稀有金属 2009,33(04),478-483
TC4盒形钣金零件气压成形工艺的研究
张文明 黄重国 任学平
北京科技大学土木与环境工程学院
北京科技大学材料科学与工程学院
摘 要：
采用普通工业TC4板料, 在MTS高温拉伸试验系统上进行了不同变形条件的恒速拉伸试验, 研究材料的高温变形行为。分析了5类通用高温本构关系对该材料真实应力应变曲线的拟合情况。最终, 采用经典的Kumar模型建立了TC4的高温本构关系。利用MARC分析TC4机身盒形零件的气压成形过程, 依据正交试验原理确定FEA仿真方案, 并对成形模具进行了设计。以壁厚标准差为评价指标, 采用极差分析法确定各因素对指标的影响程度和最佳工艺参数, 并通过气压成形试验获得满足质量要求的零件。
关键词：
TC4 (Ti-6Al-4V) ;本构关系 ;气压成形 ;有限元分析 ;
中图分类号： TG306
收稿日期： 2008-05-06
Air Pressure Forming Process of Ti-6Al-4V Sheet Metal Box Part
Abstract：
High temperature deformation behavior of Ti-6Al-4V (TC4) was studied by using the constant rate tensile test under different deformation conditions in MTS high temperature tensile experimental system.Material constitutive behavior was studied by fitting the experimental stress-strain curves with five commonly used regression models.The classical Kumar model was used to describe the stress-strain relationship of TC4 sheet at elevated temperatures.The air pressure forming process of sheet metal box part for plane′s body was analyzed with MARC source code.The orthogonal test was adopted to confirm the FEA analysis project.And the air pressure forming die was designed as well.The wall thickness standard deviation Sp was used as an evaluating indicator.Through range analysis, the influence of all factors on Sp and the best air pressure forming parameters were presented.At last, satisfactory parts were obtained in the air pressure forming experiment.
Keyword：
TC4 (Ti-6Al-4V) ;stress-strain law;air pressure forming;finite element analysis;
Received： 2008-05-06
钛合金由于屈强比高、 弹性模量低, 在常温下存在变形抗力大、 塑性变形范围窄等特点, 导致成形时所需的成形力大, 易产生开裂、 起皱、 回弹等缺陷
[1 ]
。 工业上通常采用热冲压和超塑性气压成形等工艺制造钛合金结构件。 热冲压成形速度较快, 但只能成形简单外形的零件。 采用超塑性气压成形方法, 可成形形状较为复杂的零件, 但其成形速度极为缓慢, 影响生产效率。 实际零件的复杂程度往往介于热冲压和超塑性气压成形零件之间, 采用热冲压工艺难以成形零件, 而采用超塑性气压成形将导致零件成本的大幅度增加。 因此, 根据两种工艺的特点, 改进型工艺具有较大的工程意义。 本文研究了热冲压工艺采用的普通TC4板料的变形行为, 建立了该材料的本构关系, 通过FEA对气压成形过程进行模拟, 设计了成形模具, 并确定该材料气压成形的最佳工艺参数。 本文研究的目的是通过降低工艺对原材料的要求, 以降低零件制造的总体成本, 为钛合金零件的低成本制造提供一种新途径。
1 实 验
试验材料为符合GJB2505-95标准的热冲压用普通TC4板料, 其化学成分如表1所示, 原始金相组织如图1 (a) 所示, 为冷轧未完全退火态组织, 组织由α和β相组成。 图1 (b) 所示为GJB2921-97规定的超塑性气压成形 (SPF) 专用细晶板的组织。 两种组织对比可见: 本试验采用的普通板β相较粗大且组织不均匀, 在制订气压成形工艺时需充分考虑这点。
高温拉伸试验采用MTS材料高温拉伸试验机, 测量不同温度、 保温时间和初始应变速率条件下TC4的高温力学性能, 获得真应力-应变和断后延伸率。 试样的外形尺寸参考JB4408-87《超塑性拉伸试验方法》设计
[2 ]
, 板料厚度为1.5 mm。
2 结果与讨论
2.1 保温时间对TC4变形行为的影响
初始应变速率为5×10-3 s-1 、 温度为900 ℃, 分别保温5, 10, 15, 20, 25和30 min拉伸获得真应力-应变曲线如图2 (a) 所示。 由图可知: 在高温拉伸过程中, 材料的流变应力先是以较快的速度达到峰值, 然后又逐渐下降; 并且随着应变的增加, 曲线逐渐趋于平缓。 保温时间为5～15 min范围内, 流变应力曲线变化显著, 而保温20～30 min时, 流变应力曲线基本相似, 表明保温时间在此范围内对拉伸过程的影响程度基本相同。
表1 TC4原始试样的化学成分 (%, 质量分数)
Table 1 Chemical composition of studied TC4 (%, mass fraction )
Al
V
Fe
Si
C
N
O
H
Ti
5.76
4.08
0.062
0.025
0.0069
0.024
0.14
0.0053
Balance
在高速率条件下, 高温拉伸的断后延伸率与保温时间的关系曲线如图2 (b) , 由图可知: 随着保温时间的增加, 断后延伸率先单调增加, 后单调下降。 保温时间由5 min增加到15 min时, 断后延伸率由267%快速增加至380%; 而保温时间超过15 min时, 断后延伸率持续下降, 保温时间为30 min的断后延伸率只有304%。 分析表明: 在高应变速率下, 该材料最佳的保温时间为15 min。
2.2两种初始应变速率下, 不同温度对TC4变形行为的影响
在初始应变速率1×10-2 s-1 和1×10-3 s-1 下, 分别在880, 900, 920和950 ℃温度下拉伸后获得峰值应力-温度曲线如图3 (a) 所示, 图中方形点为1×10-2 s-1 时各温度下的峰值应力, 菱形点为1×10-3 s-1 下的峰值应力。 由图可知: 随着温度的升高, 两种初始应变速率条件下的峰值应力都整体体现为相对下降的趋势, 所不同的是在较高的应变速率下 (即1×10-2 s-1 时) , 峰值应力随着温度的升高下降的幅度较大, 而1×10-3 s-1 时的峰值应力变化幅度较小。 此外, 高速率条件下, 材料各温度下变形的峰值应力均显著高于低速率条件下。
初始应变速率为1×10-3 s-1 , 不同温度下断后延伸率曲线如图3 (b) 正方形点所示。 由图可知: 断后延伸率曲线呈现先增加后减小的趋势, 在900～920 ℃范围内出现平台, 900 ℃时的延伸率略大于920 ℃, 其最大值达到464%。 初始应变速率为1×10-2 s-1 , 不同温度下延伸率曲线如图3 (b) 三角形点所示。 由图可知: 随着温度升高, 延伸率曲线呈现增加后减小的趋势, 在900 ℃之后, 延伸率随温度近似线性规律递减, 延伸率在900 ℃时达到最大值319%。
断后延伸率是材料塑性变形性能的宏观反映, 对比相同保温时间、 不同温度下两种应变速率的延伸率表明: 温度为900 ℃时, TC4材料具有较好的塑性变形能力。
2.3相同保温时间和温度条件下, 不同速率对变形行为的影响
在保温时间为15 min, 温度为900 ℃条件下, 以初始应变速率为1×10-3 , 5×10-3 , 1×10-2 和5×10-2 s-1 分别进行高温拉伸获得峰值应力-速率曲线如图4 (a) 所示。 由图可知: 在相对较高的应变速率条件下, 峰值应力随着初始应变速率的增加而显著增加, 初始应变速率为1×10-3 s-1 时的峰值应力仅为17.26 MPa; 当速率增加5倍为5×10-3 s-1 时, 峰值应力增加2.5倍, 达到46.10 MPa。 由5×10-3 s-1 增加到1×10-2 s-1 峰值应力增加不大, 但超过这一数值时, 峰值应力急剧增加至100 MPa以上。
4种速率下的延伸率如图4 (b) 所示, 由图可知: 随着应变速率的增加, 延伸率呈现先增加后减小的趋势, 曲线在1×10-3 ～5×10-3 s-1 范围内出现相对较大的延伸率, 最大延伸率出现在5×10-3 s-1 时。 需要特别指出的是在该速率范围之外各点的延伸率均较小, 而且随着应变速率的增加快速下降, 至5×10-2 s-1 以上后接近常规材料的塑性变形能力。 断后延伸率对比分析表明: 本试验采用的普通TC4材料的最佳变形速率为5×10-3 s-1 。
由以上试验结果可知: 该材料在保温时间为15 min, 拉伸温度为900 ℃, 拉伸的初始应变速率为5×10-3 s-1 具有最佳的塑性, 以上试验结果为气压成形工艺参数确定提供了依据。
2.4 TC4材料的高温本构关系
在有限元数值模拟中, 建立材料变形的流动应力与宏观热力参数之间的关系, 即本构关系模型, 对于获得准确的数值模拟结果极为关键。 本文通过对比指数模型
[3 ]
、 串联模型
[4 ]
、 并联模型
[5 ]
、 Johnson-Cook
[6 ]
及其改进型
[7 ]
和Kumar
[8 ]
5种高温本构关系的经验公式对高温拉伸试验数据的适应性, 最终采用Kumar模型在温度为: 880～920 ℃, 应变速率为: 5×10-4 ～1×10-2 s-1 , 真应变为变形全过程范围内, 建立TC4的高温本构方程的数学表达式如下:
σ = 1 5 7 1 5 . 7 sin h - 1 [ ( ε A ) 1 n exp 2 0 1 . 7 4 8 7 n R Τ ] ? ? ? ( 1 ) ln A = 2 2 . 5 2 5 2 + 1 1 . 3 9 7 0 / ε 0 . 6 1 2 0 3 ? ? ? ( 2 ) n = - 1 . 6 1 6 3 + 4 . 2 5 6 8 / ε 0 . 1 2 5 1 ? ? ? ( 3 )
σ = 1 5 7 1 5 . 7 sin h ? 1 [ ( ε A ) 1 n exp 2 0 1 . 7 4 8 7 n R T ] ? ? ? ( 1 ) ln A = 2 2 . 5 2 5 2 + 1 1 . 3 9 7 0 / ε 0 . 6 1 2 0 3 ? ? ? ( 2 ) n = ? 1 . 6 1 6 3 + 4 . 2 5 6 8 / ε 0 . 1 2 5 1 ? ? ? ( 3 )
式中: A , n 为材料特性参数; T = (273+t ) , t 为摄氏温度。 图5所示为采用Kumar模型建立的TC4本构关系模型与不同应变速率、 不同温度下的试验点对比, 其中: 图5 (a) , (b) 分别为应变速率1×10-2 s-1 和1×10-3 s-1 时模型的真实应力-应变曲线与试验数据, 在全部数据点, 模型单点的平均误差小于10%, 精度满足要求。 使用本文建立的本构关系时, 只需将模型相应的参数输入MARC软件中的Kumar模型参数 (即B 0 …B 6 ) , 则可完成对材料的定义。
2.5 气压成形过程的FEA仿真与模具设计
基于刚塑性有限元的基本原理, 利用MARC对TC4某机身支座零件气压成形过程进行FEA仿真
[9 ,10 ,11 ]
。 建立FEA模型时, 将模具假设为刚体, 毛坯材料的分析单元采用4节点等参膜单元, 本构关系为2.4节中建立的Kumar模型, 网格划分采用Convert和Bias组合方式, 分别对接触、 摩擦和气体载荷等边界条件进行定义后, 采用FULL Newton-Raphson方法迭代计算。
气压成形零件的壁厚分布及其均匀性是评价零件和工艺性能的重要指标, 本文采用FEA对成形试验进行数值模拟时, 以计算获取的壁厚值为样本, 通过计算样本的标准差来评价工艺的性能。 壁厚样本的标准差的定义如下:
定义: 设零件壁厚值样本为X = (x 1 , x 1 …x n n 为取样节点数, 壁厚分布的标准差S p 数学表达式如下:
S p = √ 1 n - 1 n ∑ i = 1 ( X i - ˉ X ) 2 ? ? ? ( 4 )
S p = 1 n ? 1 ∑ i = 1 n ( X i ? X ? ? ? ) 2 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? √ ? ? ? ( 4 )
式中:
ˉ X = 1 n - 1 n ∑ i = 1 X i
X ? ? ? = 1 n ? 1 ∑ i = 1 n X i
为样本均值, 单位: mm 。
采用正交试验设计方法对FEA 计算方案进行设计, 采用壁厚分布的标准差Sp L 9 (34 ) 正交表制定FEA 数值模拟方案。 仿真方案及其计算结果如表2所示, 采用极差分析法分析可以获得以下两方面的结论:
图5 Kumar模型的真实应力-应变曲线和拟合精度分析
Fig .5 Kumar model true stress -strain curve and its fitting precision analysis Strain rate : (a ) 1×10-2 s -1 ; (b ) 1×10-3 s -1
1. 4种因素对Sp
2. 最佳成形方案确定为型面尺寸中拉延深度H=30 mm , 底角半径R1 =3 mm , 弯角半径R2 =3 mm ; 摩擦因数设为1.0; 毛坯厚度选取1.5 mm ; 应变速率为5×10-3 s -1 。
气压成形是典型的高温变形过程, 在成形过程中模具和工件同时发生热胀冷缩, 通过对比各类高温模具材料的常温和高温力学性能、 机加工性能, 特别是TC 4与这些材料的线膨胀系数, 最终选择Ni 7N 即ZG 35Cr 24Ni 7SiN 作为TC 4气压成形模具材料。 并依据两者的热物理性能参数和大型模具设计的经验数据, 确定模具型面的缩放系数为6‰。 在此基础上根据FEA 的计算结果, 确定了上下模具的结构和尺寸如图6 (a ) , (b ) 所示, 完成对模具的设计。
由FEA 计算结果可以看出: 变形后工件在底角处存在较大的变薄区, 为了改善实际成形中的壁厚分布情况, 根据FEA 的计算结果对模具型面进行修复, 并优化配置润滑方案, 最终气压成形的试验零件如图6 (c ) , (d ) 所示。
表2 FEA正交试验的仿真方案与计算结果
Table 2 Orthogonal test project and results of FEA
Results
Profile dimensionH /R 1) /mm
Rough part thicknessδ /R 2 ) /mm
Frictron
Strain rate/-1
Wall thickness standard S p ) /mm
Project 1
29 (2)
1 (2)
0.1
5×10-4
0.073
29 (2)
1.5 (3)
0.2
1×10-3
0.139
29 (2)
2 (4)
0.3
5×10-3
0.222
30 (3)
1 (2)
0.2
5×10-3
0.120
30 (3)
1.5 (3)
0.3
5×10-4
0.163
30 (3)
2 (4)
0.1
1×10-3
0.137
31 (4)
1 (2)
0.3
1×10-3
0.120
31 (4)
1.5 (3)
0.1
5×10-3
0.113
31 (4)
2 (4)
0.2
5×10-4
0.182
图6 模具结构和气压成形零件
Fig.6 Die structure and gas formed parts
(a) Upper die; (b) Lower die; (c) Dimensions of the part; (d) Figure of the real gas formed part
3 结 论
1. 试验结果表明: 工业普通TC4钛合金在保温时间为15 min, 拉伸温度为900 ℃, 初始应变速率为5×10-3 s-1 条件下可获得最佳的热成形性能。
2. 依据高温拉伸不同试验制度下的真实应力-应变曲线, 采用经典的Kumar模型, 在全应变范围内对TC4高温本构关系进行了数学描述, 将该模型耦合到MARC软件中可进行工艺过程数值模拟, 以及开展模具设计等工作。
3. 以壁厚标准差S p 为评价指标, 研究了模具型面H /R 1 、 毛坯厚度/弯曲半径δ /R 2 、 摩擦系数和变形速率四类影响变形过程的主要因素对S p 的影响, 通过极差分析, 确定四类因素影响的主次顺序为: 毛坯厚度>摩擦因数>应变速率>型面尺寸。
4. 采用FEA数值模拟和极差分析确定的最佳成形方案为: 拉延深度H =30 mm, 底角半径R 1 =3 mm, 弯角半径R 2 =3 mm; 摩擦因数设为1.0; 毛坯厚度选取1.5 mm; 应变速率设置为5×10-3 s-1 。
参考文献
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