張成祥， 陳明和， 雷曉晶， 胡思嘉， 吳亞鳳

(1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，南京210016;2.西安航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)有限公司，西安710021)

鎳基高溫合金因其良好的綜合性能在航空、航天、石油等工業(yè)領(lǐng)域中應(yīng)用極其廣泛［1］。GH600 屬于變形類鎳基高溫合金，具有良好的耐高溫腐蝕、抗氧化、冷熱加工和焊接工藝性能。在700℃以下具有滿意的熱強(qiáng)性和高的塑性，適宜制作在1100℃以下承受低載荷的抗氧化零件［2］。

目前，針對(duì)GH600 鎳基高溫合金的研究主要集中于組織成分、基本力學(xué)性能等方面。GH600 鎳基高溫合金薄板在室溫下具有良好成形性能，然而對(duì)于其成形性能方面研究較少，成形極限圖的研究更是沒有相關(guān)文獻(xiàn)。對(duì)于該薄板成形極限圖的研究為沖壓成形中工藝參數(shù)的選擇與確定可提供依據(jù)。本工作探究了GH600 鎳基高溫合金薄板室溫下的成形極限圖(FLD)特點(diǎn)，建立了其成形極限曲線的數(shù)學(xué)模型。針對(duì)該板料的拉延、脹形性能(即FLD 左半部分與右半部分)分別進(jìn)行了筒形件拉深、杯突兩種模擬成形實(shí)驗(yàn);將所得成形極限圖導(dǎo)入板料成形專用有限元軟件DYNAFORM 作為GH600 薄板成形過程的破裂判據(jù)，模擬了其在一定工藝參數(shù)下的筒形件拉深和杯突過程，并與直接利用DYNAFORM中默認(rèn)生成的成形極限圖作為破裂判據(jù)進(jìn)行了比較。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

材料為商用GH600 鎳基高溫合金冷軋板材，板料厚度為0.9mm，化學(xué)成分見表1。

表1 GH600 鎳基高溫合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Chemical composition of GH600 alloy(mass fraction/%)

采用改變?cè)嚇訉挾鹊姆椒ㄟM(jìn)行FLD 實(shí)驗(yàn)。沿軋制方向用線切割制備好試樣后，依次用粗、細(xì)砂紙打磨邊緣，以防止變形過程產(chǎn)生應(yīng)力集中。試樣的形狀和尺寸參考文獻(xiàn)［3］并加以修改，如圖1 所示。長度為175mm，寬度范圍為20 ～170mm，從而得到不同應(yīng)變路徑下的極限應(yīng)變［4］。

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

FLD 實(shí)驗(yàn)要求過程試樣壓邊位置材料不產(chǎn)生流動(dòng)，因此實(shí)驗(yàn)機(jī)要能提供足夠大的壓邊力才能保證實(shí)驗(yàn)有效進(jìn)行。由于GH600 鎳基高溫合金強(qiáng)度高，進(jìn)行FLD 實(shí)驗(yàn)對(duì)液壓設(shè)備噸位要求很高。普通板材成形性能實(shí)驗(yàn)機(jī)無法滿足條件，采用通用汽車公司ServoPress 150 板材成形實(shí)驗(yàn)機(jī)，該實(shí)驗(yàn)機(jī)最大能提供的壓邊力6.6 ×105kN，整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程計(jì)算機(jī)自動(dòng)控制完成，直到試樣出現(xiàn)破裂或縮頸自動(dòng)停止，以便于后續(xù)網(wǎng)格應(yīng)變的測(cè)量。

圖1 FLD 試樣形狀及尺寸 (a=20，40;b=60，80，110;c=130，150，170)Fig.1 Shapes and sizes of the FLD specimens

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

按照GB/T24171.2—2009《金屬薄板成形性能與試驗(yàn)方法:成形極限圖(FLD)試驗(yàn)》技術(shù)要求，凸模外徑為D100mm。實(shí)驗(yàn)時(shí)凸模速率為1.5mm/s，采用油脂配合PE 薄膜潤滑。

網(wǎng)格分析技術(shù)是測(cè)定板材FLD 的主要方法，在很大程度上決定所得成形極限圖的準(zhǔn)確性。本研究采用油墨印刷的方法，在試樣表面印制邊長為2.5mm的正方形網(wǎng)格，實(shí)驗(yàn)完成后，利用網(wǎng)格應(yīng)變自動(dòng)測(cè)量分析系統(tǒng)MOASOS 來測(cè)量試樣表面部分點(diǎn)的極限主應(yīng)變。

1.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

由擬定的實(shí)驗(yàn)條件對(duì)GH600 薄板進(jìn)行室溫下的FLD 實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)后的試樣如圖2 所示。每種尺寸試樣取3 片以保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，圖中所示試樣均已產(chǎn)生縮頸或破裂現(xiàn)象。

圖2 GH600 成形極限實(shí)驗(yàn)后試樣實(shí)物圖Fig.2 Specimens of GH600 after FLD tests

通常金屬變形進(jìn)入分散性失穩(wěn)后塑性變形仍然可以持續(xù)一段時(shí)間，然后才達(dá)到集中性失穩(wěn)［5，6］。相應(yīng)的，一定條件下進(jìn)行FLD 實(shí)驗(yàn)所得到的成形極限曲線根據(jù)網(wǎng)格的劃分可分為三種:安全區(qū)成形極限曲線、縮頸區(qū)成形極限曲線和破裂區(qū)成形極限曲線。破裂區(qū)成形極限曲線反映材料最大的成形性能，但是破裂區(qū)網(wǎng)格的應(yīng)變難以測(cè)量;縮頸區(qū)的成形極限曲線很難得到;相比之下，安全區(qū)域的成形極限曲線最易得到，其反映的數(shù)據(jù)偏低，但可以比較有效的控制實(shí)際成形中的破裂問題，具有很大的使用價(jià)值［7］。本研究采集的是破裂位置附近應(yīng)變最大單元的應(yīng)變值，所得到的是安全區(qū)的成形極限曲線。DYNAFORM 中默認(rèn)的成形極限曲線在定義板料的厚度t=0.9mm、應(yīng)變硬化指數(shù)n =0.43 值后，根據(jù)Keeler 公式即可得到，其公式如下:

式中:F0成形極限圖最低點(diǎn)，t 為板材厚度，n 為材料應(yīng)變硬化指數(shù)［8］。

如圖3 所示為實(shí)驗(yàn)所得FLD 數(shù)據(jù)與利用Keeler公式所得到的成形極限曲線。由圖可看到，由Keeler 公式所得到的成形極限曲線明顯高于與實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)。

圖3 Auto Keeler FLD 與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.3 Auto Keeler FLD and experimental data

1.5 FLD 函數(shù)模型的建立

由圖3 中所得成形極限數(shù)據(jù)，并結(jié)合文獻(xiàn)［9］中預(yù)測(cè)FLD 的方法，可將GH600 高溫合金薄板成形極限圖的左半部分看作直線形式，將其右半部分看作二次函數(shù)形式。由此可將GH600 薄板成形極限圖(FLD)左右兩個(gè)部分寫成如下形式:

式中:e1為工程主應(yīng)變，e2為工程次應(yīng)變，F(xiàn)0為成形極限圖最低點(diǎn)，它代表了板材成形過程中的平面應(yīng)變狀態(tài)。在上式的基礎(chǔ)上對(duì)實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合計(jì)算，得到GH600 高溫合金薄板室溫成形極限圖左右兩部分表達(dá)式如下:

將通過模型計(jì)算所得成形極限曲線與實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果如圖4 所示，所得FLD 函數(shù)模型可以準(zhǔn)確的表達(dá)實(shí)驗(yàn)所得成形極限點(diǎn)。

圖4 模型曲線Fig.4 Modeling curve

1.6 筒形件拉深實(shí)驗(yàn)

筒形件拉深實(shí)驗(yàn)主要用來評(píng)估板材的拉延性能(即成形極限圖左半部分)。本研究中拉深實(shí)驗(yàn)采用自主設(shè)計(jì)的模具，如圖5 所示為拉深模具示意圖。實(shí)驗(yàn)時(shí)凸模速度10mm/min，采用油脂作為潤滑劑。如圖6 所示為部分拉深試樣，圖6a 為直徑φ85mm坯料成形后的筒形件，筒壁光滑無起皺、成形效果較好。圖6b 為直徑φ90mm 坯料得到的拉深件，試樣在圓角處明顯破裂。實(shí)驗(yàn)得到GH600 高溫合金薄板極限拉深比(LDR)為1.75，該高溫合金薄板在室溫下的拉延性能較差。

圖5 拉深模具示意圖Fig.5 Schematic diagram of deep drawing die(dp =50mm，Dd =53mm，rp =6mm，rd =8mm)

圖6 不同尺寸的拉深件Fig.6 Deep drawn parts of different sizes (a)φ85mm;(b)φ90mm;(c)φ85mm

1.7 杯突實(shí)驗(yàn)

圖7 杯突模具示意圖Fig.7 Schematic diagram of cupping die (dp =20mm，rp =10mm，Dd =26mm，rd =3mm)

用杯突試驗(yàn)來評(píng)估GH600 高溫合金薄板的脹形性能(即成形極限圖右半部分)。取邊長為80mm的試樣，采用自主設(shè)計(jì)模具，模具示意圖如圖7 所示。實(shí)驗(yàn)時(shí)凸模速度為10mm/min，對(duì)凸模頂端采用油脂配合PE 薄膜進(jìn)行潤滑，潤滑的主要目的是減小摩擦的影響使毛坯頂部盡量處于雙拉應(yīng)力狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)后試樣如圖8 所示，對(duì)實(shí)驗(yàn)后試樣高度進(jìn)行測(cè)量，杯突高度為11.45mm。

2 GH600 高溫合金薄板FLD 的應(yīng)用

DYNAFORM 材料模型中的FLD 一般可通過兩種方法獲得［8］:第一種為Auto Keeler FLD，即由定義材料的力學(xué)性能，由硬化指數(shù)n 值、各向異性指數(shù)r 和板料的厚度t 決定，由于DYNAFORM 中默認(rèn)的FLD 方程采用的是Keeler 公式，而Keeler 公式是通過大量鋼材實(shí)驗(yàn)推導(dǎo)出來的，因此不能準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)其他材料的成形過程;第二種為Define FLD，即導(dǎo)入實(shí)驗(yàn)所得FLD 數(shù)據(jù)［10］。采用上述兩種方法獲得的FLD 作為DYNAFORM 的破裂判據(jù)，模擬了GH600高溫合金薄板筒形件拉深過程。

圖8 GH600 杯突實(shí)驗(yàn)后試樣實(shí)物圖(a)俯視圖;(b)側(cè)視圖Fig.8 Specimens of GH600 after cupping tests(a)top view;(b)side view

有限元網(wǎng)格模型幾何尺寸與實(shí)際模具相同，如圖9a，b 所示。模擬采用單元模型為B-T 殼單元，DYNAFORM 對(duì)于板料沖壓成形分析而言，材料模型一般選取36 號(hào)或37 號(hào)模型［11］。36 號(hào)材料模型為各向異性材料模型、37 號(hào)為厚向異性彈塑性材料模型。由圖6c 知，所成形出的拉深件有凸耳出現(xiàn)。因此，模擬該薄板拉深過程選用36 號(hào)材料模型更為合理。除成形極限圖以外，模擬所需材料參數(shù)均利用DNS200 微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單向拉伸實(shí)驗(yàn)獲得，模擬所需輸入?yún)?shù)如表2 所示。

圖9 有限元網(wǎng)格模型 (a)拉深有限元模型;(b)杯突有限元模型Fig.9 Finite element model for FEA (a)model for deep drawn;(b)model for cupping tests

圖10 兩種方法獲得的FLD 作為判據(jù)的拉深模擬結(jié)果 (a)試樣直徑φ85mm Keeler 公式作為判據(jù)模擬結(jié)果;(b)試樣直徑φ90mm Keeler 公式作為判據(jù)模擬結(jié)果;(c)試樣直徑φ85mm 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結(jié)果;(d)試樣直徑φ90mm 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結(jié)果Fig.10 Simulation results of the drawings with the criteria of two different FLD (a)simulation result of φ85mm specimen using Keeler FLD as criteria;(b)simulation result of φ90mm specimen using Keeler FLD as criteria;(c)simulation result of φ85mm specimen using experimental data as criteria;(d)simulation result of φ90mm specimen using experimental data as criteria

圖11 兩種方法獲得的FLD 作為判據(jù)的杯突模擬結(jié)果 (a)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結(jié)果;(b)Keeler 公式作為判據(jù)模擬結(jié)果Fig.11 Simulation results of cupping with the criteria of two different FLD (a)using experimental data as criteria;(b)using Keeler FLD as criteria

圖10a，b 為直接利用DYNAFORM 默認(rèn)的FLD作為拉深過程破裂判據(jù)，得到該合金筒形件拉深模擬結(jié)果。由圖可知，GH600 直徑φ85mm 與直徑φ90mm 的坯料得到的拉深件輕度起皺，無破裂出現(xiàn)，LDR大于1. 8。圖10 c，d為利用實(shí)驗(yàn)所得到的FLD 數(shù)據(jù)作為拉深過程破裂判據(jù)，可以看到直徑φ85mm 坯料得到的筒形件有較小凸耳出現(xiàn)，坯料直徑增加到φ90mm 時(shí)拉深過程試樣靠近凸模圓角處破裂。圖10c，d 與圖6 的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，模擬結(jié)果對(duì)破裂預(yù)測(cè)更準(zhǔn)確。

表2 模擬所用材料參數(shù)Table 2 Parameters of numerical simulation

筒形件拉深很大程度上反映的僅是板料拉延性能的優(yōu)劣，拉深過程出現(xiàn)破裂與杯突過程破裂材料內(nèi)部應(yīng)力作用方式不同［12］。采用實(shí)驗(yàn)獲得的FLD作為破裂判據(jù)，模擬筒形件拉深過程并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)比，僅能單方面的表明所得FLD 左半部分的可靠性。而對(duì)于FLD 右半部分的驗(yàn)證采用拉-拉(即脹形)的應(yīng)力作用方式更為精確，因此，本研究進(jìn)行了杯突過程的模擬，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。模擬時(shí)設(shè)定總幀數(shù)為69 幀，凸模下行距離為18mm。如圖11a 所示為導(dǎo)入實(shí)驗(yàn)獲得的FLD 作為破裂判據(jù)所得模擬結(jié)果，模擬過程進(jìn)行到第44 幀時(shí)出現(xiàn)破裂，此時(shí)杯突高度為11.23mm。圖11b 為采用DYNAFORM 默認(rèn)FLD 作為判據(jù)所得結(jié)果，進(jìn)行到第50 幀時(shí)、出現(xiàn)破裂現(xiàn)象，此時(shí)高度為13.03mm，可以看到圖11a 模擬結(jié)果與圖8 中實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，由于實(shí)際條件下的潤滑很難與模擬達(dá)到一致，造成破裂位置有差別。結(jié)果表明利用DYNAFORM 模擬GH600 薄板成形過程，采用實(shí)驗(yàn)獲得的FLD 作為判據(jù)能更準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其成形過程中的破裂問題。

3 結(jié)論

(1)GH600 鎳基高溫合金薄板室溫下極限拉深比為1.75，拉延性能較差，對(duì)于深度較大的拉深件不宜一次成形。

(2)采用實(shí)驗(yàn)獲得成形極限圖導(dǎo)入DYNAFORM 中作為模擬時(shí)破裂的判據(jù)，能準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)GH600 鎳基高溫合金薄板成形情況。

(3)模擬GH600 鎳基高溫合金薄板成形過程，選擇36 號(hào)材料模型更為合適，成形結(jié)果與實(shí)際情況吻合程度較高。

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