張成祥， 陳明和， 雷曉晶， 胡思嘉， 吳亞鳳

(1.南京航空航天大學 機電學院，南京210016;2.西安航空發(fā)動機集團有限公司，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)領域中應用極其廣泛［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GH600 鎳基高溫合金的研究主要集中于組織成分、基本力學性能等方面。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文獻。對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，建立了其成形極限曲線的數(shù)學模型。針對該板料的拉延、脹形性能(即FLD 左半部分與右半部分)分別進行了筒形件拉深、杯突兩種模擬成形實驗;將所得成形極限圖導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中默認生成的成形極限圖作為破裂判據(jù)進行了比較。

1 實驗

1.1 實驗材料

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

表1 GH600 鎳基高溫合金化學成分(質量分數(shù)/%)Table 1 Chemical composition of GH600 alloy(mass fraction/%)

采用改變試樣寬度的方法進行FLD 實驗。沿軋制方向用線切割制備好試樣后，依次用粗、細砂紙打磨邊緣，以防止變形過程產生應力集中。試樣的形狀和尺寸參考文獻［3］并加以修改，如圖1 所示。長度為175mm，寬度范圍為20 ～170mm，從而得到不同應變路徑下的極限應變［4］。

1.2 實驗設備

FLD 實驗要求過程試樣壓邊位置材料不產生流動，因此實驗機要能提供足夠大的壓邊力才能保證實驗有效進行。由于GH600 鎳基高溫合金強度高，進行FLD 實驗對液壓設備噸位要求很高。普通板材成形性能實驗機無法滿足條件，采用通用汽車公司ServoPress 150 板材成形實驗機，該實驗機最大能提供的壓邊力6.6 ×105kN，整個實驗過程計算機自動控制完成，直到試樣出現(xiàn)破裂或縮頸自動停止，以便于后續(xù)網(wǎng)格應變的測量。

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 實驗方法

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

網(wǎng)格分析技術是測定板材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，實驗完成后，利用網(wǎng)格應變自動測量分析系統(tǒng)MOASOS 來測量試樣表面部分點的極限主應變。

1.4 實驗結果與分析

由擬定的實驗條件對GH600 薄板進行室溫下的FLD 實驗，實驗后的試樣如圖2 所示。每種尺寸試樣取3 片以保證實驗數(shù)據(jù)的可靠性，圖中所示試樣均已產生縮頸或破裂現(xiàn)象。

圖2 GH600 成形極限實驗后試樣實物圖Fig.2 Specimens of GH600 after FLD tests

通常金屬變形進入分散性失穩(wěn)后塑性變形仍然可以持續(xù)一段時間，然后才達到集中性失穩(wěn)［5，6］。相應的，一定條件下進行FLD 實驗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)格的應變難以測量;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際成形中的破裂問題，具有很大的使用價值［7］。本研究采集的是破裂位置附近應變最大單元的應變值，所得到的是安全區(qū)的成形極限曲線。DYNAFORM 中默認的成形極限曲線在定義板料的厚度t=0.9mm、應變硬化指數(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，t 為板材厚度，n 為材料應變硬化指數(shù)［8］。

如圖3 所示為實驗所得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驗獲得的數(shù)據(jù)。

圖3 Auto Keeler FLD 與實驗數(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)，并結合文獻［9］中預測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)左右兩個部分寫成如下形式:

式中:e1為工程主應變，e2為工程次應變，F(xiàn)0為成形極限圖最低點，它代表了板材成形過程中的平面應變狀態(tài)。在上式的基礎上對實驗所得數(shù)據(jù)進行擬合計算，得到GH600 高溫合金薄板室溫成形極限圖左右兩部分表達式如下:

將通過模型計算所得成形極限曲線與實驗獲得的數(shù)據(jù)點進行對比。結果如圖4 所示，所得FLD 函數(shù)模型可以準確的表達實驗所得成形極限點。

圖4 模型曲線Fig.4 Modeling curve

1.6 筒形件拉深實驗

筒形件拉深實驗主要用來評估板材的拉延性能(即成形極限圖左半部分)。本研究中拉深實驗采用自主設計的模具，如圖5 所示為拉深模具示意圖。實驗時凸模速度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。實驗得到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 杯突實驗

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

用杯突試驗來評估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，采用自主設計模具，模具示意圖如圖7 所示。實驗時凸模速度為10mm/min，對凸模頂端采用油脂配合PE 薄膜進行潤滑，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力狀態(tài)。實驗后試樣如圖8 所示，對實驗后試樣高度進行測量，杯突高度為11.45mm。

2 GH600 高溫合金薄板FLD 的應用

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 中默認的FLD 方程采用的是Keeler 公式，而Keeler 公式是通過大量鋼材實驗推導出來的，因此不能準確的預測其他材料的成形過程;第二種為Define FLD，即導入實驗所得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 杯突實驗后試樣實物圖(a)俯視圖;(b)側視圖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 對于板料沖壓成形分析而言，材料模型一般選取36 號或37 號模型［11］。36 號材料模型為各向異性材料模型、37 號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 微機控制電子萬能試驗機進行單向拉伸實驗獲得，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)的拉深模擬結果 (a)試樣直徑φ85mm Keeler 公式作為判據(jù)模擬結果;(b)試樣直徑φ90mm Keeler 公式作為判據(jù)模擬結果;(c)試樣直徑φ85mm 實驗數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結果;(d)試樣直徑φ90mm 實驗數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結果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)的杯突模擬結果 (a)實驗數(shù)據(jù)作為判據(jù)模擬結果;(b)Keeler 公式作為判據(jù)模擬結果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為利用實驗所得到的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 時拉深過程試樣靠近凸模圓角處破裂。圖10c，d 與圖6 的實驗結果吻合較好，模擬結果對破裂預測更準確。

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部應力作用方式不同［12］。采用實驗獲得的FLD作為破裂判據(jù)，模擬筒形件拉深過程并將模擬結果與實驗對比，僅能單方面的表明所得FLD 左半部分的可靠性。而對于FLD 右半部分的驗證采用拉-拉(即脹形)的應力作用方式更為精確，因此，本研究進行了杯突過程的模擬，并與實驗結果進行了比較。模擬時設定總幀數(shù)為69 幀，凸模下行距離為18mm。如圖11a 所示為導入實驗獲得的FLD 作為破裂判據(jù)所得模擬結果，模擬過程進行到第44 幀時出現(xiàn)破裂，此時杯突高度為11.23mm。圖11b 為采用DYNAFORM 默認FLD 作為判據(jù)所得結果，進行到第50 幀時、出現(xiàn)破裂現(xiàn)象，此時高度為13.03mm，可以看到圖11a 模擬結果與圖8 中實驗結果吻合較好，由于實際條件下的潤滑很難與模擬達到一致，造成破裂位置有差別。結果表明利用DYNAFORM 模擬GH600 薄板成形過程，采用實驗獲得的FLD 作為判據(jù)能更準確預測其成形過程中的破裂問題。

3 結論

(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，對于深度較大的拉深件不宜一次成形。

(2)采用實驗獲得成形極限圖導入DYNAFORM 中作為模擬時破裂的判據(jù)，能準確的預測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 號材料模型更為合適，成形結果與實際情況吻合程度較高。

［1］趙新寶，劉林，楊初斌，等. 鎳基單晶高溫合金凝固缺陷研究進展［J］. 材料工程，2012(1):93 －94.(ZHAO X B，LIU L，YANG C B，et al. Advance in research of casting defects of directionally solidified nickelbased single superalloys［J］. Journal of Materials Engineering，2012(1):93 －94.)

［2］《中國航空材料》編委會編.中國航空材料手冊［M］. 第2 版. 北京:中國標準出版社，2001.

［3］萬敏，胡運斌，謝英，等.飛機蒙皮鋁合金板材成形極限及應用［J］. 中國有色金屬學報，2002，12(1):180 －183.(WAN M，HU Y B，XIE Y，et al. Forming limit of aircraft skin aluminum alloy sheets and its application［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2002，12(1):180 －183.)

［4］李文娟.AZ31B 鎂合金板料成形性能研究［D］.濟南:山東大學，2012.(LI W J. The research of AZ31B magnesium alloy sheet metal forming［D］. Jinan:Shandong University，2012.)

［5］DOEGE E，DRODER K. Sheet metal forming of magnesium wrought alloys-formability and process technology［J］.Journal of Materials Processing Technology，2001，115:14－19.

［6］LI D M，GHOSH A. Tensile deformation behavior of aluminum alloys at warm forming temperatures［J］. Materials Science and Engineering(A)，2003，352:279 －286.

［7］馬高山，萬敏，吳向. 5A90 鋁鋰合金熱態(tài)下的成形極限圖及其計算模型［J］. 中國有色金屬學報，2008，18(4):717 －718.(MA G S，WAN M，WU X. Forming limit diagram and calculating model for 5A90 Al-Li alloy sheet at elevated temperature［J］. The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2008，18(4):717 －718.)

［8］李瀧杲. 金屬板料成形有限元模擬基礎［M］. 北京:北京航空航天大學出版社，2008.

［9］陳新平，汪成璞.一種預測左半部成形極限圖的簡單方法［J］.金屬成形工藝，2000，18(4):4 －6.(CHEN X P，WANG C P. Approach for predicting the limit draw strain of the FLD［J］. Metal Forming Technology，2000，18(4):4 －6.)

［10］曹曉卿，劉毅，王敬偉，等. AZ31 鎂合金薄板在熱態(tài)下的成形極限圖及其應用［J］. 稀有金屬材料與工程，2013，42(3):552 －553.(CAO X Q，LIU Y，WANG J W，et al. Forming limit diagram and application of AZ31 magnesium alloy sheet at elevated temperatures［J］. Rare Metal Materials and Engineering，2013，42(3):552 －553.)

［11］陳文亮.板材成形CAE 分析教程［M］. 北京:機械工業(yè)出版社，2005.

［12］梁炳文，李孝戴，王志恒. 板金成形性能［M］. 北京:機械工業(yè)出版社，1999.