蔣少松，張凱鋒，吳海峰，許 沂，雷 鹍，王 斌

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱150001，jiangss600-2005@163.com;2.航天特種材料及工藝技術(shù)研究所，北京100074)

超塑成形在生產(chǎn)形狀復(fù)雜、質(zhì)輕、強(qiáng)度高的薄壁件方面具有很大的優(yōu)勢(shì)，已成為一種推動(dòng)現(xiàn)代航空航天結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)發(fā)展的先進(jìn)制造技術(shù).不僅能生產(chǎn)出復(fù)雜結(jié)構(gòu)的工件，而且使工序大為減少，降低加工費(fèi)用［1］.尤其對(duì)于鈦合金，其優(yōu)異的超塑性能使其常被加工為大變形的、形狀復(fù)雜的航空航天結(jié)構(gòu)件［2］，與傳統(tǒng)的加工工藝相比，成本可降低30% ～40%，構(gòu)件重量可減輕約40% ～50%.但是，在超塑成形中，板坯法蘭部位被模具壓緊不參與變形，材料得不到外部的補(bǔ)充，因此制件會(huì)不可避免的產(chǎn)生厚度減薄、分布不均勻的情況.壁厚分布均勻性是板材超塑性成形技術(shù)研究的一個(gè)重要方面，尤其是應(yīng)用于航空、航天、衛(wèi)星上的零件對(duì)壁厚分布均勻性的要求非常高.正反向超塑成形利用反向脹形預(yù)先對(duì)板料進(jìn)行預(yù)成形，分散變形，然后再正向加壓脹成凹模形狀，從而起到使板料不同部位變形均勻的作用，是改善成形零件厚度分布的一種有效的工藝方法［3-6］.本文采用MSC.MARC 有限元分析軟件，以正反向超塑成形TC4 鈦合金深筒形件為背景，分別研究了預(yù)成形模具和終成形模具的不同摩擦條件對(duì)成形件壁厚分布的影響規(guī)律.根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)模具表面進(jìn)行加工、處理以改變其摩擦力，并通過正反向超塑成形實(shí)驗(yàn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證.

1 有限元模擬

有限元數(shù)值模擬在超塑成形中應(yīng)用廣泛，它不僅節(jié)約費(fèi)用，而且能提供直接的信息和工藝引導(dǎo)，從而達(dá)到減少實(shí)驗(yàn)的次數(shù)目的，有時(shí)甚至能省略試探性的實(shí)驗(yàn)［7-9］.本文采用MSC.MARC 有限元分析軟件對(duì)超塑成形后工件的厚度分布進(jìn)行分析預(yù)測(cè).TC4 筒形件要求側(cè)壁厚度分布在1.6±0.2 mm 之間，且原材料為厚度3.3 mm，直徑600 mm的圓形板料.根據(jù)計(jì)算可知其側(cè)壁體積約占變形區(qū)板料體積的90%，由于法蘭部分及底部最終需要切除，因此可以通過大量減薄底部板料從而增加側(cè)壁板料體積.鑒于此，正反向超塑成形TC4 深筒形件的預(yù)成形模和終成形模的有限元模型設(shè)計(jì)如圖1 所示.采用MARC 有限元分析軟件中的超塑性成形模式建立模型，所用的材料特性和原始參數(shù)如表1 所示.為了節(jié)省計(jì)算量，取模型的1/4 進(jìn)行計(jì)算.板料模型為1/4 圓形，半徑300 mm，采用四節(jié)點(diǎn)厚殼單元.與其它類型殼單元相比，該類單元穩(wěn)定性好，精度較高，計(jì)算量適中.板料共劃分為1 434 個(gè)單元，變形量較大的地方進(jìn)行了單元加密.

圖1 有限元模型

表1 材料特性和有限元模擬參數(shù)

正反向超塑成形時(shí)板料的變形過程如圖2 所示，首先進(jìn)行預(yù)成形(①-③)，即反方向加壓，板料向預(yù)成形模方向運(yùn)動(dòng).預(yù)成形結(jié)束后開始終成形(④-⑥)，即正向加壓，板料向終成形模運(yùn)動(dòng)，貼模后即得到所需形狀工件.

1.1 預(yù)成形模具摩擦系數(shù)對(duì)工件厚度分布的影響

圖2 有限元模擬正反向超塑成形過程

為了研究預(yù)成形模具的摩擦力對(duì)厚度分布的影響規(guī)律，分別采用不同的摩擦條件進(jìn)行超塑成形的有限元模擬，然后將成形工件的最終厚度分布相比較.在圖2 中，①原始板料上的A-B 區(qū)域預(yù)成形后變?yōu)棰壑械腁′-B′區(qū)域，終成形后變?yōu)棰拗械腁′′-B′′區(qū)域，即側(cè)壁區(qū)域.由于文中的深筒形件要求側(cè)壁厚度分布為1.6±0.2 mm，因此側(cè)重研究這一區(qū)域的厚度分布變化.

將終成形模具的摩擦系數(shù)固定為0.1，預(yù)成形模的摩擦系數(shù)分別取0(自由滑動(dòng))，0.1，0.3，0.577(典型摩擦)和粘附摩擦狀態(tài)，有限元數(shù)值模擬后，不同摩擦條件下的A′-B′區(qū)域和A′′-B′′區(qū)域的節(jié)點(diǎn)厚度分布結(jié)果如圖3 所示.

圖3 預(yù)成形模摩擦系數(shù)對(duì)最終成形厚度分布的影響

預(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)μ=0 時(shí)，成形件側(cè)壁厚度從上到下基本呈線性遞減狀態(tài)，厚度變化快，且側(cè)壁最薄處(0.952 mm)與最厚處(2.453 mm)差距較大，厚度變化起伏劇烈.這是因?yàn)榘辶显诜疵洉r(shí)呈自由滑動(dòng)狀態(tài)，變形是通過板料整體的減薄來增大面積的，因此預(yù)成形后板料厚度變化不大(2.25 ～2.6 mm)，需要減薄的區(qū)域減薄程度很低，預(yù)成形效果不明顯.當(dāng)摩擦系數(shù)μ =0.1 時(shí)，相對(duì)于μ=0 時(shí)，預(yù)成形后板料厚度變化有了些許改進(jìn)，最薄處與最厚處差距增大(2.18 ～2.47 mm)，厚度區(qū)間變小，最薄處(1.19 mm)與最厚處(2.39 mm)厚度差距也變小.μ=0.3 時(shí)，預(yù)成形后板料厚度分布呈現(xiàn)一定的梯度變化(2.05 ～2.6 mm)，比μ =0.1 時(shí)有了較大的改善，側(cè)壁最薄處(1.16 mm)與最厚處(2.22 mm)厚度差距變小，且整體厚度變化起伏有所緩和.當(dāng)表面摩擦系數(shù)增加到μ =0.577 時(shí)，預(yù)成形后板料的厚度分布梯度變得更大(1.9 ～2.66 mm)，需要減薄的區(qū)域的板料得到了合理的減薄.終成形后側(cè)壁厚度分布整體均勻，且側(cè)壁最薄處(1.498 mm)和最厚處(1.753 mm)差距很小.當(dāng)預(yù)成形模具表面為粘附摩擦狀態(tài)時(shí)，板料貼膜后即不再產(chǎn)生滑動(dòng)，這就使得預(yù)成形后板料厚度分布梯度過大，導(dǎo)致側(cè)壁某些部分預(yù)減薄過度.因此在終成形過程中，由于這些區(qū)域變形抗力小，大部分的變形發(fā)生在該區(qū)域，因此最終導(dǎo)致側(cè)壁從上到下忽厚忽薄，厚度分布更加不均勻.

1.2 終成形模具摩擦系數(shù)對(duì)工件壁厚分布的影響

為研究終成形模具表面摩擦力對(duì)厚度分布的影響，將預(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)設(shè)定為0.577，終成形模具的摩擦系數(shù)分別取μ=0、0.3、0.577，進(jìn)行正反向超塑成形的限元數(shù)值模擬后，厚度分布曲線如圖4 所示.由圖4 可知，終成形件側(cè)壁最厚處(1.525 mm)與最薄處(1.703 mm)差距很小，厚度基本均勻.這是因?yàn)橛捎诮K成形模具表面摩擦系數(shù)μ=0，因此板料在終成形時(shí)與模具接觸后處于自由滑動(dòng)狀態(tài)，貼模后依然會(huì)產(chǎn)生流動(dòng)，從而發(fā)生整體變形，不會(huì)產(chǎn)生局部減薄.μ =0.3時(shí)，由于摩擦力的增大，板料在終成形時(shí)與模具接觸后只產(chǎn)生很小的流動(dòng)，變形主要是通過未貼模處的減薄來獲得，這就導(dǎo)致側(cè)壁下端發(fā)生減薄，分布不均勻.

圖4 終成形模摩擦系數(shù)對(duì)厚度分布的影響

μ=0.577 時(shí)，由于摩擦力的進(jìn)一步增大，板料貼模后不再發(fā)生流動(dòng)，因此后貼模的局部減薄更加嚴(yán)重，造成側(cè)壁下端厚度變小.通過對(duì)比可明顯看到，小的終成形模摩擦力有利于TC4 深筒形件側(cè)壁厚度分布的均勻化.這是因?yàn)榻K成形模具摩擦力小，可以使終成形過程中板料貼模后依然產(chǎn)生一定的流動(dòng)，從而導(dǎo)致板料變形趨向于整體變形，側(cè)壁厚度趨向于均勻.

2 變摩擦正反向超塑成形TC4 深筒形件實(shí)驗(yàn)

根據(jù)有限元模擬結(jié)果可知，合理地增大預(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)，減小終成形模具表面摩擦系數(shù)，有利于深筒形件的側(cè)壁厚度均勻化.以正反向超塑成形厚度均勻的TC4 鈦合金深筒形件為背景，對(duì)有限元模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證.通過機(jī)械加工方法在預(yù)成形模具表面上加工一系列微小的凹槽來增加摩擦，以使預(yù)成形局部預(yù)減薄更有效.通過在終成形模具的表面噴涂BN 陶瓷粉的方法減小摩擦，以使整體變形更均勻.變摩擦正反向超塑成形示意圖如圖5 所示，以4 ℃/min 的升溫速率加熱至925 ℃，保溫60 min 后開始成形，并進(jìn)行預(yù)成形，即在下模型腔內(nèi)加壓，使得板材向上模的方向變形，確定完全貼模后保壓30 min.卸掉下模型腔壓力后，開始進(jìn)行終成形，即在上模型腔加壓，使得板材向下模方向變形，貼模后零件的形狀尺寸為所需尺寸.確定完全貼模后試驗(yàn)結(jié)束，工件隨爐冷卻至室溫.

圖5 變摩擦正反向超塑成形示意圖

正反向超塑成形的TC4 深筒形件如圖6 所示，為了解工件側(cè)壁厚度分布情況，將其側(cè)壁切開后進(jìn)行測(cè)量，并與普通正反向超塑成形的工件切面厚度分布(圖7)進(jìn)行比較.可知，變摩擦正反向超塑成形深筒形件的厚度分布在1.50 ～1.78 mm之間，基本均勻，與預(yù)成形模μ=0.577，終成形模μ=0.1時(shí)的有限元模擬結(jié)果(1.498 ～1.753 mm)接近.普通正反向超塑成形工件的厚度在1.18 ～2.24 mm之間，很不均勻，與預(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)μ=0.1，終成形模μ =0.1 時(shí)的模擬結(jié)果(1.19 ～2.39 mm)接近.根據(jù)區(qū)域①-⑩的厚度分布可知，變摩擦正反向成形工件的厚度分布基本趨于均勻，而普通正反向成形工件的厚度分布不均勻.在區(qū)域①-⑥部分，前者的厚度均小于后者的厚度.而在區(qū)域⑥-⑩部分，前者的厚度大于后者.這是因?yàn)樵谠龃箢A(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)后，貼模較早的部分(①-⑥)在預(yù)成形后得到了極大的預(yù)減薄，因此其厚度小于普通正反向成形.而終成形時(shí)由于該部分由于變形抗力小，且模具表面摩擦力減小，因此趨于整體變形.這就使得原本在終成形過程中不斷減薄的區(qū)域(⑥-⑩)的減薄量變小，因此最終壁厚基本均勻.圖8 為去除法蘭及底部后的TC4 鈦合金深筒形航天用件.

圖6 帶法蘭及底部的TC4 深筒形件

圖7 變摩擦正反向與普通正反向超塑成形的TC4 深筒形件切面厚度比較

圖8 厚度均勻的航天用TC4 深筒形件

3 結(jié) 論

1)合理地增大預(yù)成形模具表面摩擦系數(shù)，預(yù)成形后板料厚度分布呈現(xiàn)明顯的梯度變化，預(yù)減薄區(qū)域局部減薄效果顯著.終成形后深筒形件側(cè)壁最薄處和最厚處差距很小，且整體厚度起伏不大，分布趨于均勻.

2)減小終成形模具表面摩擦力，可以使終成形過程中板料貼模后依然產(chǎn)生一定的流動(dòng)，從而導(dǎo)致板料變形趨向于整體變形.因此終成形結(jié)束后深筒形件側(cè)壁厚度基本呈均勻狀態(tài).

3)根據(jù)變摩擦正反向超塑成形實(shí)驗(yàn)可知，與普通正反向超塑成形工件的厚度分布(1.18 ～2.24 mm)相比，變摩擦正反向超塑成形的TC4 深筒形件厚度分布更加均勻，達(dá)到了1.50 ～1.78 mm的范圍，完全符合1.6±0.2 mm 的精度要求.

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