漸變曲率Inconel718厚板熱彎曲成形精度與表面質(zhì)量控制

高 鵬， 張凱鋒， 蔣少松

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

Inconel718作為一種時(shí)效強(qiáng)化的鎳基高溫合金，具有高溫強(qiáng)度好、穩(wěn)定性優(yōu)、成形及焊接性能佳的特點(diǎn)［1～3］，在工業(yè)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用［4，5］。而高溫合金厚板零件除具備合金本身的優(yōu)點(diǎn)外，還因其自身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)而具有剛度高、耐磨損等特點(diǎn)，因而越來(lái)越受到航空、航天等領(lǐng)域的重視。厚板零件在成形過(guò)程中，由于變形載荷大，內(nèi)外表面應(yīng)力梯度大，冷成形困難，通常采用高溫成形。同時(shí)，高溫成形后的組織性能對(duì)高溫合金成形件的質(zhì)量具有重要影響［6～9］。因此，高溫合金厚板零件的高溫成形工藝和質(zhì)量越來(lái)越受到關(guān)注。板材彎曲常用工藝是針對(duì)截面形狀不變的零件來(lái)設(shè)定的，工藝參數(shù)(凸凹模間隙和摩擦系數(shù))通常是固定的。然而在實(shí)際應(yīng)用中，厚板零件的形狀多種多樣，傳統(tǒng)的固定參數(shù)已經(jīng)很難滿足越來(lái)越復(fù)雜的零件成形。因此，研究變截面的厚板彎曲件成形工藝具有實(shí)際意義。有限元數(shù)值模擬技術(shù)在材料成形精度及工藝參數(shù)分析等方面已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用［10］，對(duì)于板材彎曲的成形性分析及參數(shù)優(yōu)化等方面均取得了良好的效果［11］。與工藝實(shí)驗(yàn)相比，可有效地降低實(shí)驗(yàn)成本及時(shí)間。

本研究以具有漸變曲率厚板熱彎曲件為背景，采用成形實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，分析了凸凹模間隙及摩擦條件對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律，提出了漸變凸凹模間隙并輔以漸變摩擦系數(shù)的方法，提高了零件成形精度，并且保證了表面質(zhì)量。通過(guò)高溫成形實(shí)驗(yàn)制得了較高質(zhì)量的漸變曲率Inconel718厚板彎曲件。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

實(shí)驗(yàn)材料采用厚度為12mm的Inconel718熱軋板材，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。圖1為厚板彎曲件的制造過(guò)程，厚板經(jīng)90°U形彎曲后得到零件。板材坯料尺寸為700mm×350mm，零件的U形彎曲段外表面的曲率半徑由R30漸變?yōu)镽90。

成形工藝采用帶壓料彎曲，過(guò)程如圖2所示。彎曲模具材料選用熱作模具鋼H13，采用熱模具成形，具體工藝為:坯料放入加熱爐中加熱至成形溫度，同時(shí)將模具工作表面噴烤至工作溫度(約350℃)后，坯料出爐進(jìn)行熱彎曲。

板材分別經(jīng)950℃，1038℃，1100℃加熱后在空氣中冷卻，制備金相試樣與板材原始組織進(jìn)行對(duì)比。截取部分厚板制成外徑20mm，內(nèi)徑10mm，高7mm的圓環(huán)，分別在無(wú)潤(rùn)滑和采用玻璃潤(rùn)滑劑、BN潤(rùn)滑劑、石墨潤(rùn)滑劑等條件下在H13模具鋼表面進(jìn)行圓環(huán)壓縮法測(cè)定摩擦系數(shù)μ，溫度條件與熱彎曲成形一致。初始熱彎曲實(shí)驗(yàn)設(shè)定凸凹模間隙Z為13.2mm，潤(rùn)滑條件為玻璃潤(rùn)滑劑。而后采用Deform 3D數(shù)值模擬軟件模擬Inconel718厚板不同條件下的成形情況:(1)固定凸模摩擦系數(shù)μt與凸凹模間隙Z，改變凹模摩擦系數(shù)μb;(2)固定摩擦系數(shù)μt與μb，改變凸凹模間隙Z。采用Infinite SC 1.8m激光掃描儀對(duì)成形件進(jìn)行三維外形掃描。采用Geomagic Qualify 7將掃描結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果與零件設(shè)計(jì)模型進(jìn)行對(duì)比分析，優(yōu)化成形參數(shù)。最后采用優(yōu)化后的工藝參數(shù)進(jìn)行熱彎曲成形。

表1 Inconel718厚板化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 The chemical composition of Inconel718 thick plate(mass fraction/%)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 顯微組織與摩擦系數(shù)

原始Inconel718板材顯微組織中晶粒尺寸均勻，約 20 ～30μm。板材坯料經(jīng) 950℃，1038℃，1100℃加熱后的顯微組織如圖3所示。與原始板材(圖3a)對(duì)比，經(jīng)950℃加熱后的晶粒尺寸無(wú)明顯變化，僅有少數(shù)晶粒小幅長(zhǎng)大(圖3b);而經(jīng)1038℃加熱后的板材，長(zhǎng)大的晶粒數(shù)量明顯增多，平均尺寸約為50μm(圖3c);當(dāng)板材經(jīng)1100℃加熱后，晶粒明顯長(zhǎng)大至100μm左右(圖3d)。就材料的力學(xué)性能而言，晶粒尺寸越小，強(qiáng)度越高。但就高溫成形的難易程度而言，成形溫度越低，變形抗力越大，成形難度也越大。在兼顧成形件的力學(xué)性能和成形難易的情況下，選取1038℃作為熱彎曲溫度。

衡量材料成形中摩擦大小的方法中最容易接受的也是最常用的就是圓環(huán)壓縮法，利用該方法測(cè)得的摩擦系數(shù)可應(yīng)用于成形模擬和成形實(shí)驗(yàn)［12］。圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，涂抹潤(rùn)滑劑時(shí)，采用相同方式在H13模具鋼表面均勻涂抹。同種潤(rùn)滑劑厚度一致，圓環(huán)試樣在進(jìn)入加熱設(shè)備前不涂抹潤(rùn)滑劑，記錄每種潤(rùn)滑劑涂抹的工具和次數(shù)。在實(shí)驗(yàn)溫度條件與熱彎曲成形一致的前提下，H13模具鋼表面粗糙度與成形模具工作表面一致。目的是保證相同的實(shí)驗(yàn)條件，并為成形實(shí)驗(yàn)的潤(rùn)滑做準(zhǔn)備。圖 4所示為Inconel718圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)，由左至右依次為未壓縮圓環(huán)、無(wú)潤(rùn)滑、涂有玻璃潤(rùn)滑劑、BN潤(rùn)滑劑及石墨潤(rùn)滑劑的壓縮圓環(huán)。經(jīng)測(cè)定，無(wú)潤(rùn)滑、玻璃潤(rùn)滑、BN潤(rùn)滑和石墨潤(rùn)滑的摩擦系數(shù) μ 依次為:0.42，0.32，0.25和0.16。摩擦系數(shù)及潤(rùn)滑條件作為后續(xù)模擬及成形實(shí)驗(yàn)的參考依據(jù)。

2.2 初始熱彎曲實(shí)驗(yàn)

一般情況下，較厚板材彎曲成形的最大凸凹模間隙 Zmax可取 1.1δ(δ為板料厚度)［12］，本實(shí)驗(yàn)中即為13.2mm;最小凸凹模間隙Zmin不可小于包含正偏差加熱后的板材厚度，經(jīng)計(jì)算本實(shí)驗(yàn)中 Zmin＞12.5mm，為考慮實(shí)際情況取 Zmin=12.6mm。無(wú)潤(rùn)滑成形會(huì)造成工件劃傷，對(duì)厚板彎曲件質(zhì)量不利，不予采用，所以潤(rùn)滑條件從其他三種中選取。

首先固定工藝參數(shù)為一初始值，進(jìn)行厚板熱彎曲實(shí)驗(yàn)。具體為凸凹模間隙Z=13.2mm，涂覆玻璃潤(rùn)滑劑。需要說(shuō)明的是成形實(shí)驗(yàn)前涂抹潤(rùn)滑劑時(shí)，方法與圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)相同，即使用相同的涂抹工具和相同的次數(shù)在模具表面涂抹同種的潤(rùn)滑劑，坯料在進(jìn)入加熱設(shè)備前不涂抹潤(rùn)滑劑。同時(shí)，模具工作表面粗糙度與圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)H13模具鋼表面一致。從而保證熱成形實(shí)驗(yàn)的摩擦系數(shù)盡可能的接近圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)的測(cè)定值和數(shù)值模擬的設(shè)定值。彎曲零件如圖5所示，可見(jiàn)零件形狀良好，并未發(fā)生明顯回彈。觀察圖5b所示的零件彎曲段，可見(jiàn)彎曲外表面存在劃傷，并且從曲率半徑小的一端至曲率半徑大的一端，劃傷由重變輕。

而后，對(duì)彎曲件進(jìn)行三維外形掃描，并繪制出掃描結(jié)果與零件設(shè)計(jì)模型的外形尺寸誤差圖，如圖6a所示?？梢?jiàn)，彎曲件平面部分的外形尺寸精度良好，均達(dá)到了0.2mm以內(nèi)，尺寸偏差主要出現(xiàn)在彎曲部分。圖6b所示的是彎曲段長(zhǎng)度方向上的最大尺寸偏差，該值可以直接說(shuō)明厚板的貼模情況，進(jìn)而反映彎曲件的尺寸精度。與劃傷嚴(yán)重程度的變化趨勢(shì)相反，彎曲段尺寸偏差隨著曲率半徑的變大而增加。曲率半徑小的區(qū)域板材貼模情況優(yōu)于曲率半徑大的區(qū)域。

對(duì)彎曲段劃傷及尺寸偏差的變化趨勢(shì)進(jìn)行分析。在潤(rùn)滑條件不變的情況下，劃傷的嚴(yán)重程度與摩擦強(qiáng)度有關(guān);同時(shí)，在凸凹模間隙不變的情況下，摩擦狀態(tài)也決定了貼模程度。由圖2中所示壓彎過(guò)程可見(jiàn)，凹模與板材間的摩擦力方向與貼模方向一致，是板材貼模的動(dòng)力，而凸模與板材間的摩擦力方向則與貼模方向相反，對(duì)板材貼模起阻礙作用。由此可以得出，若使板材能夠更好的貼模，則板材與凸模間的摩擦應(yīng)盡量小，而與凹模間的摩擦應(yīng)盡量大。板材與凸模之間可設(shè)定為采用石墨潤(rùn)滑劑，摩擦系數(shù)約為0.16，這是本實(shí)驗(yàn)潤(rùn)滑條件中摩擦系數(shù)最小的。反觀凹模，如果板材與其之間的摩擦增大，雖然板材的貼模程度會(huì)更高，彎曲段的尺寸偏差也更小，但也會(huì)導(dǎo)致更嚴(yán)重劃傷出現(xiàn)，這對(duì)成形質(zhì)量是不利的。

可根據(jù)壓彎模具在不同曲率半徑位置的凸凹模相對(duì)位置關(guān)系來(lái)分析摩擦強(qiáng)度。圖7a所示的是成形前壓彎模具與厚板坯料的相對(duì)位置，在圖7b中可以直觀地看清凸凹模之間存在的空間，即曲率半徑大的一端的空間大于曲率半徑小的一端。圖7c，d與圖7e，f分別顯示了曲率半徑大的一端(R90)與曲率半徑小的一端(R30)壓彎過(guò)程中厚板截面變化，可見(jiàn)這兩端凸凹模之間所約束的板料直邊長(zhǎng)度不同，R90端明顯小于R30端。而且，作為彎曲件貼模主要驅(qū)動(dòng)力的摩擦力是通過(guò)凸凹模對(duì)板坯的約束作用而產(chǎn)生的，最終結(jié)果是在曲率半徑小的一端彎曲件的貼模情況優(yōu)于曲率半徑大的一端，但曲率半徑較小的一端表面粗糙度較差。

2.3 數(shù)值模擬

將圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)的結(jié)果應(yīng)用于數(shù)值模擬。如前所述，首先將板材與凸模間的潤(rùn)滑條件設(shè)定為摩擦系數(shù)最小的石墨潤(rùn)滑(摩擦系數(shù)μt=0.16)，在這一前提下板材彎曲時(shí)的貼模阻力可降到最小。為改善厚板彎曲時(shí)坯料的貼模狀態(tài)，使彎曲件具有更好的尺寸精度，對(duì)固定凸凹模間隙Z而改變凹模摩擦系數(shù)μb和固定凹模摩擦系數(shù)μb來(lái)改變凸凹模間隙Z這兩種狀態(tài)的彎曲成形進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

成形模擬的各部分初始溫度設(shè)定為:坯料1038℃，模具350℃，環(huán)境溫度為20℃。由于本工作實(shí)驗(yàn)部分采用的是熱模具成形，為了盡可能接近成形實(shí)驗(yàn)的實(shí)際情況，模擬段采用非等溫模擬，即模擬的各部分相互之間以及各部分與環(huán)境進(jìn)行熱交換，溫度隨著時(shí)間進(jìn)程而改變。模擬采用的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系表達(dá)式為包含變形激活能Q和溫度T的雙曲正弦模型的修正Arrhenius公式:

式中:A與α為與變形溫度無(wú)關(guān)的常數(shù);ΔH為變形激活能;R為氣體常數(shù);T為絕對(duì)溫度;n為應(yīng)力水平因子。其中 R=8.314J·mol－1·K－1，經(jīng)實(shí)驗(yàn)測(cè)定 A=7.7 ×1014，α =0.0056，ΔH=421kJ/mol，n=4.01。

圖8a所示的是固定凸凹模間隙Z為13.0mm，摩擦系數(shù)μb由0.16至0.32時(shí)彎曲段長(zhǎng)度方向上的最大尺寸偏差。圖8b所示的是固定摩擦系數(shù)μb為0.25，凸凹模間隙 Z由12.6mm 至13.2mm 時(shí)彎曲段長(zhǎng)度方向上的最大尺寸偏差。

由模擬結(jié)果可見(jiàn)，在實(shí)際可選的工藝條件下，當(dāng)固定摩擦系數(shù)而改變凸凹模間隙時(shí)，成形件彎曲段的最大尺寸偏差的變化區(qū)間要大于固定凸凹模間隙而改變摩擦條件，這樣前者就成為調(diào)整尺寸偏差的主要手段，而后者可作為輔助手段。

為了改變彎曲段尺寸偏差隨曲率半徑的變大而增大的情況，得到偏差均勻的彎曲件，可采用漸變凸凹模間隙和摩擦系數(shù)的方法來(lái)調(diào)整各部分的尺寸偏差。方法是:由曲率半徑小的一端至曲率半徑大的一端，設(shè)定凸凹模間隙由大變小，以調(diào)整彎曲段尺寸偏差。同時(shí)使摩擦系數(shù)由小變大，使曲率半徑較小處潤(rùn)滑條件好，從而改善彎曲外表面的粗糙度，也可以進(jìn)一步起到調(diào)整尺寸偏差的作用。由于改變摩擦系數(shù)對(duì)于尺寸偏差的影響不及改變凸凹模間隙，所以在曲率半徑小的一端設(shè)定較小的摩擦系數(shù)不會(huì)使尺寸偏差顯著增加。具體方法如圖9a所示，由曲率半徑R30至R90端，凸凹模間隙Z由13.2mm漸變?yōu)?2.6mm。同時(shí)將此方向等分為三部分，如圖9b所示，圖中A處涂抹石墨，圖中B處涂抹BN，而C處為玻璃潤(rùn)滑劑。再次進(jìn)行成形數(shù)值模擬，結(jié)果如圖9c所示，可見(jiàn)尺寸偏差比較均勻，均控制在0.5mm以內(nèi)，貼模效果良好，成形精度較高。

圖9 漸變凸凹模間隙與摩擦系數(shù) (a)漸變凸凹模間隙;(b)漸變摩擦系數(shù);(c)數(shù)值模擬結(jié)果Fig.9 The gradual change of gap and friction coefficient (a)the gradual change of gap;(b)the gradual change of friction coefficient;(c)the result of simulation

2.4 熱彎曲成形

通過(guò)對(duì)Inconel718厚板熱彎曲過(guò)程的數(shù)值模擬，得出曲率半徑R30至R90端，當(dāng)凸凹模間隙Z由13.2mm漸變?yōu)?2.6mm，潤(rùn)滑條件由石墨變?yōu)锽N，再變?yōu)椴Ａ?rùn)滑劑，可模擬成形出尺寸精度較高的厚板彎曲件。采用與數(shù)值模擬相同參數(shù)進(jìn)行Inconel718厚板熱彎曲成形實(shí)驗(yàn)，具體為:成形前厚板坯料加熱至1038℃，模具采用噴槍噴烤至350℃。成形件如圖10a，b所示?？梢?jiàn)，彎曲件形狀良好，外表面未出現(xiàn)明顯的劃痕。經(jīng)三維型面掃描，尺寸偏差如圖10c所示，可見(jiàn)其測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果相近，尺寸偏差也比較均勻，基本控制在0.5mm以內(nèi)。

圖10 漸變凸凹模間隙與摩擦系數(shù)的高溫成形 (a)，(b)熱彎曲成形件;(c)尺寸偏差Fig.10 The hot bending with gradual change of gap and friction coefficient(a)，(b)the product of hot bending;(c)the dimension deviation

3 結(jié)論

(1)采用固定的凸凹模間隙和摩擦條件成形漸變曲率Inconel718厚板零件，由于凸凹模之間所約束的板料直邊長(zhǎng)度不同，從曲率半徑小的一端至曲率半徑大的一端，成形件彎曲段尺寸偏差由小變大，外表面劃傷由重變輕。

(2)在本實(shí)驗(yàn)條件范圍內(nèi)(摩擦系數(shù)μ=0.16～0.32，凸凹模間隙 Z=12.6 ～13.2mm)對(duì)參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，改變凸凹模間隙對(duì)成形件彎曲段尺寸偏差的影響大于改變摩擦系數(shù)的影響。

(3)采用漸變凸凹模間隙并輔以漸變摩擦系數(shù)的方法，可有效提高零件成形精度，使成形件彎曲段尺寸偏差均勻，基本在0.5mm以內(nèi)，并且有效地避免表面劃傷，得到高質(zhì)量的漸變曲率Inconel718厚板彎曲件。

［1］黃乾堯，李漢康.高溫合金［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，2000:1－8.

［2］THOMAS A，EL-WAHABI M，CABRERA J M，et al.High temperature deformation of Inconel 718［J］.Journal of Materials Processing Technology，2006，177:469 －472.

［3］謝錫善，董建新，付書(shū)紅，等.γ″和 γ'相強(qiáng)化的 Ni-Fe基高溫合金GH4169的研究與發(fā)展［J］.金屬學(xué)報(bào)，2010，46(11):1289－1302.(XIE X S，DONG J X，F(xiàn)U S H，et al.Research and development of γ″and γ'strengthened Ni-Fe base Superalloy GH4169［J］.Acta Metallurgica Sinica，2010，46(11):1289 －1302.)

［4］HAN W B，ZHANG K F，WANG B，et al.Superplasticity and diffusion bonding of IN718 superalloy［J］.Acta Metallurgica Sinica:English Letters，2007，20(4):307 －312.

［5］WANHILL R J H.Significance of dwell cracking for IN718 turbine discs［J］.International Journal of Fatigue，2002，24:545－555.

［6］YUAN H，LIU W C.Effect of the δ phase on the hot deformation behavior of Inconel 718［J］.Materials Science and Engineering(A)，2005，408:281－289.

［7］劉文昌，姚枚，陳宗霖，等.冷軋Inconel 718合金的再結(jié)晶行為［J］.航空材料學(xué)報(bào)，1996，16(3):33－38.(LIU W C，YAO M，CHEN Z L，et al.Recrystallization behavior of cold rolled Inconel718 alloy［J］.Journal of Aeronautical Materials，1996，16(3):33 －38.)

［8］謝偉，朱麗慧，周奠華.形變溫度和應(yīng)變率對(duì)GH4169合金微觀組織的影響［J］.上海金屬，2009，31(2):12 －16.(XIE W，ZHU L H，ZHOU D H.Influence of forging temperature and strain rate on the microstructures of GH4169 alloy［J］.Shanghai Metals，2009，31(2):12 －16.)

［9］王巖，邵文柱，甄良.GH4169合金δ相的溶解行為及對(duì)變形機(jī)制的影響［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2011，21(2):341－349.(WANG Y，SHAO W Z，ZHEN L.Dissolution behavior of δ phase and its effects on deformation mechanism of GH4169 alloy［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2011，21(2):341 －349.)

［10］蔣少松，張凱鋒，吳海峰，等.變摩擦控制厚度分布的TC4深筒形件正反向超塑成形［J］.航空材料學(xué)報(bào)，2008，28(6):16－22.(JIANG S S，ZHANG K F，WU H F，et al.Friction changing to control thickness distribution of TC4 deep cylinder by direct reverse superplastic forming［J］.Journal of Aeronautical Materials，2008，28(6):16 －22.)

［11］李健，張文超.組合彎曲成型TC4板材的有限元力學(xué)模型［J］.稀有金屬材料與工程，2009，38(增1):403－405.(LI J，ZHANG W C.Finite element mechanics models of combined bending and forming TC4 sheet［J］.Rare Metal Materials and Engineering，2009，38(Suppl 1):403 －405.)

［12］蔣少松.TC4鈦合金超塑成形精度控制［D］.北京:哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2009:58.

［13］萬(wàn)戰(zhàn)勝，顧圣巖，龐銳.沖壓模具設(shè)計(jì)［M］.北京:中國(guó)鐵道出版社，1983:79－81.