畢寶鵬，王勇

（北京機(jī)電研究所，北京 100083）

超塑性成形是特種塑性成形工藝之一。在常規(guī)條件下，大多數(shù)材料由于塑性較低或者彈性回復(fù)嚴(yán)重，難以進(jìn)行塑性成形，如多數(shù)鈦合金、某些鋁合金和鎂合金、金屬基復(fù)合材料、金屬間化合物、陶瓷等，但在超塑性性狀態(tài)下，則很容易成形出形狀復(fù)雜的薄壁構(gòu)件。迄今為止，超塑性成形已經(jīng)在很多方面得到了應(yīng)用，如超塑性板材氣脹成形、等溫鍛造、超塑性擠壓及差溫拉深等［1—3］。超塑性氣脹成形是超塑性在板材成形加工中的典型應(yīng)用。其基本原理是［4—5］:將被加熱至超塑溫度的金屬夾緊在模具上，并在其一側(cè)形成一個(gè)封閉的空間，在氣體壓力下使板材產(chǎn)生超塑性成形，并逐步貼合在模具型腔表面，形成與模具型面相同的零件。在脹形過程中，由于板坯周邊材料被模具壓緊不參與變形，零件面積增加完全由板坯變薄來實(shí)現(xiàn)，應(yīng)力和應(yīng)變場分布不均勻性造成最終零件壁厚的明顯差異。

1 試驗(yàn)

試驗(yàn)所采用的材料為西南鋁業(yè)提供的供貨態(tài)5A06-O鋁合金，板材厚度為2.0 mm，合金的化學(xué)成分見表1。

表15A06合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of 5A06 alloy in wt%

2 5A06鋁合金杯形件的有限元分析

5A06鋁合金杯形件形狀如圖1a所示，其中側(cè)壁部分要求厚度均勻，壁厚最薄處要求大于0.85 mm。借助MSC.Marc模擬軟件對5A06鋁合金杯形件氣脹成形過程進(jìn)行模擬分析，通過不同的措施改善零件的壁厚均勻性，從而更好地指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)過程中該零件的氣脹成形工藝的制定。

圖1 5A06鋁合金杯形件Fig.1 5A06 aluminum alloy cup shaped parts

2.1 有限元模型的建立

基于5A06鋁合金杯形件是軸對稱的，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，用脹形模具的1/4模型進(jìn)行分析。預(yù)成形模具型腔曲線由 AutoCAD軟件建立，通過METANT的接口導(dǎo)入，然后旋轉(zhuǎn)擴(kuò)展生成型腔曲面。圖1b所示為其氣脹成形有限元幾何模型，采用75號shell單位對坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在成形過程中板料和模具之間有相對滑動(dòng)，選用COULOMB的BILINEAR摩擦模型，即基于位移增量的雙線性庫侖摩擦，摩擦因數(shù)設(shè)定為0.4。采用剛塑性模型來計(jì)算杯形件的成形，在不考慮應(yīng)變硬化作用下，該模型即為 Backofen 方程［6—7］。

2.2 氣脹成形的基本過程及分析

圖2 5A06鋁合金杯形件氣脹成形有限元分析過程Fig.2 Finite element analysis of 5A06 aluminum alloy cup shaped produced by parts gas bulging forming

超塑性脹形過程一般包含3個(gè)階段，即自由脹形階段、貼模階段、充填階段［8］。圖2為5A06鋁合金杯形件氣脹成形有限元分析過程。從圖2a，b中可知，板料從未貼模的部位開始自由脹形，與模具接觸的倒角處優(yōu)先變形，板料中部變形比較緩慢。隨著變形的繼續(xù)，最先變形的部分完全貼模。由于模具接觸的摩擦作用，變形速率變慢，主要變形區(qū)轉(zhuǎn)到板料中部，中心位置厚度逐漸變?。▓D2c，d中）;隨著變形的繼續(xù)，凹面加大，板料開始與模具底部接觸，與模具接觸的部分逐漸擴(kuò)大，球頂部分為厚度不斷減薄的半球，直至半球頂點(diǎn)與模具接觸為止。接下來為填充階段，此階段從板料與模具側(cè)壁、底面同時(shí)相切到完全貼模為止。

圖3是5A06鋁合金杯形件氣脹成形壁厚分布，從圖3可見，杯形件壁厚自上而下逐漸變薄，這是由于氣脹成形自身的特點(diǎn)決定的。在成形過程中，當(dāng)板料與模具接觸后，模具與板料的摩擦力極大地限制了材料的流動(dòng)，特別是在高溫條件下，材料的粘性增大，摩擦因數(shù)的作用加劇。由圖3可知，厚度最大的是最先與模具接觸的倒角處，幾乎沒有變形。變形最大、厚度最小的是最后與模具接觸的底部倒角處，壁厚最薄為0.64 mm，這與壁厚最薄處要求大于0.85 mm還有一定差距，所以需要采取有效的措施，增加壁厚的均勻性和最薄處的厚度。

圖3 5A06鋁合金杯形件氣脹成形的壁厚分布Fig.3 Wall thickness distribution of 5A06 aluminum alloy cup shaped parts produced by parts gas bulging forming

2.3 改進(jìn)5A06鋁合金杯形件壁厚均勻性的措施

為了改善超塑性氣脹成形零件壁厚分布，可供選擇的主要方法有:正反脹成形、覆蓋成形、凸模成形、頂塞協(xié)助成形、涂層控溫成形、坯料預(yù)成形等方法［9—12］。文中采用正反脹成形，增加壁厚的均勻性和最薄處的厚度。正反脹形先將板材反向自由吹脹到略大于凹模深度，以便增加頂部材料的變薄，然后再正向加壓直至貼模。這樣能在一定程度上起到變形分散、緩解凹模圓角處變薄過于集中的問題，如圖4所示。

圖4 5A06鋁合金杯形件正反脹成形有限元分析過程Fig.4 Finite element analysis process of 5A06 aluminium alloy cup shaped parts produced by positive and negative bulge forming

預(yù)成形模具形狀設(shè)計(jì)是正反脹成形工藝的關(guān)鍵。5A06鋁合金杯形件正向成形時(shí)，板料在模具側(cè)壁上的貼模先后次序不同，貼模越晚，減薄越多。通過查閱國內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)［13—15］，可知，正反脹形預(yù)成形模具在預(yù)成形過程中，應(yīng)對板料在下模貼模較早的部分進(jìn)行預(yù)先減薄，以使最終工件壁厚比較均勻。5A06鋁合金杯形件預(yù)成形模具基本形狀如圖5所示，其中（a，b）是圓弧的圓心，R1和R2分別是圓角半徑。通過改變圓弧大小、R1和R2，共設(shè)計(jì)了10種不同預(yù)成形模具形狀，如圖6所示。

圖5 預(yù)成形模具的基本形狀Fig.5 Basic shapes of preform die

圖6 預(yù)成形模具橫截面示意圖Fig.6 Schematic diagram of preform die shape cross section

由圖6可知，方案1中，圓弧半徑相對于其他方案比較大;方案2～4中，圓弧半徑是一樣的，其中方案2和4中R1不同，方案1和3中R2不同;方案5～8，圓弧半徑一樣，其中方案5～7中R1不同，方案5和8中R2不同;方案9～10，方案9同其他方案的圓弧半徑都不一樣，方案10獨(dú)特之處在于在模具中部也預(yù)成形。

用最小壁厚ɑ、壁厚平均值δ、壁厚均勻度θ 3個(gè)變量來描述正反脹形對壁厚分布的改善作用。其中壁厚θ值是指沿著成形件的母線方向測若干壁厚，求均方差。最小壁厚ɑ、壁厚平均值δ越大、壁厚均勻度θ值越小，則成形件的壁厚分布越均勻。表2為正反脹形的最小壁厚、壁厚平均值及壁厚均勻度。

由表2可知，正脹形時(shí)壁厚均勻度最小為0.1967，最薄處的厚度為0.6471 mm。通過比較，采用正反脹形對壁厚的均勻性的增加是必然的，因?yàn)榉疵浶螌⒄涍^程中最早貼模的區(qū)域減薄了，對此區(qū)域的減薄程度決定了正脹過程中集中區(qū)的位置，合理地減薄，可以使該區(qū)域在正脹成形結(jié)束的時(shí)候厚度適中，并且可以將多余的材料向下聚，從而使底部倒角處的壁厚增大，從而達(dá)到增加壁厚均勻性的目的。從模擬的結(jié)果看，正反向脹形所得制件的最小壁厚位置也在底部圓角處，預(yù)成形模具對杯形件最早貼模的部分進(jìn)行了預(yù)減薄，使得正脹過程中該處變形抗力減小，并且可以將多余的材料向下聚。其中方案10不但沒有增大最薄處厚度，反而使最薄處的厚度與最大的厚度差距更大，不能滿足工藝要求。方案1、方案6、方案7和方案9由于R2處的圓角過大或者過小，雖然使壁厚均勻性增加了，但是不符合工藝要求。方案2、方案3、方案4、方案5和方案8對于板料的預(yù)成形以及板料減薄、壁厚均勻度的控制較為合理，其成形效果較好。其中方案5對于板料的預(yù)成形以及板料減薄、壁厚均勻度的控制最優(yōu)，其成形效果最好，所以選擇方案5的模具作為A06鋁合金杯形件正反脹形預(yù)成形模具。

5A06鋁合金杯形件正反脹形預(yù)成形模具設(shè)計(jì)合理，可以明顯提高成形件的壁厚均勻度，提高制件的質(zhì)量，從而為更好地指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)過程中該零件的氣脹成形工藝奠定基礎(chǔ)。

表2 5A06鋁合金杯形件正反脹形壁厚均勻度Table 2 Wall thickness distribution of 5A06 aluminium alloy cup shaped parts produced by parts gas bulging forming mm

3 結(jié)論

1）超塑性氣脹成形件，壁厚分布極不均勻，很難滿足實(shí)際生產(chǎn)過程中工藝要求，必須采取有效措施增加壁厚均勻性。

2）與正向脹形相比，正反脹形可以顯著提高5A06鋁合金杯形件的成形能力，使最薄處壁厚從0.64 mm，提高到0.94 mm，使壁厚均勻度從0.19降低到0.0790，使壁厚平均值增大，符合工藝要求。

3）正反脹形中的預(yù)成形過程中，最早貼模部分的減薄直接決定了正脹過程中變形區(qū)的集中位置。合理的反脹形模具，可以使該區(qū)域在正脹成形結(jié)束的時(shí)候厚度適中，并且可以將多余的材料向下聚，從而使底部倒角處的壁厚增大，從而達(dá)到提高壁厚均勻性的目的。

［1］張凱峰，王國峰.先進(jìn)材料超塑成形技術(shù)［M］.北京:科學(xué)出版社，2012.

ZHANG Kai-feng，WANG Guo-feng.Advanced Material Molding Technology［M］.Beijing:Science Press，2012.

［2］邰清安，李治華，孫立群，等.航空發(fā)動(dòng)機(jī)塑性成形技術(shù)的應(yīng)用與展望［J］.航空制造技術(shù)，2014（7）:34—39.

TAI Qing-an，LI Zhi-hua，SUN Li-qun，et al.The Aircraft Engine Application and Prospect of Plastic Forming Technology［J］.Aviation Manufacturing Technology，2014（7）:34—39.

［3］Jarrar Firas S，Hector Jrlouis G，Khraisheh，et al.New Approach to Gas Pressure Profile Prediction for High Temperature AA5083 Sheet Forming［J］.Journal of Materials Processing Technology，2010，210（6-7）:825—834.

［4］吳詩淳.金屬超塑性變形理論［M］.北京:國防工業(yè)出版社，1997.

WU Shi-chun.Metal Superplastic Deformation Theory［M］.Beijing:National Defence Industry Press，1997.

［5］馮超，孫丹丹，陳火紅，等.全新Marc實(shí)例教程與常見問題解析［M］.北京:中國水利重點(diǎn)出版社，2012.

FENG Chao，SUN Dan-dan，CHEN Huo-hong，et al.New Marc Instance Tutorial and Common Problem Analysis［M］.China Water Conservancy Key Press，2012.

［6］陳火紅，楊劍，薛小香.新編 Marc有限元實(shí)例教程［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2004.

CHEN Huo-hong，YANG Jian，XUe Xiao-xiang.New Marc Finite Element Instance Tutorial［M］.Mechanical Industry Publishing House，2004.

［7］周兆峰，陳明和，王大剛，等.鈦合金舵體芯板超塑成形/擴(kuò)散連接工藝的有限元分析［J］.熱加工工藝.2014，43（2）:191—195.

ZHOU Zhao-feng，CHEN Ming-he，WANG Da-gang，et al.Titanium Alloy Wheel Body Core Board Molding/Diffusion Bonding Process of Finite Element Analysis［J］.Journal of Thermal Processing.Lancet，2014（2）:191—195.

［8］LUCKEY J R G，F(xiàn)RIEDMAN P，WEINMANN K.Design and Experimental Validation of a Two-stage Superplastic Forming Die［J］.Journal of Material Processing Technology，2009，209（4）:2152—2160.

［9］ABU-FARHA F.Reverse Bulging in Hydro/Pneumatic Sheet Metal Forming Operation［C］.ASME Conference Proceedings，2010（49460）:761—769.

［10］張凌云.改善超塑性氣壓脹形零件壁厚分布的工藝方法［J］.金屬成形工藝，2002，20（4）.

ZHANG Ling-yun.Improve the wall thickness distribution of superplastic gas pressure bulging parts process［J］.Metal forming technology，2002，20（4）.

［11］蔡云，童國權(quán)，葛永成.鋁合金超塑性氣脹成形壁厚分布工藝研究［J］.模具工業(yè)，2009（3）:23—24.

CAI Yun，TONG Guo-quan，GE Yong-cheng.Aluminum Alloy Superplastic Gas Bulging Forming Wall Thickness Distribution Technology Research［J］.Journal of Mold Industry，2009（3）:23—24.

［12］蔣少松，張凱峰，吳海峰，等.變摩擦正反超塑成形壁厚均勻的TC4鈦合金深筒形件［J］.稀有金屬材料與工程，2010，39（6）:1079—1084.

JIANG Shao-song，ZHANG Kai-feng，WU Hai-feng，et al.Changing Friction are Overhauling Molding Thickness Uniformity of TC4 Titanium Alloy Deep Cylindrical Pieces［J］.Rare Metal Materials and Engineering，2010，33（6）:1079—1084.

［13］Paul D Edwards，Daniel G Sanders，RAMULU M，et al.Thinning Behavior Simulations in Superplastic Forming of Friction Stir Processed Titanium 6Al-4V［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2010，19（4）:481—487.

［14］Paul D Edwards，Daniel G Sanders，RAMULU M，et al.Thinning Behavior Simulations in Superplastic Forming of Friction Stir Processed Titanium 6Al-4V［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2010，19（4）:481—487.

［15］王剛，張治朋，張建凱，等.鎂合金板材正反向快速氣壓脹形試驗(yàn)［J］.塑性工程學(xué)報(bào)，2013，20（1）:43—47.

WANG Gang，ZHANG Zhi-peng，ZHANG Jian-kai，et al.Magnesium Alloy Sheet to Rapid Pneumatic Bulging Test［J］.Journal of Plastic Engineering，2013，20（1）:43—47.