陶 歡，曾衛(wèi)東，朱艷春，邰清安，李曉光，李治華

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 材料學(xué)院，西安 710072；2. 沈陽(yáng)黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，沈陽(yáng) 110043)

熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)TC4鈦合金熱變形過(guò)程摩擦因數(shù)測(cè)定的影響

陶 歡1，曾衛(wèi)東1，朱艷春1，邰清安2，李曉光2，李治華2

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 材料學(xué)院，西安 710072；2. 沈陽(yáng)黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，沈陽(yáng) 110043)

對(duì)TC4鈦合金在變形溫度為940 ℃、外徑、內(nèi)徑和高度之比為20:10:7的圓環(huán)進(jìn)行圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)，并采用有限元軟件DEFORM?3D對(duì)鐓粗過(guò)程進(jìn)行模擬。結(jié)果表明：熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)摩擦因數(shù)的測(cè)定有很大影響，熱傳導(dǎo)系數(shù)增加導(dǎo)致工件與模具的接觸面溫度下降，摩擦增加；對(duì)于不同的潤(rùn)滑介質(zhì)應(yīng)采用不同的熱傳導(dǎo)系數(shù)進(jìn)行模擬，從而建立不同的理論校準(zhǔn)曲線。采用不同的熱傳導(dǎo)系數(shù)分別建立玻璃潤(rùn)滑和干摩擦條件下的理論校準(zhǔn)曲線，結(jié)合圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)，最終得出TC4鈦合金940 ℃高溫變形時(shí)在干摩擦和玻璃潤(rùn)滑條件下的摩擦因數(shù)值分別為0.59和0.42。

圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)；有限元模擬；熱傳導(dǎo)系數(shù)；摩擦因數(shù)

金屬塑性加工過(guò)程中的能量消耗、變形特性與規(guī)律、工具磨損、產(chǎn)品質(zhì)量和生產(chǎn)效率等均與摩擦條件密切相關(guān)，并受其嚴(yán)重影響。確定接觸面間的摩擦因數(shù)對(duì)了解金屬與模具間的接觸、延長(zhǎng)模具壽命、提高生產(chǎn)效率等具有重要意義[1?2]。在摩擦因數(shù)的眾多測(cè)定方法中，圓環(huán)鐓粗法被認(rèn)為是一種簡(jiǎn)單有效的方法，而應(yīng)用圓環(huán)鐓粗法測(cè)定摩擦因數(shù)必須先確定理論校準(zhǔn)曲線[3]。

對(duì)于圓環(huán)鐓粗理論校準(zhǔn)曲線的確定，前人做了大量的研究。AVITZUR等[4]和KUDO[5]奠定了解析法(上限法，滑移線法，下限法)的理論基礎(chǔ)；張明如等[6?8]用解析法結(jié)合圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)測(cè)定了不同材料、不同潤(rùn)滑條件下的摩擦因數(shù)。解析法無(wú)法考慮變形過(guò)程中幾何條件與邊界條件的變化，限制了該方法的應(yīng)用；SOFUOGLU等[9]采用物理模擬技術(shù)(PMT)結(jié)合有限元法(FEM)得出，摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線會(huì)因材料的特性、實(shí)驗(yàn)條件的不同而變化；ROBINNSON等[10]也認(rèn)為，在研究體積成形中的摩擦機(jī)制時(shí)物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)合有限元模擬是一種簡(jiǎn)單而又高效的方法，但是物理模擬實(shí)驗(yàn)所采用的材料與實(shí)際情況存在較大的差距。近年來(lái)，隨著有限元技術(shù)的發(fā)展和成熟，商用有限元軟件的廣泛應(yīng)用，有限元法已成為塑性加工過(guò)程分析的有力工具之一。由于有限元法可以正確地處理摩擦邊界和傳熱邊界條件，準(zhǔn)確地模擬圓環(huán)鐓粗過(guò)程中金屬流動(dòng)和形狀尺寸變化規(guī)律，因此，圓環(huán)鐓粗結(jié)合有限元法逐漸成為測(cè)定摩擦因數(shù)的主要手段，由此確定的理論校準(zhǔn)曲線更接近實(shí)際塑性加工過(guò)程中摩擦條件。

與此同時(shí)，工件與模具接觸面間的熱傳導(dǎo)條件在金屬塑性成形過(guò)程中起著重要的作用。在熱成型過(guò)程中，熱傳導(dǎo)系數(shù)和摩擦因數(shù)共同作用于接觸面之間，并影響材料流動(dòng)[11]。而在傳統(tǒng)的圓環(huán)鐓粗有限元模擬過(guò)程中，沒(méi)有考慮到不同界面潤(rùn)滑條件下熱傳導(dǎo)系數(shù)不同的情況，不管何種潤(rùn)滑劑均采用軟件默認(rèn)的熱傳導(dǎo)系數(shù)值，這樣所得的結(jié)果是不準(zhǔn)確的，在國(guó)內(nèi)外相關(guān)報(bào)道也很少見(jiàn)。本文作者應(yīng)用大型商用有限元軟件DEFORM?3D針對(duì)不同熱傳導(dǎo)系數(shù)進(jìn)行TC4鈦合金高溫變形的有限元模擬，研究熱傳導(dǎo)系數(shù)在摩擦因數(shù)測(cè)定中的影響，并結(jié)合圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)確定干摩擦和玻璃潤(rùn)滑條件下TC4鈦合金高溫變形的摩擦因數(shù)值。

1 圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)及模擬

1.1 圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)

選用TC4鈦合金作為實(shí)驗(yàn)材料。圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)在1 000 t電動(dòng)螺旋壓力機(jī)上進(jìn)行。鐓粗時(shí)，上下模具材料選用工廠常用的4Cr5W2VSi，這是一種空冷硬化的熱作模具鋼。在中溫下具有較高的熱強(qiáng)度、硬度、耐磨性、韌性和較好的熱疲勞性能。其化學(xué)成分如下(GB/T 1299—2000，質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)：C 0.32～0.42，Si 0.80～1.20，Mn≤0.04，Cr 4.50～5.50，W 1.60～2.40，V 0.60～1.00，P≤0.30，S≤0.30。圓環(huán)尺寸比例采用20:10:7(外徑do40 mm、內(nèi)徑di20 mm、高度14 mm)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。鈦合金熱模鍛通常采用玻璃潤(rùn)滑劑，因此實(shí)驗(yàn)選用玻璃潤(rùn)滑劑和干摩擦兩種條件進(jìn)行圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)，將玻璃潤(rùn)滑劑均勻涂覆在整個(gè)試樣表面，隨后將試樣放入爐溫為940 ℃的加熱爐，模具預(yù)熱溫度為150～300 ℃，試樣由加熱爐中取出，直接置于模具上進(jìn)行變形量為30%和50%的圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)。為了保證實(shí)驗(yàn)的可重復(fù)性和準(zhǔn)確性，每個(gè)條件重復(fù)做3個(gè)試樣。實(shí)驗(yàn)后用游標(biāo)卡尺測(cè)量圓環(huán)的內(nèi)徑和高度，內(nèi)徑在每個(gè)試樣的上、中、下3個(gè)面各測(cè)兩次，測(cè)6個(gè)值；高度沿圓周方向每隔120°測(cè)一次，測(cè)3個(gè)值。每個(gè)條件下3個(gè)圓環(huán)的平均值作為實(shí)測(cè)值。

1.2 有限元模擬

由于有限元模擬能夠提供圓環(huán)鐓粗過(guò)程的各種信息，可以與實(shí)際圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)進(jìn)行比較，在本模擬中采用有限元模擬軟件DEFORM?3D進(jìn)行計(jì)算。模擬所用試樣材料為T(mén)C4鈦合金。圓環(huán)的具體尺寸與實(shí)驗(yàn)用試樣尺寸一致。有限元模擬的初始條件如下：圓環(huán)鐓粗模擬過(guò)程初始溫度取940 ℃，上下模設(shè)為剛性模具，上模壓下量為每子步0.05 mm，下模靜止不動(dòng)，變形量為50%時(shí)結(jié)束實(shí)驗(yàn)。模具初始溫度為200 ℃，摩擦因數(shù)m取0～1.0。由于圓環(huán)呈軸對(duì)稱，所以選取1/2部分進(jìn)行模擬，劃分網(wǎng)格數(shù)約為40 000個(gè)。利用有限元軟件自帶的測(cè)量工具記錄不同條件和壓下量情況下的內(nèi)徑變化量，從而繪制摩擦因數(shù)測(cè)定的理論校準(zhǔn)曲線。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)結(jié)果

每種條件下每個(gè)試樣內(nèi)徑的平均值以及3個(gè)試樣的平均值列于表1中。從表1可以看出，鐓粗后試樣尺寸具有很好的一致性，說(shuō)明測(cè)量過(guò)程控制得很好。圖1所示為不同條件下變形后圓環(huán)鐓粗試樣的照片。從圖1可以看出，鐓粗后的試樣表面較為光潔，形狀完整，表明實(shí)驗(yàn)過(guò)程控制得很好，為摩擦因數(shù)的準(zhǔn)確測(cè)定奠定了基礎(chǔ)。

表1 20:10:7圓環(huán)在不同條件下鐓粗后內(nèi)徑尺寸Table 1 Inner diameters of rings with ratio of 20:10:7 deformed under different deformation conditions

圖1 不同條件下圓環(huán)鐓粗試樣照片F(xiàn)ig. 1 Photos of ring compression test specimens under different conditions: (a) Height reduction of 30%, glass lubrication; (b) Height reduction of 30%, dry friction; (c) Height reduction of 50%, glass lubrication; (d) Height reduction of 50%, dry friction

2.2 熱傳導(dǎo)系數(shù)的影響

熱傳導(dǎo)系數(shù)是傳熱過(guò)程中影響熱量傳遞的一個(gè)重要因數(shù)，它反映傳熱過(guò)程的強(qiáng)烈程度。金屬塑性成型過(guò)程總是伴隨著熱量的產(chǎn)生和傳遞，它會(huì)影響潤(rùn)滑條件、金屬的流動(dòng)性以及產(chǎn)品的最終質(zhì)量，確定熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)準(zhǔn)確測(cè)量摩擦因數(shù)具有重要意義。研究熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)的影響，國(guó)內(nèi)外幾乎全部采用數(shù)值模擬的方法。而隨著大型商用有限元軟件DEFORM?3D的發(fā)展，該軟件逐漸成為了實(shí)現(xiàn)這一模擬的有力工具。為了證明熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)摩擦因數(shù)測(cè)定的影響，在本實(shí)驗(yàn)中，采用TC4鈦合金在940 ℃變形的圓環(huán)鐓粗過(guò)程進(jìn)行研究，選取摩擦因數(shù)(m)為0.35，熱傳導(dǎo)系數(shù)(h)分別為1、5[12]、10[13]、15[14]、20[12]和 25 kW/(m2·K)進(jìn)行有限元模擬，以圓環(huán)內(nèi)徑變化量為縱坐標(biāo)，以壓下量為橫坐標(biāo)繪制曲線，結(jié)果如圖2所示。

圖2 熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)理論校準(zhǔn)曲線的影響Fig. 2 Effect of heat transfer coefficient on calibration curves

由圖2可以看出，在相同的摩擦因數(shù)條件下，隨著熱傳導(dǎo)系數(shù)的逐漸增大，曲線不斷上移，內(nèi)徑減小比率增大。這是由于熱傳導(dǎo)系數(shù)的增大，導(dǎo)致坯料與模具之間的熱量傳遞加快，使靠近模具的金屬流動(dòng)性下降，類似于增大了摩擦的效果。而在同一摩擦因數(shù)條件下，不同的熱傳導(dǎo)系數(shù)所得的內(nèi)徑變化量相差很大，以變形量為50%為例，當(dāng)熱傳導(dǎo)系數(shù)分別取10和20 kW/(m2·K)時(shí)，內(nèi)徑變化量相差達(dá)9.3%。由此可知，在有限元模擬過(guò)程中，熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)摩擦因數(shù)的測(cè)定有很大影響，對(duì)于不同的潤(rùn)滑介質(zhì)，應(yīng)采用不同的熱傳導(dǎo)系數(shù)分別建立摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線。

2.3 摩擦因數(shù)的測(cè)定

在進(jìn)行圓環(huán)鐓粗過(guò)程有限元模擬時(shí)，熱傳導(dǎo)系數(shù)的增加，相當(dāng)于增大了工件與模具之間的熱傳導(dǎo)，工件溫度迅速降低，這相當(dāng)于增大了接觸面積間的摩擦因數(shù)，因此，對(duì)于不同的潤(rùn)滑條件，在進(jìn)行圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)測(cè)定理論校準(zhǔn)曲線時(shí)，應(yīng)采用不同的熱傳導(dǎo)系數(shù)，建立不同的摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線。通過(guò)查閱相關(guān)文獻(xiàn)，在本實(shí)驗(yàn)中，對(duì)玻璃潤(rùn)滑條件選取熱傳導(dǎo)系數(shù)為5 kW/(m2·K)進(jìn)行模擬，與有限元軟件DEFORM?3D所給默認(rèn)值一致；對(duì)于干摩擦條件，選取熱傳導(dǎo)系數(shù)值為10 kW/(m2·K)。利用DEFORM?3D自帶的測(cè)量工具，測(cè)出壓下量分別為5%、10%、15%、20%、25%、30%、35%、40%、45%和50%時(shí)的內(nèi)徑變化量，然后采用Origin 8.0繪圖軟件，以壓下量為橫坐標(biāo)，內(nèi)徑變化量為縱坐標(biāo)，繪制理論校準(zhǔn)曲線，結(jié)果如圖3和4所示。

圖3 玻璃潤(rùn)滑條件下摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線Fig. 3 Friction calibration curves under glass lubrication condition

根據(jù)表1所得的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合圖3和4繪制的摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線，用線性插值法可以求出實(shí)際的摩擦因數(shù)。在變形量為30%和50%時(shí)，干摩擦條件下的摩擦因數(shù)分別為0.60和0.58，玻璃潤(rùn)滑條件下的摩擦因數(shù)分別為0.43和0.41，結(jié)果非常接近。由此得出，干摩擦條件的摩擦因數(shù)為0.59，玻璃潤(rùn)滑摩擦條件為0.42。

圖4 干摩擦條件下摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線Fig. 4 Friction calibration curves under dry friction condition

3 驗(yàn)證

為了驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，按照干摩擦?xí)rm=0.59、玻璃潤(rùn)滑時(shí)m=0.42進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬參數(shù)不變，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖5所示，將圓環(huán)鐓粗試樣內(nèi)徑與模擬所得進(jìn)行比較，結(jié)果如圖6所示。從圖5可以看出，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合得很好；模擬所得內(nèi)徑值與圓環(huán)鐓粗試樣實(shí)測(cè)內(nèi)徑值十分接近，實(shí)驗(yàn)值分布在模擬曲線的兩側(cè)，經(jīng)計(jì)算相對(duì)誤差不超過(guò)3%(見(jiàn)圖6)，從而驗(yàn)證了本次模擬結(jié)果的正確性。

圖5 圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比Fig. 5 Comparison between ring compression test results and simulation: (a)m=0.42, height reduction of 30%; (b) Glass lubrication, height reduction of 30%; (c)m=0.42, height reduction of 50%; (d) Glass lubrication, height reduction of 50%; (e)m=0.59, height reduction of 30%; (f) Dry friction, height reduction of 30%; (g)m=0.59, height reduction of 50%; (h) Dry friction, height reduction of 50%

DEFORM等商用有限元模擬軟件在熱模鍛情況下默認(rèn)的摩擦因數(shù)為0.3，考慮到鈦合金容易粘模，摩擦因數(shù)應(yīng)該比0.3稍高。SHAHRIARI等[15]采用圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)和有限元模擬相結(jié)合的方法測(cè)得Ni 115高溫合金在玻璃潤(rùn)滑條件下摩擦因數(shù)為0.35，在干摩擦條件下摩擦因數(shù)為0.69，與本測(cè)定的結(jié)果較接近。PETERSEN等[16]通過(guò)比較兩種摩擦模型，即常摩擦模型和廣義摩擦模型，并通過(guò)補(bǔ)充圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)得出，在干摩擦條件下摩擦因數(shù)取0.5較為合適，在本實(shí)驗(yàn)條件下，所得干摩擦條件下的值為0.59，數(shù)值偏高的原因，是他們采用傳統(tǒng)解析法繪制的理論校準(zhǔn)曲線會(huì)降低摩擦因數(shù)值。EBRAHIMI等[17]采用石墨潤(rùn)滑劑進(jìn)行了圓環(huán)鐓粗實(shí)驗(yàn)，測(cè)得摩擦系數(shù)為0.24，而干摩擦條件下的摩擦系數(shù)為0.58，與本模擬條件的結(jié)果吻合。

圖6 鐓粗后試樣內(nèi)徑與模擬結(jié)果對(duì)比Fig. 6 Comparison of inner diameters between sample results and simulation

4 結(jié)論

1) 有限元模擬TC4鈦合金熱變形過(guò)程中，熱傳導(dǎo)系數(shù)對(duì)摩擦因數(shù)的測(cè)定有顯著影響，隨著熱傳導(dǎo)系數(shù)的增加，圓環(huán)內(nèi)徑減小量增大。因此，不同的潤(rùn)滑條件下需采用不同的理論校準(zhǔn)曲線進(jìn)行計(jì)算。

2) 建立了TC4鈦合金在干摩擦和玻璃潤(rùn)滑條件下940 ℃變形時(shí)摩擦因數(shù)理論校準(zhǔn)曲線，測(cè)定其干摩擦條件下的摩擦因數(shù)為0.59，玻璃潤(rùn)滑條件下的摩擦因數(shù)為0.42，并得到了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

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(編輯 龍懷中)

Effect of heat transfer coefficient on measurement of friction factor in hot deformation of Ti-6Al-4V alloy

TAO Huan1, ZENG Wei-dong1, ZHU Yan-chun1, TAI Qing-an2, LI Xiao-guang2, LI Zhi-hua2
(1. School of Materials Science and Engineering, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2. Avic Shenyang Liming Aero-Engine (Group) Co., Ltd., Shenyang 110043, China)

The ring-compression test of Ti-6Al-4V alloy was carried out at 940 ℃ and the ratio of outer diameter, inner diameter, height of 20:10:7. And the ring compression process was simulated by means of DEFORM?3D software. The results show that the effect of heat-transfer coefficient on measurement of friction factor is significant. The increase of heat-transfer coefficient results in the decrease of interfacial temperature between the workpiece and dies, and in turn leads to the increase of friction. Therefore, for various lubricant media, different heat-transfer coefficients should be chosen to conduct the FE simulation and establish different calibration curves. Combined with the ring-compression test, different heat-transfer coefficients for glass lubricant and dry friction condition are selected to establish the calibration curves, and finally the friction factors of TC4 titanium alloy under high temperature (940 ℃) deformation for dry friction and glass lubricant condition are determined to be about 0.59 and 0.42, respectively.

ring-compression test; FE simulation; heat-transfer coefficient; friction factor

TG301

A

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51075333)；凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題(35-TP-2009)

2011-11-22；

2012-03-01

曾衛(wèi)東，教授，博士；電話：029-88494298；E-mail: zengwd@nwpu.edu.cn

1004-0609(2012)10-2762-06