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钛合金承力孔二步挤压强化数值模拟与工艺优化

doi: 10.11951/j.issn.1005-0299.20240045

王先模¹ ，汤明军¹ ，陈泽丰^2,3 ，冀寒松^2,3 ，张翔宇^2,3 ，张建富^2,3

1. 昌河飞机工业(集团)有限责任公司, 江西景德镇 333000

2. 清华大学精密超精密制造装备及控制北京市重点实验室，北京 100084

3. 高端装备界面科学与技术全国重点实验室(清华大学)，北京 100084

详细信息

作者简介

王先模(1978—)，男，正高级工程师.

通讯作者

冀寒松，E-mail: hansongji@mail.tsinghua.edu.cn

中图分类号: TH122

文献标识码: A

文章编号: 1005-0299(2025)06-0023-12

Numerical simulation and process optimization of two-step cold extrusion for titanium alloy hole part

WANG Xianmo¹ ， TANG Mingjun¹ ， CHEN Zefeng^2,3 ， JI Hansong^2,3 ， ZHANG Xiangyu^2,3 ， ZHANG Jianfu^2,3

1. AVIC Changhe Aircraft Industry (Group) Co., Ltd., Jingdezhen 333000 , China

2. Beijing Key Laboratory of Precision and Ultra-Precision Manufacturing Equipment and Control, Tsinghua University, Beijing 100084 , China

3. State Key Laboratory of Tribology in Advanced Equipment(Tsinghua University), Beijing 100084 , China

摘要

“承力孔-紧固件”是飞机常用的连接形式，二步挤压强化结合底孔强化和衬套压合两种增益形式，具有广阔的发展前景。然而，两道工序对孔疲劳性能的耦合作用机理尚不明晰，无法充分发挥工艺潜力，且由于衬套阻碍，难以有效开展承力孔实验件的表面形性检测。因此，以钛合金承力孔-不锈钢衬套-高速钢芯棒为例，开展二步挤压强化工艺数值模拟与参数优化研究。首先，测试材料性能，建立有限元仿真模型；然后，通过单因素仿真阐明二步挤压强化作用机制，筛选出显著影响因素并初步优化；接下来，开展显著影响因素耦合仿真，建立最大挤压力、挤压后平均残余应力与变形量预测方程，平均预测误差分别为2.55%、5.78%、8.89%；最后，解耦显著影响因素的独立作用机制，得到优化工艺参数。所阐明的工艺参数作用机制和所获取的优化工艺参数可用于指导实际工艺的开展，以充分发挥二步挤压强化的疲劳增益潜力。

关键词

承力孔 / 二步挤压强化 / 钛合金 / 工艺优化 / 数值模拟

Abstract

"Bearing hole-fastener" is a common connection form used in aircrafts. The two-step hole extrusion process, which combines hole strengthening and bushing press fitting, has broad prospects. However, the coupling mechanism of hole fatigue performance of the two subprocesses is not yet clear and the process potential cannot be sufficiently exerted. In addition, due to the hindrance of bushing, it is difficult to carry out surface integrity detections after experiments. Therefore, taking Titanium alloy hole-stainless steel bushing-high speed steel mandrel as the example, a numerical simulation and parameter optimization work of the two-step hole extrusion process is carried out. Firstly, the material properties are tested and a FEM model is established. Secondly, single-factor simulations are carried out to clarify the mechanism of two-step hole extrusion process, and significant influencing factors are screened out and initially optimized. Then, coupling simulations of significant factors are carried out, and prediction equations for the maximum force, mean residual stress and mean deformation are established, with the mean prediction errors of 2.55%, 5.78% and 8.89%. Finally, the independent action mechanism of significant influencing factors is decoupled, and then the final optimized process parameters are achieved. The coupling mechanism of process parameters and the optimized parameter values obtained in this work can be used to guide the implementation of actual process, so as to give full play to the fatigue gain potential of the two-step hole extrusion process.

Keywords

bearing hole / two-step hole extrusion / titanium alloy / process optimization / numerical simulation

1 二步挤压强化仿真模型 2 承力孔二步挤压强化机制 2.1 二步挤压作用机制 2.2 控制量对二步挤压强化的影响 2.3 挤压工艺参数对二步挤压强化的影响 3 二步挤压强化工艺优化 3.1 工艺参数初步优化与多因素正交仿真 3.2 相关分析与回归预测 3.3 二步挤压强化最优工艺参数 4 结论

TB6是一种近β型高强高韧钛合金，具有比TC4更优异的高周疲劳性能^[1]，在航空工业中广泛用于制造以承受动载荷为主的零件，如接头、中央件、主起落架等^[2]。由于连接可靠、维护方便，飞机零部件之间的连接多采用“承力孔-紧固件”的形式^[3]。然而，孔的存在破坏了材料和结构的连续性，在服役过程中，承力孔受到大应力、大应变、冲击、交变载荷的作用，使驻留滑移带、晶界等微观组织缺陷和凹坑、凸起等加工表面缺陷逐步演化成微裂纹，进而扩展成宏观裂纹，直至发生疲劳断裂，导致运行故障甚至发生坠机事故。林忠亮等^[4]指出，飞机故障的50%~90%归因于孔结构的疲劳失效。为提高承力孔的疲劳寿命，学术界和产业界开展了大量的尝试。目前的研究工作可依据强化原理分为底孔直接强化和衬套压合保护两种强化类型。底孔直接强化技术通过使具有一定过盈量的挤压芯棒^[5-6]、滚压刀^[7]等工具穿过承力孔，使近孔壁材料发生塑性变形，细化晶粒^[8]，引起残余压应力^[9]，同时将表面“凸起”压入“凹陷”区域，减少表面缺陷，提高表面质量^[10]，从而抑制裂纹萌生和扩展，提升承力孔疲劳寿命^[11]。其中，以芯棒为强化头的挤压强化技术因其工艺简单、成本低、强化效果显著等优势而在多种型号飞机的设计与制造中得到了应用^[12]。衬套压合保护技术是将衬套置于承力孔内部，并挤压衬套使其与承力孔紧密贴合，由衬套代替孔内壁直接与轴接触，减少服役过程中高价值包容件的损伤，在实现整体疲劳增益的同时降低维修成本^[13]，因此得到了广泛应用^[14]。

近年来，研究人员结合底孔直接挤压强化技术和衬套压合保护技术，发展了二步挤压强化技术^[15]，利用拉拔枪，使不同规格的芯棒依次穿过底孔和衬套，在强化底孔的同时压合衬套，为承力孔的疲劳寿命提供“双增益”，具有广阔的应用前景。杨广勇等^[16]的研究表明，相比于温差法，二步挤压强化工艺将钛合金TB6承力孔的疲劳极限提高了60%以上。罗学昆等^[17]的研究表明，二步挤压强化后钛合金TB6耳片的轴向拉伸疲劳寿命相比于过盈配合试样提高了6 783%。然而，目前底孔挤压-衬套压合两道工序相互之间的影响以及二者对承力孔疲劳性能的耦合作用机理尚不明晰，二步挤压强化工艺参数的选择依赖于两道工序各自的经验积累，无法充分发挥组合工艺的增益潜力，承力孔的疲劳性能仍有很大的提升空间。

因此，本文针对二步挤压强化工艺开展深入研究，探究工艺参数对强化效果的耦合影响规律，建立强化后承力孔表面形性预测方程，获取最优工艺参数，以达到最佳的疲劳增益效果。选择强化后孔壁切向残余应力、孔壁径向变形量以及最大挤压力作为强化效果的评估指标，其中孔壁切向残余压应力和径向变形量与疲劳性能正相关^[18-20]，最大挤压力影响设备的选择。

1 二步挤压强化仿真模型

由于衬套的遮挡，无法通过实验手段检测强化后孔壁的残余应力和变形量，而去除衬套又会导致材料弹性回复和残余应力释放，因此本文利用数值模拟来获取二步挤压强化后承力孔的表面形性数据。所建立的二步挤压强化仿真模型如图1所示，由单孔耳片、底孔芯棒、衬套、衬套芯棒构成，其中耳片材料为钛合金TB6，衬套材料为不锈钢0Cr17Ni4Cu4Nb，芯棒材料为高速钢W18Cr4V。

图1二步挤压强化仿真模型

Fig.1Simulation model of two-step hole extrusion process

采用显微维氏硬度计FM-800测量了3种材料的硬度：高速钢843.65HV、钛合金351.69HV、不锈钢362.49HV，其中钛合金和不锈钢的硬度分别为高速钢的41.69%和42.97%，因此，将芯棒设置为解析刚体。钛合金和不锈钢的材料参数来源于压缩实验和《中国航空材料手册》，如表1和图2所示。压缩实验采用岛津AGS-X 100KN万能试验机，试样尺寸为Φ6 mm×10 mm，应变率设置为0.001 s^-1，钛合金试样发生了断裂，而不锈钢试样未发生断裂。采用静态通用分析步，网格采用线性三维应力单元C3D4，通过整体粗网格（2 mm）、关键部位精网格（0.5 mm）的方式进行网格划分，仅在衬套内圆、衬套外圆、承力孔内圆3处设置精细网格，以兼顾运算精度和效率。

表1材料参数

Table1Material parameters

图2钛合金和不锈钢的真应力-真应变曲线

Fig.2True stress-strain curves of Ti alloy and stainless steel

定义底孔芯棒与底孔、衬套与底孔、衬套芯棒与衬套之间的面-面接触，法向行为定义为硬接触，切向行为定义摩擦系数。本模型需定义钛合金底孔内表面-高速钢芯棒外表面（涂GH-51表面处理剂）、不锈钢衬套内表面-高速钢芯棒外表面（涂GH-51表面处理剂）、钛合金底孔内表面-不锈钢衬套外表面（涂MF-1密封胶）3个摩擦系数。其中MF-1密封胶作用下的钛合金-不锈钢摩擦系数通过采用Optimal SRV5多功能摩擦磨损试验机开展点接触摩擦实验测得，上试样为Φ10.3 mm钛合金半球、下试样为Φ24 mm×7.88 mm不锈钢圆盘，实验参数为：压力20 N，行程1 mm，频率10 Hz。由于常温下GH-51表面处理剂与钛合金、不锈钢、高速钢的结合力较差，实际挤压强化工艺中一次摩擦即会导致润滑剂剥落，不适合开展往复运动形式的摩擦系数测定，因此，利用UMT5摩擦磨损试验机开展了单道摩擦实验，以模拟实际工况。试样尺寸与SRV5一致，实验参数设定为：压力2 N，行程10 mm，速度1 mm/s。所测得的摩擦系数如表2所示。

根据实际工况，定义以下边界条件：

1）底孔、底孔芯棒、衬套、衬套芯棒共轴；

2）耳片一端面固定，一侧面沿轴线对称；

3）芯棒和衬套沿轴线匀速移动。

表2摩擦系数

Table2Friction coefficients

2 承力孔二步挤压强化机制

2.1 二步挤压作用机制

二步挤压强化工艺参数及范围如表3所示。其中，底孔芯棒倾斜角度θ_hm、底孔芯棒偏移距离q_hm、衬套倾斜角度θ_b、衬套偏移距离q_b、衬套芯棒倾斜角度θ_bm、衬套芯棒偏移距离q_bm是控制量；第一步挤压过盈量D_h、第一步挤压速度v_hm、第一步重复式挤压次数n_rh、第一步扩张式挤压次数n_eh是第一步挤压工艺参数；底孔-衬套间隙c、第二步挤压过盈量D_b、第二步挤压速度v_bm、第二步重复式挤压次数n_rb、第二步扩张式挤压次数n_eb是第二步挤压工艺参数。除芯棒直径与孔径和过盈量相关外，本研究采用固定的芯棒结构参数，前锥角、后锥角、工作段长度分别为4°、3°、2 mm。

表3二步挤压强化工艺参数

Table3Two-step hole extrusion process parameters

仿真得到的二步挤压强化过程中孔壁平均切向残余应力、平均径向变形量演化趋势如图3所示。可以发现，第一步挤压使得孔壁平均切向残余压应力和平均径向变形量大幅增大，第二步挤压在孔壁回弹的基础上使平均切向残余压应力和平均径向变形量略微增大，可知第一步挤压起底孔强化作用，第二步挤压以衬套压合作用为主，对底孔的强化效果有限。

图3孔壁残余应力和变形量演化趋势

Fig.3Evolution of residual stress and deformation of hole wall: (a) residual stress; (b) deformation

2.2 控制量对二步挤压强化的影响

仿真得到的控制量对二步挤压强化最大挤压力、挤压后孔壁表面平均切向残余压应力及标准差、挤压后孔壁表面平均径向变形量及标准差的单因素影响规律如图4所示，各控制量的影响程度对比如图5所示。可以发现，底孔芯棒倾斜的影响最为显著，衬套芯棒倾斜的影响次之，其余控制量的影响较弱，低于底孔芯棒倾斜影响程度的10%。随着底孔芯棒倾斜量的增大，底孔最大挤压力（第一步最大挤压力）、衬套最大挤压力（第二步最大挤压力）以及孔壁平均径向变形量均显著增大，孔壁平均切向残余压应力显著减小。底孔芯棒倾斜量为2°时的最大挤压力（底孔、衬套）、平均切向残余压应力、残余应力标准差、平均径向变形量、变形量标准差分别为无倾斜时的4.9倍、9.4倍、0.3倍、4倍、3.3倍、22.4倍，应优先予以控制。此外，随着底孔芯棒偏移量的增大，底孔最大挤压力、残余应力标准差、变形量标准差持续增大，衬套最大挤压力先增大后减小，平均切向残余压应力、平均径向变形量先减小再增大；随着衬套倾斜量的增大，衬套挤压力、平均径向变形量持续增大，平均切向残余压应力持续减小，残余应力标准差、变形量标准差先增大后减小；随着衬套偏移量的增大，衬套挤压力、平均径向变形量先减小再增大，平均切向残余压应力及标准差、变形量标准差先增大后减小；随着衬套芯棒倾斜量的增大，衬套挤压力、平均径向变形量及标准差持续增大，平均切向残余压应力持续减小，残余应力标准差先减小后增大；随着衬套芯棒偏移量的增大，变形量标准差持续增大，衬套挤压力先增大再减小，平均径向变形量先减小后增大再减小，平均切向残余压应力及标准差先增大后减小再增大。

图4控制量对二步挤压强化的影响

Fig.4Influence of control parameters on two-step hole extrusion: (a) incline of hole mandrel; (b) offset of hole mandrel; (c) incline of bushing; (d) offset of bushing; (e) incline of bushing mandrel; (f) offset of bushing mandrel

图5控制量的影响程度对比

Fig.5Influence degree comparison of control parameters

2.3 挤压工艺参数对二步挤压强化的影响

仿真得到的第一步挤压工艺参数对二步挤压强化最大挤压力、挤压后孔壁表面平均切向残余应力及标准差、挤压后孔壁表面平均径向变形量及标准差的单因素影响如图6所示，第二步挤压工艺参数的单因素影响如图7所示，各挤压参数的影响程度对比如图8所示。由图6~图8可以发现，第一步挤压过盈量的影响最为显著，随着第一步挤压过盈量从0.26 mm增大到0.50 mm，最大挤压力、孔壁平均切向残余压应力、孔壁平均径向变形量、残余应力标准差、变形量标准差均持续增大。第二步挤压速度对残余应力和变形量的影响几乎为零，可忽略不计。随着第一步重复式挤压次数的增大，平均切向残余压应力及标准差、平均径向变形量及标准差持续增大，衬套挤压力先减小后增大；随着第一步扩张式挤压次数的增大，底孔挤压力、衬套挤压力、残余应力标准差、平均径向变形量及标准差持续降低，平均切向残余压应力持续增大；随着第二步重复式挤压次数的增大，衬套挤压力先增大后减小；随着第二步扩张式挤压次数的增大，衬套挤压力、平均径向变形量及标准差先减小后增大，平均切向残余压应力及标准差先增大后减小。然而，相比于第一步挤压过盈量，4个挤压次数的影响程度均较小，分别小于第一步挤压过盈量对最大挤压力、挤压后平均残余应力、平均变形量影响程度的22%、19%、9%，考虑到多次挤压更容易导致倾斜和偏移，从而造成不良影响，应尽可能减少挤压次数。此外，随着第一步挤压速度的增大，挤压力、残余应力、变形量波动；随着底孔-衬套间隙的增大，平均切向残余压应力及标准差持续增大，衬套挤压力、平均径向变形量持续减小，变形量标准差先减小后增大；随着第二步挤压过盈量的增大，平均切向残余压应力及标准差持续增大，平均径向变形量持续增大，衬套挤压力先减小后增大，变形量标准差先增大后减小。

图6第一步挤压参数对二步挤压强化的影响

Fig.6Influence of 1^st step parameters on two-step hole extrusion: (a) 1^st interference; (b) 1^st speed; (c) frequency of the 1^st repeated extrusion; (d) frequency of 1^st expanding extrusion

图7第二步挤压参数对二步挤压强化的影响

Fig.7Influence of 2^nd step parameters on two-step hole extrusion: (a) clearance between hold wall and bushing; (b) 2^nd interference; (c) 2^nd speed; (d) frequency of 2^nd repeated extrusion; (e) frequency of 2^nd expanding extrusion

图8挤压参数的影响程度对比

Fig.8Influence degree comparison of extrusion parameters

3 二步挤压强化工艺优化

3.1 工艺参数初步优化与多因素正交仿真

基于第2节中的单因素作用规律和影响程度对比，可形成工艺参数初步优化方案，将控制量优化为0，将第二步挤压速度优化为2 mm/s，将第一步、第二步挤压次数均优化为1次。在此基础上，开展第一步挤压过盈量、第一步挤压速度、底孔-衬套间隙、第二步挤压过盈量的多因素正交仿真，以探究他们的耦合影响。4因素4水平正交仿真方案如表4所示，仿真结果如图9所示。

表4二步挤压强化正交仿真方案

Table4Orthogonal simulation scheme of two-step hole extrusion process

图9仿真与预测结果对比

Fig.9Comparison of simulated and predicted results: (a) maximum extrusion force; (b) tangential residual stress of hole wall surface; (c) standord deviation of residual stress; (d) radial deformation of hole wall surface; (e) standord deviation of deformation

3.2 相关分析与回归预测

基于正交仿真结果开展皮尔逊相关性分析，探究工艺参数对二步挤压强化效果的独立和耦合影响，并通过双尾T检验验证显著程度，相关性（cof）与显著性（sig）结果如表5所示，cof＜0.01的情况被认为影响显著。可以发现，最大挤压力F_max、孔壁表面平均切向残余压应力

\bar{S}

、残余应力标准差σ_S、孔壁表面平均径向变形量

\bar{U}

、变形量标准差σ_U均与独立变量D_h显著相关，

\bar{U}

还与耦合变量c×D_h、D_h×D_b、c×D_h×D_b显著相关。

利用显著相关因素建立F_max、

\bar{S}

、σ_S、

\bar{U}

、σ_U的回归方程，如式（1~5）所示，拟合优度分别为0.986、0.842、0.511、0.991、0.952。将回归方程预测结果与仿真结果进行对比，如图9所示，可以看出，F_max、

\bar{S}

、

\bar{U}

的平均预测误差分别为2.55%、5.78%、8.89%，最大预测误差分别为7.5%、14.9%、19.5%。

F_{m a x} = 1.98 + 172.026 D_{h} (R^{2} = 0.986)

(1)

\bar{S} = - 364.383 - 1400.689 D_{h} (R^{2} = 0.842)

(2)

σ_{S} = 11.93 + 633.549 D_{h} = (R^{2} = 0.511)

(3)

\begin{matrix} \bar{U} = - 50.641 + 361.785 D_{h} - 1.546 D_{h} \cdot D_{b} - \\ 1501.355 c \cdot D_{h} + 3856.676 c \cdot D_{h} \cdot D_{b} \\ (R^{2} = 0.991) \end{matrix}

(4)

σ_{U} = - 6.755 + 54.78 D_{h} (R^{2} = 0.952)

(5)

表5相关性分析

Table5Correlation analysis

3.3 二步挤压强化最优工艺参数

根据回归方程（1~5），计算F_m、

\bar{S}

、σ_S、

\bar{U}

、σ_U相对于D_h、 v_hm、 c、 D_b的偏导数，如式（6~10）所示。可以发现，第一步挤压过盈量D_h与最大挤压力F_max、孔壁平均切向残余压应力

\bar{S}

、残余应力标准差σ_S、孔壁平均径向变形量

\bar{U}

以及变形量标准差σ_U正相关；底孔-衬套间隙c与

\bar{U}

负相关，对其余指标无影响；第二步挤压过盈量D_b与

\bar{U}

正相关，对其余指标无影响；第一步挤压速度v_hm对各指标均无影响。因此，以平均切向残余压应力与平均径向变形量最大为目标，结合式（6~10）以及图6即可得到最终的二步挤压强化优化工艺参数，初步优化工艺参数和最终优化工艺参数如表6所示。

\{\begin{matrix} \frac{\partial F_{m a x}}{\partial D_{h}} = 172.026 > 0 \\ \frac{\partial F_{m a x}}{\partial v_{h m}} = \frac{\partial F_{m a x}}{\partial c} = \frac{\partial F_{m a x}}{\partial D_{b}} = 0 \end{matrix}

(6)

\{\begin{matrix} \frac{\partial \bar{S}}{\partial D_{h}} = - 1400.689 < 0 \\ \frac{\partial \bar{S}}{\partial v_{h m}} = \frac{\partial \bar{S}}{\partial c} = \frac{\partial \bar{S}}{\partial D_{b}} = 0 \end{matrix}

(7)

\{\begin{matrix} \frac{\partial σ_{S}}{\partial D_{h}} = 633.549 > 0 \\ \frac{\partial σ_{S}}{\partial v_{h m}} = \frac{\partial σ_{S}}{\partial c} = \frac{\partial σ_{S}}{\partial D_{b}} = 0 \end{matrix}

(8)

\{\begin{matrix} \frac{\partial \bar{U}}{\partial D_{h}} = 361.785 - 1.546 D_{b} - 1501.355 c + \\ 3856.676 c \cdot D_{b} > 0 \\ \frac{\partial \bar{U}}{\partial c} = - 1501.355 D_{h} + 3856.676 D_{h} \cdot D_{b} < 0 \\ \frac{\partial \bar{U}}{\partial D_{b}} = - 1546 D_{h} + 3855.676 c \cdot D_{h} > 0 \\ \frac{\partial \bar{U}}{\partial v_{h m}} = 0 \end{matrix}

(9)

\{\begin{matrix} \frac{\partial σ_{U}}{\partial D_{h}} = 54.78 > 0 \\ \frac{\partial σ_{U}}{\partial v_{h m}} = \frac{\partial σ_{U}}{\partial c} = \frac{\partial σ_{U}}{\partial D_{b}} = 0 \end{matrix}

(10)

表6二步挤压强化工艺参数优化

Table6Parameter optimization of two-step hole extrusion process

4 结论

本文针对钛合金承力孔二步挤压强化工艺开展建模仿真与工艺优化研究，主要结论如下。

1）建立了承力孔二步挤压强化有限元仿真模型，实现了挤压力和挤压后残余应力、变形量的数值模拟。

2）二步挤压强化过程中，第一步挤压起底孔强化作用，第二步挤压主要起衬套压合作用。在6个控制量中，底孔芯棒倾斜角度的影响最为显著，应优先予以控制。在9个挤压参数中，第一步挤压过盈量的影响最为显著。通过相关分析和回归分析，建立了最大挤压力、挤压后孔壁表面切向平均残余应力、孔壁表面径向平均变形量的预测方程，平均预测误差分别为2.55%、5.78%、8.89%。

3）通过“单因素模拟-影响程度对比-变量筛选与初步优化-多因素模拟-相关分析与回归预测-二次优化”，得到了最优的二步挤压强化工艺参数。

图1二步挤压强化仿真模型

Fig.1Simulation model of two-step hole extrusion process

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图2钛合金和不锈钢的真应力-真应变曲线

Fig.2True stress-strain curves of Ti alloy and stainless steel

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图3孔壁残余应力和变形量演化趋势

Fig.3Evolution of residual stress and deformation of hole wall: (a) residual stress; (b) deformation

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图4控制量对二步挤压强化的影响

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图5控制量的影响程度对比

Fig.5Influence degree comparison of control parameters

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图6第一步挤压参数对二步挤压强化的影响

Fig.6Influence of 1^st step parameters on two-step hole extrusion: (a) 1^st interference; (b) 1^st speed; (c) frequency of the 1^st repeated extrusion; (d) frequency of 1^st expanding extrusion

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图7第二步挤压参数对二步挤压强化的影响

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图8挤压参数的影响程度对比

Fig.8Influence degree comparison of extrusion parameters

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图9仿真与预测结果对比

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表1材料参数

Table1Material parameters

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表2摩擦系数

Table2Friction coefficients

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表3二步挤压强化工艺参数

Table3Two-step hole extrusion process parameters

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表4二步挤压强化正交仿真方案

Table4Orthogonal simulation scheme of two-step hole extrusion process

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表5相关性分析

Table5Correlation analysis

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表6二步挤压强化工艺参数优化

Table6Parameter optimization of two-step hole extrusion process

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图1二步挤压强化仿真模型

Fig.1Simulation model of two-step hole extrusion process

图2钛合金和不锈钢的真应力-真应变曲线

Fig.2True stress-strain curves of Ti alloy and stainless steel

图3孔壁残余应力和变形量演化趋势

Fig.3Evolution of residual stress and deformation of hole wall: (a) residual stress; (b) deformation

图4控制量对二步挤压强化的影响

图5控制量的影响程度对比

Fig.5Influence degree comparison of control parameters

图6第一步挤压参数对二步挤压强化的影响

Fig.6Influence of 1^st step parameters on two-step hole extrusion: (a) 1^st interference; (b) 1^st speed; (c) frequency of the 1^st repeated extrusion; (d) frequency of 1^st expanding extrusion

图7第二步挤压参数对二步挤压强化的影响

图8挤压参数的影响程度对比

Fig.8Influence degree comparison of extrusion parameters

图9仿真与预测结果对比

表1材料参数

Table1Material parameters

表2摩擦系数

Table2Friction coefficients

表3二步挤压强化工艺参数

Table3Two-step hole extrusion process parameters

表4二步挤压强化正交仿真方案

Table4Orthogonal simulation scheme of two-step hole extrusion process

表5相关性分析

Table5Correlation analysis

表6二步挤压强化工艺参数优化

Table6Parameter optimization of two-step hole extrusion process

图(9) / 表(6)

引用本文

王先模，汤明军，陈泽丰,等.钛合金承力孔二步挤压强化数值模拟与工艺优化[J].材料科学与工艺，2025，33（6）：23-34.DOI:10.11951/j.issn.1005-0299.20240045

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WANG Xianmo, TANG Mingjun, CHEN Zefeng, et al. Numerical simulation and process optimization of two-step cold extrusion for Titanium alloy hole part[J].Materials Science and Technology,2025，33（6）：23-34.DOI:10.11951/j.issn.1005-0299.20240045

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图1二步挤压强化仿真模型

Fig.1Simulation model of two-step hole extrusion process

图2钛合金和不锈钢的真应力-真应变曲线

Fig.2True stress-strain curves of Ti alloy and stainless steel

图3孔壁残余应力和变形量演化趋势

Fig.3Evolution of residual stress and deformation of hole wall: (a) residual stress; (b) deformation

图4控制量对二步挤压强化的影响

图5控制量的影响程度对比

Fig.5Influence degree comparison of control parameters

图6第一步挤压参数对二步挤压强化的影响

Fig.6Influence of 1^st step parameters on two-step hole extrusion: (a) 1^st interference; (b) 1^st speed; (c) frequency of the 1^st repeated extrusion; (d) frequency of 1^st expanding extrusion

图7第二步挤压参数对二步挤压强化的影响

图8挤压参数的影响程度对比

Fig.8Influence degree comparison of extrusion parameters

图9仿真与预测结果对比

表1材料参数

Table1Material parameters

表2摩擦系数

Table2Friction coefficients

表3二步挤压强化工艺参数

Table3Two-step hole extrusion process parameters

表4二步挤压强化正交仿真方案

Table4Orthogonal simulation scheme of two-step hole extrusion process

表5相关性分析

Table5Correlation analysis

表6二步挤压强化工艺参数优化

Table6Parameter optimization of two-step hole extrusion process

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1 二步挤压强化仿真模型

2 承力孔二步挤压强化机制

3 二步挤压强化工艺优化

4 结论

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