CN116078989A

CN116078989A - 一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法及模具工装

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Publication number: CN116078989A
Application number: CN202310000460.3A
Authority: CN
Inventors: 严思梁; 孟淼; 张晓丽; 胡磊; 方晓刚; 李萍
Original assignee: Hefei University of Technology
Current assignee: Hefei University of Technology
Priority date: 2023-01-03
Filing date: 2023-01-03
Publication date: 2023-05-09
Anticipated expiration: 2043-01-03
Also published as: CN116078989B

Abstract

本发明涉及金属塑性成形技术领域，具体涉及一种双性能盘热模锻‑差温压扭复合成形方法及模具工装，以整体开式热模锻复合差温半限制型压扭成形的工艺方法成形盘类件，在工件内部主动构建从心部到边缘梯度变化的温度场和应变场，仅采用单副模具即可完成复杂成形过程，并可精确控制盘件边缘与心部获得不同微观组织和力学性能，显著降低生产成本，简化工艺流程，提高生产效率，同时有望进一步提高双性能盘的服役性能。

Description

一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法及模具工装

技术领域

本发明涉及金属塑性成形技术领域，具体涉及一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法及模具工装。

背景技术

飞机发动机整体叶盘将叶片、轮盘等零件集成设计为一个整体构件，较之传统的榫齿连接结构，整体叶盘减重约30%，有效降低热机械疲劳风险，改善压气机气动稳定性，提高整体叶盘的使用可靠性，是改善飞机发动机性能的一项重要结构措施。整体叶盘零件沿径向具有较大的温度梯度和应力梯度，不同区域对材料性能的要求有差异，叶片强调具有高的高周疲劳性能，盘体强调具有高的高温蠕变抗力和损伤容限性能，使得常规的单一合金均质整体叶盘在材料及组织选择时要做出妥协。为了进一步发挥整体叶盘结构材料的性能潜力，行业内创新提出了叶片和盘体采用同种材料和不同组织结构的钛合金双性能盘设计思路，突破传统热加工技术追求均一组织的惯性思维，根据叶片和盘的实际使用工况，选用恰当的合金材料及组织状态，实现不同部位采用不同热处理工艺的精细控制，达到构件整体性能的最优化。

近α型600℃高温钛合金具有优异的热强性，适用于先进航空发动机高压压气机500℃~600℃以下高温段的部件，最具标志性的应用对象是整体叶盘。采用复杂及恰如其分的合金化保证合金关键力学性能外，合适的性能匹配还需通过合理控制显微组织才能得以充分发挥。组织状态对600℃高温钛合金力学性能的影响显著，细小的双态组织具有最佳的高周疲劳性能、强度和塑性，符合叶片使用工况要求；细小的片层组织具有最佳的高温蠕变抗力和损伤容限性能，符合盘体使用工况要求。如果将600℃高温钛合金整体叶盘的叶片和盘体分别获得细小的双态组织与片层组织，就可以尽量发挥材料不同组织状态的优势，也有助于发动机结构的设计优化，更好地满足航空发动机长寿命和高可靠性的使用要求。

为了实现TA29钛合金、Ti60钛合金为代表的钛合金双性能盘锻件的双重组织，一般采用两火锻造成形，第一火在β区锻造变形得到片层组织，并需要优化设计预成形坯料的形状和尺寸，需要复杂的预制坯成形工步；一般设计叶片区呈哑铃状，第二火在α＋β区进行模锻成形，为避免产生折叠，模锻前坯料表面涂覆玻璃润滑剂以促进顺畅成形，成形后一般盘体区等效应变小于0.3，保证盘体保留片层组织形态。叶片区的等效应变为0.5~ 1.8，以促进α相的扭折和等轴化。过渡区大部分区域等效应变在0.4~1之间，组织形态介于片层组织与等轴组织的过渡状态，锻后锻件采用α＋β区固溶时效处理。可见现有工艺方法工艺流程较为复杂，成形效率较低，且应变累积量有限，叶片区组织等轴化和细化效果不显著。

鉴于上述缺陷，本发明创作者经过长时间的研究和实践终于获得了本发明。

发明内容

本发明的目的在于解决双性能叶盘锻造成形时预制坯优化难度大、叶片区累积应变有限、晶粒细化与等轴化不充分的问题，提供了一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法及模具工装。

为了实现上述目的，本发明公开了一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法，包括以下步骤：

S1，在高温钛合金棒材上切割圆柱坯料，将坯料预热至300~400℃，在坯料上端面和侧壁涂覆玻璃润滑剂并干燥；

S2，将压扭成形上模设置于伺服液压机的上垫板，将带有增摩扇形凹槽的压扭成形下模设置于伺服液压机带有扭转转台的下垫板上，并将压扭上模与压扭下模对中，采用设置于模具工作部分的等温炉对压扭上模与压扭下模整体预热至950℃并保温2h；

S3，将步骤S1中涂覆玻璃润滑剂的高温钛合金圆柱坯料在箱式电阻炉内加热到β相变点以上70-100℃并保温30min；

S4，将步骤S3中加热后的高温钛合金圆柱坯料快速转移到等温炉内的压扭上模和压扭下模之间，采用压扭下模的定位凸台进行定位；

S5，控制伺服液压机上横梁下行，采用压扭上模镦粗并预锻成形所述圆柱坯料，获得具有零件基本外形轮廓的预锻坯；

S6，控制伺服液压机上横梁加载力，并关闭加热系统；

S7，向模具边缘冷却水流道中通冷却介质，对工件盘缘部进行强制冷却，使得工件心部处于材料的β相区，盘缘处于α+β相区，温度场呈梯度分布；

S8，启动扭转转台，驱动压扭成形下模以6rad/s左右的速度相对于上模扭转运动0.5~1圈，带动所述预锻坯在强三向静水压力下发生沿扭转方向的剪切变形，形成从工件心部到边缘不断升高的应变场；

S9，行程结束后卸载，将压扭成形后的锻件在等温炉内先炉冷至800℃；

S10，打开等温炉炉门，采用下顶出装置顶出已成形工件，在切边模上切去锻件飞边；

S11，将所述切去飞边的锻件转移至热处理炉中进行700℃下4～5h的时效处理；

S12，将所述时效处理后的锻件从热处理炉中取出，在空气中冷却至室温，并铣削加工，获得双性能盘构件。

所述步骤S3中保温温度为1050~1080℃。

所述步骤S6中伺服液压机上横梁加载力使工件承受1~1.5GPa的轴向压力，以保证所述双性能盘坯料能够承受足够的三向静水压力，一方面使得材料成形性得到提升，一方面使得所述压扭上模下模相对扭转运动产生的扭矩能够充分传递到所述双性能盘坯料上，增加所述双性能盘坯料切向累积剪切变形量，起到显著的晶粒细化效果。

所述步骤S7中材料的β相区温度为985℃以上，α+β相区温度为900~960℃。

本发明还公开了一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，包括上模板、压扭成形上模、压扭成形下模、扭转转台、压扭转台支撑定位装置，所述上模板设于所述压扭成形上模上方，所述压扭成形上模与所述上模板之间设置隔热层，所述压扭成形下模设于所述压扭成形上模下方，所述压扭转台支撑定位装置设于所述压扭成形下模下方，所述扭转转台设于所述压扭成形下模与所述模座之间，避免热模锻与高温压扭过程中工作部分高温影响到机身结构与控制系统，增强设备刚度。

所述压扭成形上模设有对应双性能盘结构的凹槽，所述压扭成形下模对应设有双性能盘结构的凹槽，并在凹槽的基础上增设九个沿圆周等间隔布置的20°圆心角扇形增摩凹槽；通过带有所述扇形增摩凹槽的所述压扭下模与所述压扭上模形成封闭模腔，创造强三向压应力，对所述双性能盘坯料进行热模锻与压扭成形，其中所述压扭成形过程中通过带有所述扇形增摩凹槽的所述压扭下模高效传递扭矩，促进所述双性能盘坯料切向剪切变形的累积。

所述压扭上模与所述隔热层之间设有上模块，所述上模板与所述上模块采用T型螺栓固连，并与等温炉上炉体通过台阶配合，以实现压力机横梁向上运动控制所述压扭上模打开的同时，带动加热炉上炉膛打开，以便取出工件。

所述压扭成形上模与所述压扭成形下模两侧设有冷却流道，所述冷却流道里设有冷却气体与冷却液。

所述压扭成形上模与所述压扭成形下模在工作过程中封闭于等温炉内部，所述等温炉包括等温炉上炉膛保温层、等温炉升降机构、等温炉下炉膛保温层、加热体、等温炉外壳，所述等温炉上路唐保温层通过边缘法兰部分搭接于所述压扭成形上模块上，用以保证所述压扭成形上模向上回程时可以带动等温炉上炉膛保温层、加热体与等温炉外壳的上半部分升起，起到开炉作用，而所述压扭成形上模下行时可以保证其与所述等温炉等温炉上炉膛保温层、加热体与等温炉外壳的上半部分不发生干涉。所述等温炉上炉膛保温层、加热体上半部分、等温炉外壳上半部分与等温炉下炉膛保温层、加热体下半部分、等温炉外壳下半部分下通过所述等温炉升降机构对中并控制其相对运动。

与现有技术比较本发明的有益效果在于：本发明提供一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形工艺方法及相应模具工装结构，解决双性能叶盘锻造成形时锻造工序多、锻造流程复杂、材料利用率低、模具成本高、预制坯制备与设计难度大、叶片区累积应变有限、晶粒细化与等轴化不充分的缺点，并简化传统的成形步骤，提高成形效率。

传统工艺方法需要用预锻或者机加工的方法制备“H形”不等厚坯料，再通过多火次锻造成形出所需构件形状，多火次热成形形成大量氧化烧损，成形效率低，并会显著降低材料利用率，且制备预制坯本身采用自由锻或机加工也会导致火耗或机加工损耗；采用多次成形需要与成形工步数相应套数的模具（2-3套以上），造成模具成本较高；传统成形工艺中预制坯需要具备边缘厚中间薄的H形特征，才能保证从边缘到心部足够的应变梯度，而边缘区域与心部厚度比值也不能设置过高，不然容易出现边缘区失稳弯曲、双鼓肚等问题，严重的会导致锻件过渡区出现折叠裂纹，导致锻件报废，所以总体来说传统的通过不等厚预制坯模锻方法制造双性能盘过程中盘缘应变与盘心应变比通常最多达到2-3，难以进一步增大，且如果预制坯形状设计不当可能出现应变梯度不连续的状况。而本发明采用热模锻-差温压扭成形方法，可以采用单套模具完成热模锻-压扭成形两个工步，不需要对工件进行二次加热，节约模具成本的同时最大程度降低火耗（即氧化烧损）；且以压扭变形模式代替不等厚坯锻造，节省了制坯工步，且容易实现边缘与心部的大应变比（可达8-10以上），应变梯度连续性更好，最重要的是可以利用压扭成形的剪切效应提供更好的细化、等轴化叶片区域晶粒的效果，甚至可以得到超细晶晶粒（尺寸小于1μm），而传统工艺制件中等轴α相尺寸多在5-50μm之间。晶粒尺寸的细化有益于增强叶片区域的强度和高周疲劳性能。采用新工艺生产双性能盘预计成形工序减少50%以上（减少制坯工序和预锻工序），能耗降低50%以上（缩短多道次成形加热时间），制造成本大幅度降低（模具成本、机加工成本与能源消耗）。

附图说明

图1为双性能盘热模锻-差温压扭模具装配图；

图2为双性能盘热模锻-差温压扭上模；

图3为双性能盘热模锻-差温压扭下模；

图4为双性能盘热模锻-差温压扭装置示意图；

图5为TC4合金圆饼坯料网格划分情况示意图；

图6为双性能盘热模锻-差温压扭复合成形有限元模型中施加模具边缘冷却后模具上温度分布、模型设置强冷却条件下压扭上下模具初始温度场分布图（冷却通道区域设置为600℃）；

图7为双性能盘热模锻-差温压扭复合成形有限元模型中施加模具边缘冷却后模具上温度分布、模型设置弱冷却条件下压扭上下模具初始温度场分布图（冷却通道区域设置为800℃）；

图8为双性能盘热模锻-差温压扭复合成形有限元模型中锻造坯料与上下模具的装配形式、压扭上模未压下状态示意图；

图9为双性能盘热模锻-差温压扭复合成形有限元模型中锻造坯料与上下模具的装配形式、压扭上模完全压下状态示意图；

图10为冷却部分设置为600℃下热模锻-差温压扭成形后钛合金双性能盘截面温度分布；

图11为冷却部分设置为800℃下热模锻-差温压扭成形后钛合金双性能盘截面温度分布；

图12为钛合金双性能盘差温压扭成形过程中上表面速度场分布图；

图13为钛合金双性能盘差温压扭成形过程中下表面速度场分布图；

图14为热模锻-差温压扭成形半圈后、冷却部分设置为600℃时钛合金双性能盘截面等效应变分布；

图15为为热模锻-差温压扭成形半圈后、冷却部分设置为800℃时钛合金双性能盘截面等效应变分布；

图16为对比例中Ti60钛合金整体叶盘锻件图具体尺寸；

图17为对比例中Ti60坯料改锻过程的热变形制度；

图18为对比例中Ti60钛合金整体叶盘中间坯几何形状；

图19为对比例中Ti60钛合金整体叶盘等温锻造成形有限元仿真模型；

图20为对比例中有限元仿真得到的Ti60钛合金整体叶盘中截面等效应变分布情况；

图21为对比例中有限元仿真得到的Ti60钛合金整体叶盘中截面温度分布情况；

图22为对比例中等温锻造获得的Ti60钛合金整体叶盘叶片区高倍组织：

图23为对比例中等温锻造获得的Ti60钛合金整体叶盘轮毂区高倍组织。

图中数字表示：

1-隔热层；2-上模板；3-上模块；4-冷却流道；5-压扭成形上模；6-凹槽；7-等温炉上炉膛保温层；8-压扭成形下模；9-等温炉升降机构；10-扭转转台；11-等温炉下炉膛保温层；12-压扭转台支撑定位装置；13-加热体；14-下模板；15-等温炉外壳。

具体实施方式

以下结合附图，对本发明上述的和另外的技术特征和优点作更详细的说明。

本实施例公开了一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，包括上模板2、压扭成形上模5、压扭成形下模8、扭转转台10、压扭转台支撑定位装置12，所述上模板2设于所述压扭成形上模5上方，所述压扭成形上模5与所述上模板2之间设置隔热层1，所述压扭成形下模8设于所述压扭成形上模5下方，所述模座设于所述压扭成形下模8下方，所述压扭成形下模8与所述模座之间设有扭转转台10。所述压扭成形上模5与所述压扭成形下模8在工作过程中封闭于由等温炉上炉膛保温层7、等温炉升降机构9、等温炉下炉膛保温层、加热体13、等温炉外壳15构成的等温炉内部，其中所述等温炉上炉膛保温层7通过边缘法兰部分搭接于所述压扭成形上模块3上，用以保证所述压扭成形上模5向上回程时可以带动等温炉上炉膛保温层7、加热体13与等温炉外壳15的上半部分升起，起到开炉作用，而所述压扭成形上模5下行时可以保证其与所述等温炉等温炉上炉膛保温层7、加热体13与等温炉外壳15的上半部分不发生干涉。所述等温炉上炉膛保温层7、加热体13上半部分、等温炉外壳15上半部分与等温炉下炉膛保温层11、加热体13下半部分、等温炉外壳15下半部分下通过所述等温炉升降机构9对中并控制其相对运动（特别是在未装配所述压扭成形上模5和压扭成形下模8，不能依靠模具升降控制炉体升降时）。所述压扭成形上模5设有对应双性能盘结构的凹槽，所述压扭成形下模8对应设有双性能盘结构的凹槽，并在凹槽的基础上增设九个沿圆周等间隔布置的20°圆心角扇形增摩凹槽；通过带有所述扇形增摩凹槽的所述压扭下模5与所述压扭上模5形成封闭模腔，创造强三向压应力，对所述双性能盘坯料进行热模锻与压扭成形，其中所述压扭成形过程中通过带有所述扇形增摩凹槽的所述压扭下模高效传递扭矩，促进所述双性能盘坯料切向剪切变形的累积。

所述压扭成形上模5与所述隔热层1之间设有上模块3，所述上模板2与所述上模块3采用T型螺栓固连，并与等温炉上炉膛保温层通过台阶配合，以实现压力机横梁向上运动控制所述压扭上模打开的同时，带动加热炉上炉膛打开，以便取出工件。

所述压扭成形上模5与所述压扭成形下模8两侧设有冷却流道4，所述冷却流道4里设有冷却气体与冷却液。

所述扭转转台10由液压系统控制，主要起到为固定于所述下模板14的所述压扭成形下模8扭转运动提供扭矩的作用，所述压扭转台支撑定位装置12用于约束所述扭转转台10的径向错移，起到稳定设备、保证精度的作用。

本实施例采用基于Deform-3D的热力耦合仿真对钛合金双性能盘热模锻-差温压扭过程进行仿真。

（1）几何模型与模具、工艺设计

模型中几何模型参考文献《TC17合金整体叶盘等温β锻工艺研究》，采用本申请图1~4所示上下模进行锻造和压扭成形，根据叶盘的直径，确定尺寸公差为+3.5，-2.5mm。加工余量为3.0mm。根据整体叶盘的材料与锻模形膛，确定外壁斜度为7°，内壁斜度为10°。模锻件外圆角半径等于单面加工余量成品零件圆角半径或倒角值，取3.0mm。内圆角半径比外圆角半径大2~3倍取12.0mm。经UG软件测得锻件体积为60252043.8734mm³，原始坯料为圆饼状坯料，为保证充填的质量，在原有体积上加上一定飞边余量，并采用小锻比，使叶盘能够一次锻出。由以上计算取坯料直径D=660mm，坯料高度=180mm。压扭成形模拟过程中上模施加1GPa压力，结合锻件接触受力面积经计算S=616534mm²，得出上模下压力大小约为620000000N；上模下压同时，下模具扭转速度设置为0.10472rad/s，并初步设计扭转半圈。

（2）材料模型与网格划分

在成形过程中，整体叶盘坯料定义为变形体，上下模具定义为刚体，坯料本构定义为在20-1200℃适用的Ti-6Al-4V合金本构曲线，模具热学参数设置为K403高温合金对应参数。综合考虑计算时间、精度以及坯料体积等因素，对于初始圆饼坯料划分40000个四面体网格，锻造后待压扭成形的坯料划分100000个四面体网格，上下模具划分25000个网格，坯料网格划分具体情况如图5所示。由于模拟中会有畸变网格产生，因此需要考虑体积补偿，为保证模拟的准确性，将坯料体积属性设置为Active in FEM + meshing，并点击计算体积。

（3）边界条件设置

本申请热模锻过程只需设置上模以恒定速度下压，下行至预设置的飞边槽桥口高度位置时停止模拟。本次设置上模下行速度为恒定的0.2mm/s。在压扭成形步中设定下模以恒定的角速度（0.10472rad/s）绕z轴转动。在模拟控制参数设置环节，设置0.1秒每步，并设置相应的时间终止条件，为避免求解冲突，求解器采用Sparse稀疏矩阵法，每步步长根据最小网格尺寸的1/3设定为2mm。在温度边界条件设置中，启动热力耦合仿真，锻件与环境设置1050℃，而在上下模具上设置冷却水道部分体积为600℃、800℃，如图6、图7所示，用于模拟盘缘处模具局部强制冷却效果，以实现梯度温度处理的形成，成形过程考虑了变形热温升，热功转换系数设定为0.90。

（4）接触关系的定义

整体盘热模锻复合差温压扭成形过程中存在坯料与上模和下模等几何模型的接触，通过几何模型之间的面-面接触来传递载荷，上下模与坯料组合形式如图8、图9所示。本申请选取摩擦类型为剪切摩擦，热模锻过程中摩擦因子设置为0.3，压扭成形过程考虑下模具的增摩效应，将下模具摩擦因子设为0.5～0.6。并在接触边界条件上点击生成容差并产生相应的接触关系。

有限元模拟具体实施过程如下：

（1）采用高温钛合金圆柱形坯料作为初始坯料，将其可能与模具产生接触的上下表面摩擦因子设置为低于常规钛合金热模锻摩擦系数0.35-0.40的数值0.3，用以模拟钛合金坯料表面涂覆玻璃润滑剂后可以产生的润滑效果；

（2）将高温钛合金圆柱坯料放置于压扭成形上模及带有增摩扇形凹槽的压扭成形下模之间，并保证压扭上模与压扭下模对中，模型中设置环境温度为950℃，设置压扭成形上模与下模温度为室温，打开传热选项，用以模拟压扭成形上摸与压扭成形下模在等温炉内加热至950℃与保温均匀化后的过程；

（3）将高温钛合金圆柱坯料初始温度设置为常温，并将环境温度设置为β相变点以上70℃，即1050℃，打开传热选项，求解直至坯料整体均温，用以模拟坯料随电阻炉加热并均匀化30min这一过程；

（4）将均温化后的1050℃的高温钛合金圆柱坯料与均温化后的950℃的压扭上模和压扭下模之间进行定位，并打开传热选项，以实现模具与坯料之间接触传热与辐射传热的模拟；

（5）控制压扭上模以0.2mm/s速度下压镦粗并预锻成形上述钛合金圆柱坯料，获得具有零件基本外形轮廓的预锻坯，成形过程中打开热力耦合选项，用以求解变形过程中的温度场变化；

（6）停止环境热输入，打开传热选项，并采用上下模具上重新设置冷却水道部分温度场的形式（即设置冷却水道部分局部温度为600℃、800℃）模拟向冷却流道中通冷却介质，对工件盘缘部进行强制冷却的过程，最终使得工件心部处于材料的β相区，盘缘处于α+β相区，温度场呈梯度分布，其中β相区温度为985℃以上，α+β相区温度为900~960℃；

（7）采用力控制的形式控制扭转上模与扭转下模对高温钛合金坯料保持高压力加载（1GPa）条件，并以位移控制形式控制扭转下模以6rad/s的速度相对扭转上模扭转0.5~1圈，带动所述预锻坯在强三向静水压力下发生沿扭转方向的剪切变形，形成从工件心部到边缘不断升高的应变场；

（8）行程结束后卸载，将压扭成形后的高温钛合金锻件环境温度设置为800℃，打开传热选项，计算直至坯料温度均匀保持在800℃；

（9）模拟用切边模切去锻件飞边，模拟过程中环境温度为室温（20℃），打开传热选项；

（10）将所述切去飞边的带有余温的锻件的环境温度设置为700℃，并开始传热计算，用以模拟4～5h时效处理过程中坯料温度分布的变化。

经热模锻与差温压扭成形后双性能盘截面温度分布与应变分布如图10~15所示。其中图10、图11展示了不同边缘强制冷却条件下双性能盘截面温度分布。

从图10、图11中可以看出，在高冷速条件下（冷却部分设置600℃），叶片区温度大约为800～940℃，而中心区域温度在970～1030℃；而低冷速条件下（冷却部分设置800℃），叶片区温度略有提升，特别是中截面大变形区最高温度接近1000℃，与冷却模具接触的叶片区表层温度大约为800～900℃，而盘心部温度大部分处在1000℃以上。整体来看，上述实例都实现了温度从盘缘（叶片部分）到盘心（盘体部分）梯度分布的要求，且温度变化较为连续。较高冷速下，温度场梯度更大，温度分布更加合理。

图12、图13所示为高冷速条件下钛合金双性能盘差温压扭成形过程中上下面速度场分布图，可以看出，由于下模采用了增摩结构，使得材料流动被显著带动起来，导致上下模之间存在较为显著的材料流速差，这将会导致剪切应变的剧烈累积。

图14、图15展示了在不同冷速（冷却部分设置600℃或800℃）和较大下表面摩擦条件下（剪切摩擦因子0.6）仿真得到的钛合金双性能盘热模锻-差温压扭成形后截面等效应变分布云图，可以看出叶片部分应变可达6～12，盘心部应变约1～2，获得了较为显著的极限应变增幅（应变梯度提升1～2倍）。冷速较高时叶片区轴向温度分布更加均匀。且随着扭转圈数的进一步增大，应变梯度将会有更大幅度提升，叶片区晶粒将得到更好细化效果。

对比例

一种Ti60钛合金整体叶盘的等温锻造工艺与效果，其中钛合金叶盘锻件图如图16所示。该钛合金整体叶盘锻造工艺包括原材料（棒材）反复镦拔改锻、环轧制备中间坯、机加工、等温锻成形四个步骤，其中棒材反复镦拔改锻包括四个不同温度下的1镦1拔加载火次，如图17所示。制备中间坯是为了对锻件进行初步体积分配，中间坯外缘高度高于中部（如图18所示），通过棒材在相变点以下30 ℃ 环轧，终锻温度为850 ℃，尺寸按(Φ( 592±5) )mm×(Φ( 254±5) ) mm×(163±5) mm 控制，最后通过机加工方式获得最终坯料。等温锻造温度选定为相变点以下40℃，终锻温度控制在850℃以上。成形工艺流程相较于本申请更加繁琐，生产效率更低，设备要求更高（等温锻压机力、环轧机、自由锻压力机），能耗与成本更高。

通过对中间坯等温锻成形过程的基于Deform-3D软件的有限元仿真，在仿真模型中坯料始锻温度设置为1006 ℃，基于模具材料的原因，模具温度设置为950 ℃，坯料与模具各部件之间的摩擦因子均设置为0. 3，压制速度为1. 5～0. 2 mm·s^-1，有限元几何模型如图19所示。锻件成形后的内部等效应变分布、温度场如图20、图21所示。可以看出坯料整体等效应变为0. 3～1. 2，变形程度为36%～70%，变形温度为990～1060℃，盘边缘应变、温度与心部差异相比于本申请案例更小。叶片区与轮毂区组织高倍金相照片如图22、图23所示，可以看出等轴α相晶粒尺寸约为10～20μm，晶粒细化效果并不特别显著，且轮毂区与叶片区组织差异不甚显著，均为双态组织，轮毂区仅有更多的条状α和晶界α析出，表明组织梯度特征相较于本申请预期结果不明显。

以上所述仅为本发明的较佳实施例，对本发明而言仅仅是说明性的，而非限制性的。本专业技术人员理解，在本发明权利要求所限定的精神和范围内可对其进行许多改变，修改，甚至等效，但都将落入本发明的保护范围内。

Claims

1.一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法，其特征在于，包括以下步骤：

S6，控制伺服液压机上横梁加载力，并关闭加热系统；

2.如权利要求1所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法，其特征在于，所述步骤S3中保温温度为1050~1080℃。

3.如权利要求1所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法，其特征在于，所述步骤S6中伺服液压机上横梁加载力使工件承受1~1.5GPa的轴向压力。

4.如权利要求1所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形方法，其特征在于，所述步骤S7中材料的β相区温度为985℃以上，α+β相区温度为900~960℃。

5.一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，其特征在于，包括上模板、压扭成形上模、压扭成形下模、扭转转台、压扭转台支撑定位装置，所述上模板设于所述压扭成形上模上方，所述压扭成形上模与所述上模板之间设置隔热层，所述压扭成形下模设于所述压扭成形上模下方，所述压扭转台支撑定位装置设于所述压扭成形下模下方，所述扭转转台设于所述压扭成形下模与所述模座之间。

6.如权利要求5所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，其特征在于，所述压扭成形上模设有对应双性能盘结构的凹槽，所述压扭成形下模对应设有双性能盘结构的凹槽，并在凹槽的基础上增设九个沿圆周等间隔布置的20°圆心角扇形增摩凹槽。

7.如权利要求5所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，其特征在于，所述压扭上模与所述隔热层之间设有上模块，所述上模板与所述上模块采用T型螺栓固连。

8.如权利要求5所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，其特征在于，所述压扭成形上模与所述压扭成形下模两侧设有冷却流道，所述冷却流道里设有冷却气体或冷却液。

9.如权利要求5所述的一种双性能盘热模锻-差温压扭复合成形模具工装，其特征在于，所述压扭成形上模与所述压扭成形下模在工作过程中封闭于等温炉内部，所述等温炉包括等温炉上炉膛保温层、等温炉升降机构、等温炉下炉膛保温层、加热体、等温炉外壳，所述等温炉上炉膛保温层通过边缘法兰部分搭接于所述压扭成形上模块上，所述等温炉上炉膛保温层、加热体的上半部分、等温炉外壳的上半部分与等温炉下炉膛保温层、加热体的下半部分、等温炉外壳的下半部分通过所述等温炉升降机构对中并控制其相对运动。