邵宗科， 殷東平， 杜雄堯， 張 沖

(中國電子科技集團公司第三十八研究所， 合肥 230031)

變摩擦對TC4合金超塑成形零件壁厚的影響

邵宗科， 殷東平， 杜雄堯， 張 沖

(中國電子科技集團公司第三十八研究所， 合肥 230031)

為研究摩擦在超塑成形中對零件壁厚分布的影響，以TC4鈦合金負角度法蘭盤零件為背景，采用 MSC.MARC 有限元數(shù)值模擬分析了單面正向成形下模變摩擦和正反向成形上模變摩擦對零件壁厚的影響.通過方差分析和極差分析研究了正反向成形上模不同區(qū)域摩擦的變化對最小壁厚和壁厚均勻性的影響。結果表明：單面正向成形中，摩擦越小，負角度壁壁厚減薄越大，而正角度壁壁厚確呈相反的趨勢；正反向成形中，當下模摩擦固定時，隨著上模摩擦系數(shù)的增大，實際零件的最小壁厚相應增大；正反向成形上模不同區(qū)域摩擦的變化，對零件的最小壁厚和壁厚分布產(chǎn)生不同的影響；反向成形過程中板料先接觸模具的部位對零件的壁厚影響較大。

變摩擦；超塑成形；壁厚分布；數(shù)值模擬；方差分析；極差分析

超塑成形由于具有一次成形復雜零件、成形精度高、模具壽命高、零件整體性能好等優(yōu)點，在航空航天、汽車、電子等領域的應用越來越廣泛[1,2]。另外，經(jīng)濟和社會發(fā)展的同時，帶來巨大的環(huán)境和能源問題，因此，高強、輕質、耐腐蝕、低成本產(chǎn)品的需求日益增多，推動了超塑成形技術的發(fā)展[3]。由于超塑成形過程是一個雙向拉伸過程，根據(jù)體積不變原理，徑向和切向的拉伸變形必然引起厚向的壓縮變形。由于板料周邊固定，變形時板料面積的增加完全依靠坯料的減薄來實現(xiàn)，同時應力應變不同及摩擦的存在，致使成形零件的壁厚分布不均勻。如何控制零件的壁厚分布，是超塑成形工藝需要解決的重要問題之一[4]。

影響超塑成形零件壁厚的因素主要有溫度[5]、應變速率[6]、晶粒尺寸[7]、零件形狀[8]、成形方式[9]、成形壓力[10～13]、摩擦潤滑[14～16]等。

板料與模具接觸后，由于摩擦的存在，材料基本不變形，板料變薄主要依靠材料流動完成，因此，摩擦對零件的壁厚有重要影響。為了減輕摩擦對壁厚分布的影響，通常通過調整模具表面粗糙度及在成形時模具和板料接觸面上施加潤滑劑來控制摩擦阻力。在以往的研究過程中，對于帶底零件，單面正向成形，摩擦越小，壁厚分布越均勻；對于正反向超塑成形，上模摩擦越大，下模摩擦越小，零件壁厚分布越均勻[16]。然而，對于文中不封底零件的變摩擦情況研究國內外尚未見報道。

因此，本研究通過MARC有限元分析軟件，以TC4鈦合金負角度法蘭盤零件為研究對象，分別研究了不同摩擦條件對不封底零件壁厚分布的影響。

1 有限元模擬

圖1 零件3D模型Fig.1 3D model of the part

有限元數(shù)值模擬技術在超塑成形中應用廣泛，不僅能夠縮短模具研發(fā)周期、節(jié)約制造成本，而且能夠提供直接的工藝信息，指導實際成形過程。本文采用MARC有限元軟件對負角度法蘭的超塑成形過程進行了模擬，并對成形后壁厚結果進行了預測。文中TC4零件要求成形后最小壁厚不小于0.8mm，且板料的原始壁厚為2mm，零件外形如圖1所示，其特點是弧形法蘭、不封底、負角度，尺寸約為320mm×260mm×30mm。

在前期研究過程中，零件單面正向成形(即只在板料上表面加正向氣壓至板料與模具表明貼合)時，不能滿足最小壁厚0.8mm的要求，需要進行正反向成形(即先在板料底部加反向氣壓直至與上模完全貼合后停止加壓，然后正向加氣壓直至板料與下模完全貼合)。成形結束后，零件的底面和周邊補償面需要切除，因此在正反向成形上模設計時，預減薄此部位的壁厚，尤其是底面部位壁厚，以分散變形，緩解正向成形時最后貼模部位減薄過大的問題，最終設計正反向超塑成形模具型面結構如圖2所示。

圖2 正反向超塑成形模具1/2型面Fig.2 1/2 model of direct-reverse dies

1.1 單面正向成形變摩擦仿真

以圖2中下模為模型進行單面正向成形仿真。圖3為文中零件在單面正向成形時實際零件側壁(除去底部補償面和法蘭面)兩端壁厚分布仿真結果，不同顏色曲線表示不同摩擦下的壁厚分布。

圖3 單面正向成形變摩擦對壁厚影響Fig.3 Effects of friction changing on thickness single-direct SPF

從圖中可看出，當摩擦越小時，法蘭補償面、底面中間位置及靠近正角度部位的壁厚越小；而摩擦越大時，靠近負角度邊及底直角邊的底面部位壁厚越小。對于實際需要的零件位置，摩擦越小時，負角度壁減薄越大，而正角度壁卻呈相反的趨勢。考慮到最小壁厚要求，實際成形時，摩擦越小越好。

1.2 正反向成形變摩擦仿真

板料在密閉高溫條件下成形，接觸工況復雜，尤其是正反向成形，反向成形時板料既要與上模接觸，正向成形時又要與下模接觸，致使兩者之間的接觸工況更加復雜。

以往利用數(shù)值模擬技術進行正反向超塑成形過程仿真時，在處理接觸摩擦時，假設板料與模具之間的接觸為均勻摩擦，即板料與上(下)模型面之間的摩擦系數(shù)為相同恒定值，而實際成形時，不同位置的摩擦有可能是不同的。

另外，超塑成形模具一般選擇Ni7N材料，該材料屬于難加工材料。機加工完成之后，需要根據(jù)實際情況對模具型面進行拋光處理。如果型面粗糙度要求較小時，不僅增加拋光難度，而且延長了模具制造周期，增加了成本。特別是對于文中復雜零件，上模型面復雜時，型面處理難度也相應加大。

由于實際超塑成形過程中摩擦始終存在，不可能為0。文獻[17]采用BN作為潤滑劑，并對下模型面進行拋光，最終取得了摩擦系數(shù)，為0.2。將下模摩擦系數(shù)設為0.2，上模摩擦分別設為0.2，0.3，0.4，0.5，以圖2中的上、下模作為仿真模型進行正反向成形仿真。在仿真結果中取實際零件側壁 (除去底部補償面和法蘭面) 兩端壁厚，最后結果如圖4所示。不同顏色曲線表示不同摩擦下的壁厚分布。

圖4 正反向成形上模變摩擦對壁厚影響Fig.4 Effects of friction changing on thickness in in direct-reverse SPF

由圖4可知，上模摩擦系數(shù)越大時，實際零件的最小壁厚(整個零件壁厚最小位置)也越大。這是因為反向成形時，與上模型面先接觸部位(圖5中紅色區(qū)域)的板料恰好是正向成形時零件側壁部位。此部位板料貼模后，在隨后其余部位貼模過程中，由于被拉伸而減薄。當摩擦力較小時，阻礙減薄能力有限，使得反向成形結束時，先接觸部位壁厚較小。而摩擦較大時，能夠在一定程度上阻礙先接觸的部位在隨后充模過程中繼續(xù)減薄，最終獲得最小壁厚較大的零件。這也可從不同上模摩擦反向成形結束時的壁厚分布云圖(圖6)中看出，隨著摩擦系數(shù)的增大，先接觸部位的壁厚也相應增大。

為了更好的研究上模不同摩擦對零件壁厚分布的影響，根據(jù)零件不同位置，將上模分成4個區(qū)域，如圖7所示，其中，紅色區(qū)域對應的是零件法蘭部位，藍色區(qū)域對應零件側壁，其余對應的是側壁添加的補償面及底面補償面。

圖5 反向成形先接觸部位Fig.5 First contact position in reverse forming

圖6 不同上模摩擦對反向成形壁厚分布的影響Fig.6 Effects of different friction of up-die on thickness distribution of reverse forming (a)0.2；(b)0.3；(c)0.4；(d)0.5

圖7 上模不同位置分區(qū)Fig.7 Partition of different positions in up-die

用標準差Sp表示負角度壁壁厚分布均勻程度，其定義如式(1)所示。

(1)

對4個區(qū)域設置不同的摩擦系數(shù)，分別為0.2，0.3，0.4，0.5，建立L16(44)正交表后，在marc中進行仿真。最后結果見表1。

根據(jù)表1分別計算最小壁厚極差和側壁壁厚標準差極差，如表2， 3所示。Ki(i=1，2，3，4)為表1中同一區(qū)域相同摩擦條件下的最小壁厚之和，R1為最小壁厚極差。Kj(j=5，6，7，8)為表1中同一區(qū)域相同摩擦條件下的側壁壁厚標準差之和，R2為側壁壁厚標準差極差。

由表2可知，RC=0.228>RB=0.077>RA=0.073>RD=0.044，因此C區(qū)域摩擦對改善零件最小壁厚有較大影響。

表1 上模變摩擦正交結果

表2 最小壁厚極差分析

表3 側壁壁厚標準差極差分析

由表3可知，RD=0.0155>RC=0.0128>RA=0.0045>RB=0.0032，因此區(qū)域D摩擦的變化對零件側壁壁厚均勻性的影響最大。

對表1中各系數(shù)結果取平均值后分別作出最小壁厚及壁厚標準差的主效應圖，如圖8,9所示。

圖8 最小壁厚主效應圖Fig.8 Main effects plot of minimum thickness

圖9 側壁標準差主效應圖Fig.9 Main effects plot of sidewall standard deviation

從圖8，9中可知，使零件最小壁厚最大的A，B，C，D因子最佳組合為A2B4C4D4，而使側壁壁厚最均勻的最佳組合為A4B3C4D4。

為了獲得各區(qū)域不同摩擦的影響度，以便根據(jù)影響度的情況處理模具型面粗糙度，采用方差分析對各區(qū)域的摩擦情況進行評價。結果如表4、表5所示。

表4 最小壁厚方差分析表

表5 側壁壁厚均勻性方差分析表

從表4分析結果可知，F(xiàn)A=4.08F0.05(3，3)=9.28，所以C因子對最小壁厚的影響比較顯著；FD=1.16

從表5分析結果可知，F(xiàn)A=4.44F0.05(3，3)=9.28，所以C因子對側壁壁厚均勻性的影響比較顯著；FD=52.04>F0.05(3，3)=9.28，所以D因子對側壁壁厚均勻性的影響比較顯著。

通過對上模變摩擦最小壁厚和側壁壁厚均勻性方差分析可知，區(qū)域C的摩擦變化，對提高零件最小壁厚及改善側壁壁厚分布具有重要的影響。區(qū)域A、B摩擦的變化，對兩者的影響不顯著。而區(qū)域D的摩擦變化時，能夠對側壁壁厚分布產(chǎn)生重要影響而對提高最小壁厚無明顯的改善。

因此，根據(jù)上述分析結果，要使零件的最小壁厚和壁厚均勻性能夠獲得理想結果，需要增大C、D兩區(qū)域的摩擦，如提高模具型面粗糙度等，而區(qū)域A、B的摩擦變化對最小壁厚和壁厚均勻性的影響不顯著，實際加工完成之后，不需做特別處理。

2 結論

(1)單面正向成形時，摩擦越小，負角度壁減薄越大，而正角度壁卻呈相反的趨勢?？紤]到最小壁厚要求，實際成形時，摩擦越小越好。

(2)正反向成形時，當下模摩擦固定時，隨著上模摩擦系數(shù)的增大，實際零件的最小壁厚相應增大。

(3)正反向成形時，上模不同區(qū)域摩擦的變化對最小壁厚和壁厚分布都產(chǎn)生不同的影響，反向成形過程中板料先接觸模具的部位對零件的壁厚影響較大。利用仿真結果可指導實際模具表面加工。

[1] 張凌云，祁桂銀. 鋁鋰合金在航空業(yè)的應用及SPF-DB工藝進展[J]. 金屬成型工藝，2001，19(3)：1-2.

(ZHANG L Y, QI G Y. Application of Al-Li alloys in aeronautical industry and advances on SPF/DB [J].Metal forming technology, 2001,19(3)：1- 2 ).

[2] BARNES A J. Superplastic forming 40 years and still growing[J]. Journal of Materials Engineering and Performance，2007，16(4)：440-454.

[3] 宋西平. 鈦合金在汽車零件上的應用現(xiàn)狀及研發(fā)趨勢[J]. 鈦工業(yè)進展，2007,24(5)：9-13.

(SONG X P. The application status quo of the titanium alloys in automobile components and their research tendency [J].Titanium Industry Progress, 2007,24(5)：9-13.)

[4] 趙祖德，徐雪峰，童國權,等. 5083鋁合金殼體超塑脹形加載曲線優(yōu)化控制[J].材料科學與工藝，2008,16(2)：228-231.

(ZHAO Z D, XU X F, TONG G Q,etal. Optimization of pressure cycle for superpastic forming of 5083 aluminum alloy shell[J]. Materials Science & Technology, 2008,16(2)：228-231.)

[5] 金明月. 細晶TC4鈦合金高溫拉伸變形行為研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2006.

(JIN M Y. Tensile deformation behavior of fine-grained TC4 Titanium alloy at high temperature[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2006.

[6] 羅應兵. 輕合金超塑性變形機理與成形工藝研究[D]. 上海：上海交通大學，2007.

(LUO Y B. Research on the superplasticity and advanced superplasticforming of light alloy[D]. Shanghai: Shanghai Jiaotong University, 2007.)

[7] 朱桂雙. 不同晶粒尺寸 TC4 鈦合金高溫變形行為研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2007.

(ZHU G S. High temperature deformation behavior of TC4 Titanium alloy with different grain size [D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2007.)

[8] 邵宗科，黃重國，雷鹍，等. TC4鈦合金負角度零件正反向超塑成形[J]，塑性工程學報，2012,19(2):114-223.

(SHAO Z K, HUANG Z G, LEI K,etal. Two-Stage superplastic forming of TC4 alloy negative angle part [J]. Journal of Plasticity Engineering, 2012,19(2):114-123.)

[9] 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)：40-43.

(ZHANG L Y. Methods of improving the thickness distribution of superplastic gas pressure bulging parts [J]. Metal Forming Technology, 2002,20(4)：40-43.)

[10]ALBAKRI M I, KHRAISHEH M K. Optimization of superplastic forming; effects of interfacial friction on variable strain rate forming paths [J]. Advances in Sustainable Manufacturing, 2011:121-126.

[11]HARRISON N R, LUCKEY S G, FRIEDMAN P A,etal. Influence of friction and die geometry on simulation of superplastic forming of al-mg alloys [J]. Advances in Superplasticity and Superplastic Forming Symposium, 2004:301-309.

[12]HAMBLI R, KOBI S. Optimization of superplastic forming processes using the finite element method [C]//2002 IEEE International Conference on Systems, Man and Cybernetics，2002,5.

[13]GARRIGA-MAJO D, PATERSON R J, CURTIS R V,etal. Optimisation of the superplastic forming of a dental implant for bone augmentation using finite element simulations [J]. Dental Materials, 2004, 20(5):409-418.

[14]HWANG Y M, LAY H S, HUANG J C. Study on superplastic blow-forming of 8090 Al-Li sheets in an ellip-cylindrical closed-die [J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2002,42(12):1363-1372.

[15]JARRAR F S, HECTOR L G, KHRAISHEH M K,etal. 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.

[16]ALBAKRI M I, JARRAR F S, KHRAISHEH M K. Effects of Interfacial Friction Distribution on the Superplastic Forming of AA5083 [J]. Journal of Engineering Materials and Technology, 2011,133(3):1-6.

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

(JIANG S S. Accuracy control of superplastic forming for tc4 titanium alloy [D]. Harbin Institute of Technology, 2009.)

Effects of Friction Changing on Part Thickness in SPF of TC4 Alloy

SHAO Zong-ke, YIN Dong-ping, DU Xiong-yao, ZHANG Chong

(CETC No. 38 Research Institute, Hefei 230031, China)

In order to study the influence of the friction on the thickness distribution of part in superplastic forming, based on TC4 negative angle complex parts, the influence of low-die in single-direct SPF and up-die in direct-reverse SPF on thickness distribution was analyzed with MSC. and MARC. The influence of friction changing in different areas of up-die in direct-reverse SPF on the minimum thickness and the thickness distribution were analyzed with ANOVA and range analysis. The results show that the smaller of friction, the greater thinning of the negative wall thickness while the thickness of positive angle wall was opposite. In direct-reverse SPF, when the friction of low-die is fixed, as the friction coefficient of up-die increases, the minimum thickness of actual part increases accordingly. There are different effects on minimum thickness and thickness distribution as the friction in different areas of up-die in direct-reverse SPF changes. The thickness effect of the part is greater while the sheet contacts the die earlier.

friction changing; SPF; thickness distribution; FEA; ANOVA; range analysis

2014-12-23；

2015-03-02

邵宗科(1984—)，男，博士，工程師，主要從事工藝工裝設計，(E-mail)shaozongke@126.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2015.3.006

TG146.2+3

A

1005-5053(2015)03-0029-06