文章编号：1004-0609(2013)12-3323-12

TC18钛合金盘件等温模锻过程有限元模拟及试验

李  礼，张晓泳，李  超，李志友，周科朝

(中南大学 粉末冶金国家重点实验室，长沙 410083)

摘  要：通过热模拟试验建立TC18合金的Arrhenius型本构关系，采用有限元模拟方法系统研究变形温度、变形速率和摩擦因数等因素对TC18缩比盘件等温模锻过程的影响，从而得到该合金较合理的模锻工艺条件，并用于指导具体试验。结果表明：变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s、摩擦因数0.03为该合金较合理的等温模锻变形条件；在有限元模拟工艺的指导下成功锻造出该合金盘件，并验证有限元模拟结果的正确性；同时，为其他钛合金复杂件的等温模锻工艺提供数值依据与技术指导。

关键词：TC18钛合金；盘件；等温模锻；有限元模拟

中图分类号：TG113；TG146       　   　     文献标志码：A

Finite element simulation and experiment of isothermal die forging process of TC18 Ti alloy disc

LI Li, ZHANG Xiao-yong, LI Chao, LI Zhi-you, ZHOU Ke-chao

(State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

Abstract: Arrhenius constitutive relationship of TC18 Ti alloy obtained from thermal simulation test was used to simulate the isothermal die forging of reduced-scale TC18 disc by finite element method. The suitable deformation conditions were obtained and applied to guide the experiment through systemically investigating the influence of deformation temperature, rate and friction factor on the isothermal die forging process. The result show that the suitable isothermal die forging conditions are that the temperature is 840 ℃, rate is 0.1 mm/s and friction factor is 0.03. The TC18 Ti disc is successfully fabricated under the guidance of finite element simulation, while the accuracy of simulation is also verified by the forging experiment. The related investigation can provide the numerical and technological support for other complex components.

Key words: TC18 Ti alloy; disc; isothermal die forging; finite element method

盘类及盘轴类回转对称构件作为机械传动和承载的关键部件，在航空航天、能源、交通等诸多领域具有广泛的应用。近年来，随着我国国民经济和科学技术的发展，高性能盘件的需求量迅速增加，对其质量及性能上的要求也越来越严格^[1]。高性能钛合金的开发与应用，能够有效减轻盘件自身质量，提高盘件性能，符合高性能盘件的发展趋势，是目前制造盘类零件的重要材料之一^[2]。TC18其名义成分为Ti-5Al-5Mo- 5V-1Cr-1Fe，是一种近β高强韧钛合金，在300~350 ℃时，仍然具有较高的热强性，能够满足航空发动机一级盘的应用要求^[3-4]。如赵红霞^[5]、罗雷等^[6]、韩栋等^[7]均指出该合金可用于制造温度不超过350 ℃的发动机风扇盘和叶片等零件。

等温锻造是制作包括盘类构件在内的钛合金重要锻造工艺和发展方向之一^[8]。在等温锻造过程中，通过严格控制坯料/模具温度、应变速率等参数，能够改善或消除模具激冷带来的材料应变硬化，从而显著降低合金变形抗力，提高坯料成形性能，达到省力成形的目的^[9]。然而，目前国内外对于盘类构件锻造工艺的设计主要依赖于高成本、长周期的传统“试错”手段，严重制约其发展。有限元模拟技术的出现，为快速调整与优化锻造工艺提供了一种有效途径，国内外学者应用此方法进行了大量的理论研究与相关验证试验。SRINIVASAN等^[10]采用有限元与CAD-CAM技术相结合的方法对航空航天用盘件制造过程进行了研究，发现使用这种集成技术能够有效降低生产成本和周期。朱磊等^[11]通过热模拟试验建立TC11钛合金的Kumar型本构方程，采用MARC/Autoforge3.1有限元软件对TC11合金某型号涡轮盘的等温锻造工艺进行模拟设计，结果表明这种与实际材料本构关系相结合的有限元模拟方法具有很高的工程实用性。陈希凯等^[12]通过建立TC4合金的回归模型，对该合金盘件的等温锻造工艺过程进行了有限元模拟，有效提高实际锻造工艺参数的优化效率。YU等^[13]采用DEFORM-3D，对TC11合金整体叶盘在恒定的温度、不同应变速率下的热锻过程进行了有限元模拟，获得了TC11整体叶盘成型过程中的温度场、等效应变场以及行程—载荷曲线，以此确定了合理的实际工艺方案，结果表明随着应变速率的降低，金属流动更加均匀、填充性更好。

目前，针对钛合金盘类构件的应用，国内外学者多采用以TC4^[12]、TC11^[13]、TC6^[14]等为主的近α或α+β钛合金作为研究对象，而涉及TC18合金盘类构件的应用研究较少。此外，文献[13-16]报道的锻造过程模拟研究大多局限于单一影响因素下的热模锻，对多因素下等温模锻的研究甚少。为此，本文作者采用Deform-3D有限元软件对TC18合金盘件的等温模锻过程进行仿真分析，其中首先利用热模拟试验建立TC18变形本构方程；然后采用有限元方法，系统研究变形温度、变形速率、摩擦因数等因素对模锻过程中温度场、等效应力/应变场及锻机压力的影响，从而得出较合理的等温变形条件；最后基于仿真结果，进行TC18缩比盘件的等温模锻试验。

1  实验与仿真过程

1.1  初始仿真模型

TC18合金初始坯料与最终期望锻件外形如图1所示。初始坯料尺寸为d 36 mm×20 mm，在有限元模拟前处理过程中共划分成27886个四面体单元。从锻造角度考虑，为了保证对中性，在坯料上下端面分别设计与模腔匹配的定位卡槽。最终锻件外形参考了文献[10]和[11]报道的盘件表面凹凸台结构设计以及文献[14]报道的盘件边缘凸台结构设计，同时在尺寸上进行同比缩放，其最大直径为d 60 mm。合金初始坯料和模具均由SolidWorks建模，然后导入DEFORM-3D进行有限元模拟。模锻过程示意图如图2所示。

1.2  材料特性参数

TC18合金坯料由湖南省湘投金天钛业科技有限公司提供(β相变点温度为(870±5)℃)，并选用由株洲硬质合金集团有限公司生产的纯Mo棒作为模具材料。相关材料参数如表1所列^[17-19]。

图1  初始坯料与终锻盘件的模型

Fig. 1  Model of initial stock(a) and final disc(b)

图2  TC18盘件模锻压缩过程示意图

Fig. 2  Sketch for pressing reduction during die forging process of TC18 disc

表1  模拟中采用的材料参数

Table 1  Material parameters used during finite element simulation

1.3  材料本构方程

本构方程主要用于预测合金在塑性变形过程中应变速率、应变、应力与温度之间的关系。为了保证有限元模拟的准确性，本研究中，首先通过热模拟试验，获得所用TC18合金在压缩温度800~950 ℃、应变速率0.01~10 s^-1下的真应力—应变曲线，然后采用Sellars和Tagart提出的双曲正弦形式本构模型^[20-21]，构建如下TC18合金的变形本构方程：

                 (1)

另外，采用杨松涛等^[22]在研究纯Mo板坯高温塑性变形时提出的Mo金属变形本构方程：

                 (2)

1.4  模拟过程

本研究针对模锻过程设定的模拟参数和边界条件分别如表2和图2所示，其中坯料/模具之间的传热系数为11 N/(s·mm·℃)，坯料/模具与外部环境的传热系数为0.02 N/(s·mm·℃)，并且在坯料/模具上施数值为50 N/(s·mm)的热源，使整个模锻过程中坯料/模具温度与仿真初始设定温度保持恒定。在模锻仿真过程中采用Newton-Raphson迭代方式和Von Mises材料屈服准则。另外，为了提高仿真精度和效率，采用如下基本假设：

1) 所选材料均匀，各向同性；

2) 鉴于模锻件具有高度对称性，采用1/4建模，视4个部分所受载荷相同，为整体的1/4；

3) 忽略模具的弹性变形，将其视为不变形刚体；

4) 坯料/模具在模锻过程中的散热与加热处于动态平衡，即处于严格的等温状态；

5) 摩擦因数在模锻过程中视为不随变形温度、变形速率而改变的定值。

2  结果与分析

2.1  变形温度的影响

图3所示为变形速率0.1 mm/s、摩擦因数0.03、不同变形温度下坯料的温度场分布图。由图3可以发现，由于合金在模锻过程中大部分变形能转化为变形热，导致坯料在不同温度下变形时均出现了不同程度的温升现象。随着变形温度的升高，合金变形流动性能得以改善，即更易于成型，变形不均匀性得到抑制，锻件的温度场均匀性也随之提高：锻件内最大温升和温差分别由800 ℃时的7.3 ℃和2.3 ℃降至860 ℃时的4.3 ℃和1.3 ℃。然而，当变形温度升至860 ℃时(见图3(d))，由温升造成的坯料实际温度864.3 ℃已经十分接近β相变点。上述结果表明，虽然提高温度能够有效抑制变形不均匀性，但对温度控制精确性要求也随之增加，否则容易导致坯料温度超过β相变点、进而造成因β晶粒异常长大引起的力学性能恶化，因此在实际设定模锻温度时需要充分考虑温升效应带来的影响。

表2  等温模锻模拟条件

Table 2  Simulation conditions of isothermal die forging

图3  变形速率为0.1 mm/s、摩擦因数为0.03时TC18钛合金圆盘不同变形温度下的温度场分布图

Fig. 3  Temperature distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different temperatures and deformation rate of 0.1 mm/s and friction factor of 0.03

图4  变形速率为0.1 mm/s、摩擦因数为0.03时TC18钛合金圆盘不同变形温度下的等效应力分布图

Fig. 4  Effective-stress distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different temperatures and deformation rate of 0.1 mm/s and friction factor of 0.03

图5  变形速率为0.1 mm/s、摩擦因数为0.03时TC18钛合金圆盘不同变形温度下的等效应变分布图

Fig. 5  Effective-strain distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different temperatures and deformation rate of 0.1 mm/s and friction factor of 0.03

图4和5所示为变形速率0.1 mm/s、摩擦因数0.03、不同变形温度下坯料的等效应力和应变场分布图。由图4可以看出，在模锻过程中，随着变形温度的升高，合金的软化程度增强，流动性得以改善，变形抗力降低，进而引起锻件等效应力逐渐下降，由800 ℃的196 MPa下降至860 ℃的145 MPa。与此同时，如图5所示，随着变形温度的升高，最大等效应变与最小等效应变之间的差值变小，由800 ℃的3.803降低到840 ℃的3.70，表明中等变形区域增大，大变形和难变形区域缩小，锻件变形更为均匀。在模锻终了阶段，锻件圆角以及台阶等难以填充区域，容易存在合金流动剧烈的现象，因此，锻件的最大等效应力与最大等效应变均集中在该区域。值得注意的是，当变形温度达到860 ℃时，温升效应导致锻件实际变形温度极其接近合金相变点，合金由密排六方结构向体心立方结构转变的程度加剧，使其更加易于变形，锻件等效应变反而呈上升趋势(见图5(d))。此外，由温升效应引起的温度升高、直至越来越接近合金相变点，导致合金热稳定性逐渐下降，锻件局部区域应变上升，最大等效应变与最小等效应变之间的差值呈先减小后增大的趋势，860 ℃时，最大和最小等效应变的差值又增加至3.73。

图6所示为变形速率0.1mm/s、摩擦因数0.03、不同变形温度下坯料的行程—载荷图(注：采用1/4建模，相应所获得的载荷需乘以4，下同)。由图6可以看出，随着变形温度的升高，合金软化程度增强，变形抗力降低，模锻所需锻造压力呈下降趋势，从800 ℃的880 kN下降至860 ℃的560 kN。从模拟结果中可以发现，TC18合金在800 ℃以上进行等温锻造时，840 ℃对应的锻造压力较820 ℃的有显著降低，而继续提高温度对降低锻造压力的效果减弱，反而有可能因温升效应导致坯料实际温度超过合金相变点，因此，在本研究后续模拟中采用840 ℃的锻造温度。

2.2  变形速率的影响

图7所示为变形温度840 ℃、摩擦因数0.03、不同变形速率下坯料的温度场分布图。由图7所示，随着变形速率的增加，坯料内部变形和温度分布的不均匀性程度加剧，由此带来的剧烈变形导致盘件表面凹凸台以及圆角区域产生更多变形热，温度急剧上升：锻件内最大温升分别由变形速率0.01 mm/s时的1.3 ℃升至1 mm/s时的23.2 ℃；而当变形速率达到1 mm/s时，锻件最高温度863.2 ℃已经接近合金的相变点(见图7(d))。另外，变形速率增加以后，变形过程经历的时间相应变短，即会减少变形过程中由于热传递作用散失的热量，从而使得锻件内部的最低温度升高：由变形速率0.01 mm/s时的840 ℃上升至1 mm/s时的852.2 ℃。

图6  变形速率为0.1 mm/s、摩擦因数为0.03时TC18钛合金圆盘不同变形温度下行程—载荷曲线

Fig. 6  Stroke—load curves of TC18 Ti alloy disc at deformation rate of 0.1 mm/s and friction factor of 0.03

图8和9所示为变形温度840℃、摩擦因数0.03、不同变形速率下坯料的等效应力、应变场分布图。由图8可以看出，随着变形速率的增加，变形时间变短，模锻过程中合金的再结晶软化来不及完成，即存在较大的变形抗力，导致等效应力随之增大，由变形速率0.01 mm/s时的117 MPa增加至1 mm/s时的228 MPa。由图9可看出，随着变形速率的增加，坯料等效应变逐渐增大，最大等效应变与最小等效应变的差值也逐渐增加，分别为变形速率0.01 mm/s时的3.68、0.1 mm/s时的3.70、0.5 mm/s时的4.42以及1 mm/s时的4.59，即变形越来越不均匀。这是由于变形速率越高，温升效应越显著，由变形产生的热量来不及消散，使得锻件各部位的温度分布不均匀，在表面凹凸台以及圆角这些难以成形的区域形成较大的温度梯度，容易造成合金在这些区域的填充能力降低，锻件的最大、最小应变差也随之增加。

图7  当变形温度为840 ℃、摩擦因数为0.03时TC18钛合金圆盘不同变形速率下的温度场分布图

Fig. 7  Temperature distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different deformation rates and deformation temperature of 840 ℃ and friction factor of 0.03

图8  当变形温度为840 ℃、摩擦因数为0.03时不同变形速率下TC18钛合金圆盘的等效应力分布

Fig. 8  Effective stress distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different deformation rates and deformation temperature of 840 ℃ and friction factor of 0.03

图9  当变形温度为840 ℃、摩擦因数为0.03时不同变形速率下TC18钛合金圆盘的等效应变分布

Fig. 9  Effective strain distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different deformation rates and deformation temperature of 840 ℃ and friction factor of 0.03

图10所示为变形温度840 ℃、摩擦因数0.03时TC18钛合金圆盘不同变形速率下坯料的行程—载荷图。由图10可知，随着变形速率的提高，钛合金在高速率变形下再结晶软化作用来不及发生，即来不及抵消前期变形产生的加工硬化，进而导致其变形抗力显著增大，模锻所需要的锻造压力呈上升趋势，从变形速率0.01 mm/s时的400 kN上升至1 mm/s时的1 240 kN。模拟结果表明，变形速率的降低有利于减小模锻所需锻造压力，但是相应延长了模锻所需时间；采用较低的0.01 mm/s变形速率时，所需的锻造压力最小(400 kN)，而完成模锻所需的时间最长(1 600 s)，但合金成形性并没有得到显著改善，反而会增加锻造能耗；而采用较高的1 mm/s变形速率时，则可能因温升效应导致坯料实际温度超过合金相变点。为此，在后续研究中采用了0.1 mm/s的变形速率，此时，所需锻造压力为660 kN，完成模锻所需时间为160 s，且合金成形性也较好。

图10  当变形温度为840 ℃、摩擦因数为0.03时不同变形速率下TC18钛合金圆盘行程—载荷曲线

Fig. 10  Stroke—load curves of TC18 Ti alloy disc at deformation temperature of 840 ℃ and friction factor of 0.03

2.3  摩擦因数的影响

图11所示为变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的温度场分布。等温模锻中需要采用玻璃润滑剂降低坯料与模腔之间的摩擦，其中玻璃润滑剂完全玻璃化以后的接触摩擦因数最低可达到0.03^[23-24]，玻璃化不完全为0.1，机油、润滑脂等其他润滑剂为0.25，以及无润滑状态为0.7。如图11所示，随着摩擦因数的降低，表层金属与模具之间的相对滑动能力增强，由摩擦所产生的热量相应减少，坯料的最大温升由摩擦因数0.7时的10.8 ℃下降至0.03时的5.3 ℃，锻件表面温度分布更加均匀，表面温差由摩擦因数为0.7时的8.8 ℃下降到摩擦因数为0.03时的1.3 ℃。此外，锻件在变形较大区域(见图11(a)区域1处)的成形效果得到显著改善。

图11  当变形温度为840 ℃、变形速率为0.1 mm/s时不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的温度场分布图

Fig. 11  Temperature distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different friction factors and deformation temperature of 840 ℃ and deformation rate of 0.1 mm/s

图12  当变形温度为840 ℃、变形速率为0.1 mm/s时不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的等效应力场分布图

Fig. 12  Effective-stress distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different friction factors and deformation temperature of 840 ℃ and deformation rate of 0.1 mm/s

图13  当变形温度为840 ℃、变形速率为0.1 mm/s时不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的等效应变场分布图

Fig. 13  Effective-strain distribution of TC18 Ti alloy disc deformed at different friction factors and deformation temperature of 840 ℃ and deformation rate of 0.1 mm/s

图12和13所示分别为变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的等效应力、应变场分布图。从图12和13中可以发现，变形区的等效应力随着摩擦因数的增加而增大，由摩擦因数0.03时的165MPa增加至0.7的212 MPa。变形区等效应变随着摩擦因数的增加而减小，由摩擦因数0.03时的3.76下降至0.7的3.18，最大等效应力和应变都集中在难变形的表面凹凸台以及圆角处。摩擦形成的本质是合金在塑性流动过程中其表面与模具表面产生相对滑动，并引起锻件表层受到强烈剪切应力而变形。合金表层由于受到摩擦力的阻碍作用，导致模锻过程中变形抗力增大，等效应力也随之增大。等效应变之所以降低，是由于变形抗力增大导致合金的变形过程更加困难，而摩擦因数的增加意味着在难变形区域会存在更大的摩擦阻力阻碍合金的流动，使得合金在这些区域的变形性及填充性大幅下降。

图14所示为变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的行程—载荷曲线。由图14可看出，随着摩擦因数的提高，导致等温锻造过程中摩擦力相应增大，阻碍了合金在模腔中的流动性，同时也提高了变形过程中坯料的附加应力，使得模锻所需锻造压力呈急剧上升趋势，从660 kN上升至2 160 kN。由模拟结果可知，在模锻过程中，选择合适的润滑剂是十分必要的。采用玻璃润滑剂，无论其玻璃化良好与否(0.03~0.1)，都能显著降低锻造压力，而在模锻中不使用润滑剂，对设备吨位需求提高了3.3倍，因此，在试验中应尽量选择玻璃润滑剂，以减小模具和坯料之间的摩擦，从而提高锻件的变形性能以及模具使用寿命。

图14  当变形温度为840 ℃、变形速率为0.1 mm/s时不同摩擦因数下TC18钛合金圆盘的行程—载荷曲线

Fig. 14  Stroke—load curves of TC18 Ti alloy disc at deformation temperature of 840 ℃ and deformation rate of 0.1 mm/s

3  等温模锻试验验证

上述有限元模拟结果表明，变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s、摩擦因数0.03为相对合理的变形条件。为了验证模拟的准确性，本文作者进行了相关等温模锻试验验证：首先将TC18合金锻块加工成与模拟过程中所使用模型一致的坯料(见图15(a))；然后在其表面涂覆一层T_xy-1型玻璃润滑剂(北京天力创有限公司生产)，将其与模具整体装配好(见图15(b))，周围包裹石棉保温层以后，置入电阻丝炉中加热至840 ℃并保温2 h；最后在液压机上进行等温模锻，其中模锻条件为变形速度0.1 mm/s，预置压力为400 kN和1 000 kN，所得锻件分别如图16和17所示。

图15  初始坯料与模具装配示意图

Fig. 15  Assembly of initial billet(a) and mold(b)

图16  在400 kN锻造压力下模拟与试验结果

Fig. 16  Results of forging disc forged at pressure of 400 kN

图17  在1 000 kN锻造压力下实际锻件图

Fig. 17  Experiment results of forging disc forged at pressure of 1 000 kN

图16(a)中给出的模拟结果显示，在400 kN的压力下，因锻造压力不足，不能获得与设计一致的锻件，且图16(b)中试验结果也出现了因锻造压力不足导致合金未能充分流动填充模腔的现象，表面未能形成完整凸台，其最终直径仅为50 mm，未能满足设计要求。当锻造压力升至1 000 kN时，如图17所示，锻造所得盘件轮廓清晰，金属流线分布较为合理，锻造尺寸与轮廓与模拟结果基本吻合。可见，本研究中有限元模拟结果与具体试验基本吻合，能够较好地指导TC18钛合金盘件的模锻制备工艺。

3  结论

1) 升高变形温度能降低TC18合金的模锻压力，提高合金变形均匀性，其中在800 ℃以上进行等温锻造时，840 ℃对应的锻造压力较820 ℃有显著降低，而继续提高温度对降低锻造压力的效果不大，反而有可能因温升效应导致坯料实际温度超过合金相变点，因此，变形温度840 ℃为该合金合适的等温模锻温度。

2) 降低变形速率有利于减小模锻压力，但会延长模锻时间，并且合金成形性并未得到显著改善，而选择较快的变形速率则会增加模锻压力，并且有可能因温升效应导致坯料实际温度超过合金相变点。

3) 在锻造过程中需要选取具有低摩擦因数的模锻润滑剂，才能够大幅减小模锻压力，提高合金的变形均匀性，同时减弱变形过程中的温升效应。在模锻试验过程中，通过采用摩擦因数0.03的玻璃润滑剂，在锻造压力1 000 kN、变形温度840 ℃、变形速率0.1 mm/s的条件下，成功制备出与设计要求一致的TC18缩比盘件，其试验结果与模拟结果能够较好吻合。

REFERENCES

[1] 焦 园, 刘 东, 刘 杰, 孙二举. 盘类锻件轴向碾轧成形过程中的工艺参数优化[J]. 金属铸锻焊技术, 2011, 40(13): 65-68.

JIAO Yuan, LIU Dong, LIU Jie, SUN Er-ju. Optimization of process parameters for ACDR process of disk forging[J]. Casting·Forging·Welding, 2011, 40(13): 65-68.

[2] BOYER R, WELSCH G, COLLINGS E W. Materials properties handbook: Titanium alloys[M]. Metals Park, OH: ASM International, 1994: 767-1006.

[3] MOISEYEV V N. Titanium alloys-russian and aerospace application[M]. Oxfordshire: Taylor & Francis Group, 2006: 119-196.

[4] RODNEY B, RODNEY E, LUT JERING G. The use of β titanium alloys in the aerospace industry[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2005, 14(6): 103-114.

[5] 赵红霞. 航空用高强度BT22钛合金的研发和应用[J]. 航空制造技术, 2010, 1: 85-87.

ZHAO Hong-xia. Development and application of high strength titanium alloy BT22 in aviation industry[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2010, 1: 85-87.

[6] 罗 雷, 毛小南, 杨冠军, 牛蓉蓉. BT22钛合金简介[J]. 材料热处理技术, 2009, 38(14): 14-17.

LUO Lei, MAO Xiao-nan, YANG Guan-jun, NIU Rong-rong. Brief introduction for BT22 titanium alloy[J]. Hot Working Technology, 2009, 38(14): 14-17.

[7] 韩 栋, 张鹏省, 毛小南, 卢亚锋, 奚正平, 杨建朝. BT22钛合金及其大型锻件的研究进展[J]. 材料导报, 2010, 24(2): 46-50.

HANG Dong, ZHANG Peng-sheng, MAO Xiao-nan, LU Ya-feng, XI Zheng-ping, YANG Jian-chao. Research progress of BT22 titanium alloy and its large forgings[J]. Materials Review, 2010, 24(2): 46-50.

[8] 庞克昌. 航空锻件精化的重要途径—等温锻造技术[J]. 金属学报, 2002, 38(S1): 356-359.

PANG Ke-chang. Isothermal forging technology for precision forging of aerospace material[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2002, 38(S1): 356-359.

[9] 曲银化, 孙建科, 孟祥军. 钛合金等温锻造技术研究进展[J]. 钛工业进展, 2006, 23(1): 6-9.

QU Yin-hua, SUN Jian-ke, MENG Xiang-jun. Research and development of isothermal forging of titanium alloys[J]. Titanium Industry Progress, 2006, 23(1): 6-9.

[10] SRINIVASAN N, RAMAKRISHNAN N, VENUGOPAL R A, SWAMY N. CAE for forging of titanium alloy aero-engine disc and integration with CAD-CAM for fabrication of the disc[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 124(3): 353-359.

[11] 朱 磊, 张麦仓, 董建新, 庞克昌. TC11合金本构关系的建立及其在盘件等温锻造工艺设计中的应用[J]. 稀有金属材料与工程, 2006, 35(2): 253-256.

ZHU Lei, ZHANG Mai-cang, DONG Jian-xin, PANG Ke-chang. Constitutive relationship of TC11 alloy and its application in hot die forging process of disc component using finite element method[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2006, 35(2): 253-256.

[12] 陈希凯, 李付国, 张李骊, 彭富华, 黄永胜. 基于组织均匀性目标的TC4合金盘件等温成形工艺优化[J]. 宇航材料工艺, 2006, 36(6): 46-51.

CHEN Xi-kai, LI Fu-guo, ZHANG Li-li, PENG Fu-hua, HUANG Yong-sheng. Optimization design based on microstructure uniformity in isothermal forging process for titanium alloy[J]. Aerospace Materials＆Technology, 2006, 36(6): 46-51.

[13] YU Min, LUO Ying-she, PENG Xiang-hua, QIN Yin-hui. Numerical simulation and its application of rheological forming of titanium alloy vane disk[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2006, 16(2):671-675.

[14] LI Xiao-li, LI Miao-quan. FE simulation for the forging process of TC6 alloy disc utilizing a microstructural model[J]. Materials Characterization, 2005, 55(4/5): 362-370.

[15] 张鹏省, 毛小南, 韩 栋. 航空航天用钛合金盘件开发与应用[J]. 钛工业进展, 2011, 28(3): 6-8.

ZHANG Peng-sheng, MAO Xiao-nan, HAN Dong. Research and development of titanium alloys discs for aerospace and space[J]. Titanium Industry Progress, 2011, 28(3): 6-8.

[16] ZHU Yan-chun, ZENG Wei-dong, MA Xiong, TAI Qing-an, LI Zhi-hua, LI Xiao-guang. Determination of the friction factor of Ti-6Al-4V titanium alloy in hot forging by means of ring-compression test using FEM[J]. Tribology International, 2011, 44(12): 2074-2080.

[17] 瓦利金 N.莫依谢耶夫, 董宝明, 张 胜, 郭德伦, 梁慧凤, 朱知寿. 钛合金在俄罗斯飞机及航空航天上的应用[M]. 北京: 航空工业出版社, 2008: 75-79.

MOISEYEV V N, DONG Bao-ming, ZHANG Sheng, GUO De-Lun, LIANG Hui-feng, ZHU Zhi-shou. Titanium alloys: Russian aircraft and aerospace applications[M]. Beijing: Aircraft Industry Press, 2008: 75-79.

[18] BOYER R, EYLOND R. Application of beta titanium alloys in airframes[R]. Beta Titanium Alloys in the 1990’s, Titanium Committee. Warendate, PA: TMS, 2003: 335-346.

[19] 黄伯云, 王德志. 中国材料工程大典—有色金属材料工程[M]. 北京: 化学工业出版社, 2006: 54-107.

HUANG Bai-yun, WANG De-zhi. China materials engineering canon—Non-ferrous metal materials engineering[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2006: 54-107.

[20] ZENER C, HOLLOMOM J H. Effect of strain-rate upon the plastic flow of steel[J]. Journal of Applied Physics, 1994, 15(1): 22-27.

[21] SELLARS C, MCTEGART W. On the mechanism of hot deformation[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1966, 14(9): 1136-1138.

[22] 杨松涛, 李继文, 魏世忠, 徐流杰, 张国赏, 张二召. 纯钼板坯高温塑性变形行为及本构方程[J]. 中国有色金属学报, 2011, 21(9): 2126-2131.

YANG Song-tao, LI Ji-wen, WEI Shi-zhong, XU Liu-jie, ZHANG Guo-shang, ZHANG Er-zhao. Pyroplastic deformation behavior of pure molybdenum plate slab and constitutive equation[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011, 21(9): 2126-2131.

[23] 李 飞, 吴伏家. TC4钛合金等温锻造工艺数值模拟[J]. 机械工程与自动化, 2008, 147(2): 74-75.

LI Fei, WU Fu-jia. Numerical simulation of isothermal forging process of TC4 titanium alloy[J]. Mechanical Engineering & Automation, 2008, 147(2): 74-75.

[24] 吴伏家, 尹晓霞, 赵长瑞. TC4钛合金等温锻造过程的数值模拟和实验研究[J]. 锻压技术, 2009, 34(5): 147-150.

WU FU-jia, YIN Xiao-xia, ZHAO Chang-rui. Numerical simulation and experiment of isothermal forging process of TC4 titanium alloy[J]. Forging & Stamping Technology, 2009, 34(5): 147-150.

(编辑  李艳红)

基金项目：国家自然科技基金委员会创新研究群体科学基金资助项目(51021063)；湖南省科技重大专项基金资助项目(2010F51004)；中南大学前沿研究计划资助项目(2009QZZD007)

收稿日期：2012-09-14；修订日期：2013-07-20

通信作者：张晓泳，助理研究员，博士；电话：0731-88836264；E-mail: zhangxiaoyong@csu.edu.cn