīng)力值為σe，內(nèi)表面應(yīng)力值為σi，厚度方向上的平均應(yīng)力梯度可按下式估算:

對于所討論的三種方案，包覆層材料厚度方向上的平均應(yīng)力梯度大約分別為4.34，5.61，6.27。應(yīng)力梯度的差別造成包覆層材料上下流動不均，從而使包覆層壁厚減小。當(dāng)模角為60°時，包覆層內(nèi)軸向應(yīng)力梯度最大，因而外側(cè)材料向上流動趨勢更大，使得包覆層厚度減小最多。也就是說，隨著模角的增大，包覆層最小厚度相應(yīng)減小。

考察工作帶長度分別為 10mm，50mm，90mm，其余參數(shù)同方案1的情況。坯料頭部包覆層最小厚度分別為26mm，27mm，26mm，平均應(yīng)力梯度分別為4.36，4.39，4.34。上述結(jié)果表明，工作帶長度對于包覆層厚度幾乎沒有影響。當(dāng)入口圓角半徑分別為5mm，20mm，50mm（其余參數(shù)與方案1相同）時，包覆層最小厚度分別為21mm，26mm，27mm。由模擬結(jié)果可知，芯料擠出時，包覆層外側(cè)所受最大軸向拉應(yīng)力分別為299 MPa，270 MPa，258 MPa，平均應(yīng)力梯度分別為5.12，4.34，4.31?？梢?，隨著入口圓角半徑的增加，包覆層外側(cè)最大軸向拉應(yīng)力減小，厚度方向上平均應(yīng)力梯度下降，包覆層厚度增加。當(dāng)圓角半徑較大時，平均應(yīng)力梯度下降幅度降低。

圖5和圖6所示分別為不同參數(shù)對厚度方向平均應(yīng)力梯度和包覆層最小厚度的影響。從圖看出，包覆層所受軸向應(yīng)力的不均勻性直接影響包覆層的最小厚度，從而影響包覆層完整性。平均應(yīng)力梯度與包覆層最小厚度基本成反比。三個參數(shù)對于包覆層完整性的影響依次為:模角＞入口圓角半徑＞工作帶長度。

2.2 各因素對芯料擠壓比的影響

芯料頭部擠出凹模出口后，芯料/包覆層復(fù)合體進(jìn)入一個相對穩(wěn)定的擠壓過程，此階段芯料直徑和包覆層厚度都較為均勻。模擬結(jié)果表明，模角分別為35°，45°，60°時，芯料中部的最小直徑分別為236mm，240mm，258mm（圖7）。若定義直徑極差不超過最小直徑10%為棒材均勻段，則三種情況下直徑極差分別為23.6mm，24mm，25.8mm，均勻段長度分別為1461mm，1106mm，936mm，平均直徑分別為242mm，247mm，273mm，平均擠壓比分別為4.83，4.64，3.80。也就是說，當(dāng)模角為35°時，芯料平均擠壓比最大，且直徑極差較小，均勻段棒料的長度較長。而當(dāng)模角為60°時，平均擠壓比僅為3.80，芯料直徑變化也更明顯。

隨著模角變化，模具作用于芯料和包覆層的軸向和徑向力隨之發(fā)生變化（圖8）。模角較小時，模具錐面作用于坯料的徑向分力

fx=F·cosα-fμ·sinα 較大，使坯料的徑向壓應(yīng)力較大，促進(jìn)芯料軸向流動。同時，模具錐面作用于包覆層的軸向分力fy=F·sinα+fμ·cosα較小，在包覆層上形成的軸向應(yīng)力梯度較小，不利于包覆層材料軸向流動，導(dǎo)致包覆層厚度較厚。因此，減小模角可以減小芯料均勻段平均直徑，增大擠壓比。

圖7 坯料中部均勻段溫度及應(yīng)變分布 （a）方案1;（b）方案2;（c）方案3Fig.7 The temperature and strain distribution of middle part（a）case 1;（b）case 2;（c）case 3

圖8 坯料受力示意圖Fig.8 Force diagram of the billet

工作帶長度的變化對包覆層外側(cè)溫度的影響較為明顯。工作帶長度增加，包覆層外側(cè)及平均溫度都升高，使包覆層的變形抗力減小，變形后包覆層厚度減小，芯料直徑略有增加。因此，隨著工作帶長度的增加，芯料擠壓比略有減小。數(shù)值模擬結(jié)果表明，工作帶長度分別為10mm，50mm，90mm時，平均擠壓比分別為 5.00，4.87，4.83。

入口圓角半徑對于芯料均勻段的性影情況列于表4（方案6，1，7）。

表4 按方案6，1，7試驗結(jié)束后直段數(shù)據(jù)Table 4 Data of the middle part at the end of extrusion

列表數(shù)據(jù)表明，入口圓角半徑對芯料最小直徑無明顯影響。但是，隨著入口圓角半徑的增加，芯料均勻段的平均直徑有減小趨勢。當(dāng)入口圓角半徑為5mm時，雖然芯料最小直徑較小，但由于直徑的變化較大，平均直徑并沒有減小，因而直段長度増加不多，擠壓比反而降低。而入口圓角為50mm時，包覆層材料擠出模具更為平滑，芯料變形均勻，平均直徑為238mm，相對于其最小直徑波動不大，直段長度相應(yīng)增加到1506mm，平均等效應(yīng)變達(dá)到5.00。因此，隨著入口圓角半徑的增加，平均直徑減小，芯料變形更加均勻，芯料擠壓比有增大趨勢。

圖9 不同參數(shù)對擠壓比的影響 （a）模角;（b）工作帶長度;（c）入口圓角半徑Fig.9 Influence of different parameters to extrusion ratio （a）die angle;（b）band length;（c）entrance fillet

圖9所示為不同參數(shù)對芯料均勻段平均擠壓比的影響。從圖可以看出，所考慮的參數(shù)對芯料擠壓比的影響依次為:模角＞入口圓角半徑＞工作帶長度。

2.3 各因素對成形載荷的影響

成形載荷的大小不僅決定擠壓設(shè)備的選擇，同時也影響模具壽命。減小成形載荷一直是降低生產(chǎn)成本，延長模具壽命的有效手段。模角為35°，45°，60°時，擠壓過程的載荷行程曲線示于圖10。從圖可以看岀，相應(yīng)的最大載荷分別為2.25×108N，2.60×108N，3.45×108N，即隨著模角增加，成形載荷明顯增大。這是由于模具對坯料作用力的軸向分量和包覆層與模具之間摩擦力的軸向分量都隨模角增大而增大，從而使成形載荷增大。

從載荷行程曲線（圖10）看出，芯料尾端擠出模具時，載荷會再次出現(xiàn)峰值，而這個峰值也隨著模角的增大而增大。其原因是包覆層材料在擠壓過程前段，上下流動不均勻，模角越大，包覆層材料相對向上的流動趨勢越大，使材料在隨后擠出時形成“堆積”。模角越大，堆積情況越嚴(yán)重，第二個成形載荷峰值越大，使擠壓過程中成形載荷分布更加不均勻。如圖10（c）所示，芯料全部擠出模具時，第二個成形載荷峰值3.45×108，遠(yuǎn)大于芯料剛擠出時的2.80×108。

圖10 FGH96合金擠壓過程載荷行程曲線Fig.10 Load curve of the extrusion process

圖11 不同參數(shù)對最大載荷的影響 （a）模角;（b）工作帶長度;（c）入口圓角半徑Fig.11 Influence of parameters to maximum load （a）die angle;（b）band length;（c）entrance fillet

圖11為不同參數(shù)對最大成形載荷的影響。隨著模角的增加，擠壓過程最大載荷明顯升高。工作帶長度對材料擠出模具時包覆層溫度有一定影響，從而對材料的流動產(chǎn)生一定影響，載荷的均勻性也隨之變化，但對擠壓過程的最大載荷幾乎沒有影響。當(dāng)入口圓角半徑較小時，由于包覆層軸向所受的阻力較大，造成模具向下的擠壓力增大，但其影響程度會隨著圓角半徑的增大而減弱。

3 結(jié)論

（1）隨著模角減小和入口圓角半徑的增大，芯料頭部擠出時包覆層厚度增大，有利于保證包覆層完整性。包覆層最小厚度隨軸向應(yīng)力的平均梯度增大而減小。

（2）隨著模角減小、工作帶長度的減小和入口圓角半徑增大，擠壓比會有不同程度的增大。芯料均勻段的尺寸均勻性注意受入口圓角半徑的影響。

（3）隨著模角增大和入口圓角半徑減小，最大成形載荷增大，載荷第二峰值也明顯增大。

（4）綜合考慮本文的研究目的，方案7為擠壓模具結(jié)構(gòu)參數(shù)的最佳組合。

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