燃機用1Cr16Ni2MoN鋼葉片成形工藝研究

文/王丹，邰清安·中國航發沈陽黎明航空發動機有限責任公司王松偉，宋鴻武，張士宏·中國科學院金屬研究所

燃機用1Cr16Ni2MoN鋼葉片成形工藝研究

文/王丹，邰清安·中國航發沈陽黎明航空發動機有限責任公司王松偉，宋鴻武，張士宏·中國科學院金屬研究所

葉片是燃機中的重要零部件，其質量好壞直接關系到燃機的工作效率和工作壽命。葉片對力學性能和尺寸精度要求較高，因而掌握葉片鍛造變形規律，提高葉片鍛造水平具有重要意義。1Cr16Ni2MoN系我國仿前蘇聯的15Х16Н2АМ（ЭП479）高耐蝕馬氏體熱強鋼，首次研制并應用于燃機葉片，由于國內以往對1Cr16Ni2MoN的應用很少，更極少用于航空發動機葉片的制造，對其工藝特性缺乏了解，為此需對該葉片的鍛造成形工藝進行深入研究，以保證葉片能夠滿足使用要求。

1 Cr16Ni2MoN形變熱處理

1Cr16Ni2MoN鋼按原成形工藝經1040℃淬火、610～670℃回火處理，性能不符合鍛件驗收技術條件要求，為此提出新型高溫形變熱處理工藝試驗研究。試驗材料取φ32mm棒料切成長度為75mm的圓柱形試樣，共12件。試驗設備為20000kN壓力機、45～75kW箱式電爐等。

工藝路線：預鍛（1160℃，保溫15min）至55mm→終鍛（保溫25min，形變處理）壓扁至27.5mm（形變量50%），分散空冷→回火630℃×120min，空冷。形變熱處理溫度選擇1020℃、1040℃、1060℃、1080℃、1120℃和1160℃。

圖1 形變溫度對1Cr16Ni2MoN鋼力學性能影響

圖1為形變熱處理后力學性能變化曲線。可見形變溫度較低（1020℃）時抗拉強度較高，可達到1157MPa，隨著形變溫度的提高，抗拉強度開始下降，1060℃時為1115MPa，隨著形變溫度繼續提高，抗拉強度變化平緩；屈服強度隨形變溫度變化不大，1120℃最高為958MPa；伸長率隨形變溫度的變化不大，斷面收縮率隨形變溫度的增加，有輕微下降趨勢。

圖2為不同溫度條件下形變熱處理后金相組織，可見1Cr16Ni2MoN鋼在1020～1160℃范圍內形變后，晶粒基本呈等軸狀，晶粒尺寸較小，馬氏體呈細小的板條狀，表明形變熱處理后再結晶已經完成。僅在形變溫度較低（1020℃）時，能觀察到有少量的晶粒有輕微被拉長的現象，此時形變硬化效果仍然存在，因此在1020℃時形變后合金強度偏高。形變熱處理后碳化物析出比較均勻，隨著形變溫度的增加，奧氏體晶粒有一定長大，馬氏體板條有粗化現象。1160℃形變后晶粒尺寸約為40～50μm，盡管如此，與正常熱處理比較，金相組織仍然顯得非常細小，該組織對合金的力學性能提高起到有益作用。

圖2 形變溫度對1Cr16Ni2MoN鋼微觀組織的影響

葉片實際生產時，鍛件在模鍛、切邊、清理以及運送的過程中，由于冷卻不均、局部受力、碰撞等原因往往產生彎曲、翹曲變形造成鍛件走樣，如果鍛件的變形尺寸超出了鍛件圖技術條件的允許范圍，需要經過校形工序將鍛件校正、校直。考慮到鍛件校形量及生產的可行性，鍛件在馬氏體強化回火前進行一次高溫校形處理，由于校形處理只是對葉片形狀進行必要的校形，變形量很小，甚至基體材料不產生形變，所以校形處理對合金組織、性能的影響只是加熱過程所造成的。

加入校形后工序如下：壓扁模預鍛（1160℃，保溫15min）至55mm→終鍛（1120℃，保溫25min，形變處理）壓扁至27.5mm（形變量50%），鍛后分散空冷→校形→回火（回火制度：630℃×120min，空冷）。

圖3 形變后校形溫度對力學性能的影響

圖4 不同校形溫度條件下1Cr16Ni2MoN鋼金相組織

校形溫度初步選擇630℃、900℃、950℃、1000℃四種溫度，試驗結果如圖3所示。從試驗結果可以看出，630℃低溫校形時，因無相變發生，所以基體組織、性能無變化。當校形溫度超過950℃時，隨著溫度的增加，強度值提高，而塑性特別是斷面收縮率明顯降低。圖4所示為不同校形溫度條件下1Cr16Ni2MoN鋼金相組織情況。通過圖4微觀組織發現900℃、950℃校形時晶粒尺寸和馬氏體板條稍有粗化，索氏體組織仍細小。1000℃校形時合金組織粗化更加明顯，但比正常熱處理狀態仍然細小。1Cr16Ni2MoN鋼的相變點（Ac3）為830℃，加熱900℃以上又重新奧氏體化，隨后冷卻再次得到馬氏體，使合金得到強化。第二次奧氏體化后原有的形變熱處理強化效果通過γ→α轉變遺傳給馬氏體，使鋼淬火、回火后的強度得到顯著提高，這種強化效果經多次α→γ→α重結晶后仍然能夠再現。

典型葉片模擬分析及驗證

根據形變熱處理對1Cr16Ni2MoN組織性能的影響規律，選取典型葉片進行加工，原料為上鋼公司生產的φ50mm棒料，葉片結構形狀如圖5所示，工藝路線及主要參數如下。

下料→頂鍛（1160℃）→清理→預鍛（1160℃）→清理→終鍛（1120℃，保溫時間25min）→清理→校正（950℃，保溫時間60min）→清理→（610～670℃回火/2h空冷）熱處理→清理→終檢。

模擬分析

圖5 典型葉片鍛件圖

葉片鍛造為多工步鍛造，分為聚積、成形、夾扁、預鍛和終鍛工步。其中，聚積、成形和夾扁工步為預成形工步，即為形成榫頭形狀的制坯工步。預成形完成后，坯料冷卻到室溫進行打磨、吹砂，然后重新加熱到預鍛溫度保溫一段時間后進行預鍛，預鍛完成后的坯料加熱至終鍛溫度保溫，待坯料內外溫度均勻一致時，進行終鍛獲得最終葉片鍛件，預鍛模和終鍛模為同一套模具。采用熱力耦合剛粘塑性有限元模擬葉片成形過程的溫度變化。

葉片成形過程溫度場分布如圖6所示。圖6(a）為預成形完成后坯料縱向截面的溫度場分布，其坯料內大部分溫度均高于950℃，滿足工藝要求，并且由于塑性功生成熱的緣故，榫頭心部變形區溫度略有上升。

圖6(b）為預鍛完成葉片橫向截面溫度場分布等值線圖，可見由于與上、下模具的接觸傳熱，葉身表面的溫度略有下降，但仍高于材料的停鍛溫度950℃，而截面的中心區域最高溫度卻達到1170℃，這是由于中心區域變形較大，塑性功轉化熱較多，并且由于截面中心區域熱量散失較少，因而溫度較高。對于燃機葉片所用材料，鍛造溫度過高易引起脆性相析出，從而降低鍛件力學性能。但是由于預鍛后的坯料要重新加熱保溫，因而預鍛溫度略微升高不會影響鍛件性能。通過物理模擬實驗確定終鍛溫度為1120℃。圖6(c）給出了終鍛完成時葉身橫向截面的溫度場分布，可以看出由于終鍛變形量較小、時間較短，因而坯料內溫度變化不大，大部分區域仍然為1120℃，從而保證了鍛件質量。飛邊部位由于變形量較大、摩擦劇烈，因而溫度有所升高，但由于飛邊部位鍛后要切除，所以其對鍛件的質量沒有影響。

圖6 葉片成形過程溫度場分布

試驗驗證

為了驗證本文所建立的熱力耦合有限元模型可靠性，現場進行了鍛造工藝試驗，以實際生產出的葉片鍛件對模擬結果進行了試驗驗證，試驗中的模具尺寸和鍛造工藝參數與有限元模型一致。圖7給出了工藝試驗生產出的葉片預成形件、預鍛件、終鍛件以及切除飛邊后的葉片零件，其與數值模擬結果吻合較好。

根據1Cr16Ni2MoN鍛件標準的要求及典型件的使用工況，對葉片典型件進行組織及力學性能測試。

1Cr16Ni2MoN鍛件的低倍組織照片如圖8所示。組織較均勻，未見夾渣、偏析和孔洞等冶金缺陷。

表1為1Cr16Ni2MoN葉片鍛件的布氏硬度測量結果，布氏硬度HB壓痕直徑d的平均值為3.62mm，各測量點的壓痕直徑均處于1Cr16Ni2MoN鍛件標準要求范圍內。

圖7 工藝試驗生產出的葉片鍛件

圖8 試樣取樣位置及金相組織

表2為1Cr16Ni2MoN葉片鍛件的拉伸試驗結果。該材料室溫拉伸性能良好，屈服強度超過810MPa，斷裂強度超過980MPa，并具有較高的拉伸塑性，各項指標均符合標準要求，裕度也較大。

表1 1Cr16Ni2MoN葉片鍛件的布氏硬度

表2 1Cr16Ni2MoN鍛件力學性能

結論

⑴1Cr16Ni2MoN合金經形變熱處理后塑性明顯提高，性能滿足技術條件。從形變溫度來看，在1020～1160℃范圍內形變后，對鍛件的性能影響較小。從材料的鍛造性和材料的綜合性能考慮，選擇1120℃形變處理較合適。

⑵形變熱處理后校形處理，形變強化效果能夠得到繼續保留，強度雖有所降低，但塑性特別是斷面收縮率顯著提高，是改善1Cr16Ni2MoN鋼塑性的有效工藝方法。

王丹，中國航發黎明技術中心冶金所所長，高級工程師。主要從事發動機用鍛件涉及的新材料、新工藝和新技術研究及技術攻關。主持完成的某型發動機GH696合金葉片形變熱處理工藝研究獲得中航工業集團科學技術二等獎，擁有2項發明專利。