Haynes230 高溫合金反旋流動旋壓變形行為分析

1、Haynes230高溫合金熱強(qiáng)旋變形行為研究摘要： 在開發(fā)用戶材料文件的基礎(chǔ)上建立高溫合金加熱流動旋壓的熱力耦合模型，分析了旋壓過程中筒形件應(yīng)變的分布特征，結(jié)果表明材料塑性變形集中出現(xiàn)在筒形件的外表面，而剪切塑形應(yīng)變占有較大比例。研究了剪切塑形應(yīng)變沿軸向的分布規(guī)律和減薄率、進(jìn)給比、旋輪直徑、旋壓道次等工藝參數(shù)對剪切塑形應(yīng)變的影響。并在此基礎(chǔ)上對流動旋壓工藝參數(shù)的選取提出了建議,成形角20°較為合適，在需要多道次旋壓時，應(yīng)在每道次采用盡量大的減薄率，從而減少總的旋壓道次數(shù)目。關(guān)鍵詞：高溫合金，流動旋壓，數(shù)值模擬，剪切塑形應(yīng)變，工藝參數(shù)1 引言流動旋壓作為強(qiáng)力旋壓成形的一種，主要用于生產(chǎn)

2、薄壁筒形件和管件，特別適合于金屬筒形零件的制造，是航空、航天、燃?xì)廨啓C(jī)等中類似零件的不可替代的加工方式。Haynes230高溫合金是一種以固溶強(qiáng)化和碳化物彌散為強(qiáng)化手段的鎳基高溫合金，具有良好的高溫持久強(qiáng)度、抗蠕變性能和抗腐蝕性能，被廣泛應(yīng)用在需要承受高溫、腐蝕的場合，具有廣闊的應(yīng)用前景1。某型燃?xì)廨啓C(jī)中燃燒室里的筒形件就是采用Haynes230高溫合金為材料，具有直徑大、厚度薄的特點(diǎn)。目前常采用板料卷焊的方法加工，焊縫的存在使零件的可靠性大為降低。采用流動旋壓的成形方法不僅可以消除焊縫缺陷，而且零件內(nèi)部組織在塑性變形的過程中得到改善和強(qiáng)化，因此流動旋壓是生產(chǎn)此類零件最理想的成形方法。但是該合

3、金室溫下變形抗力大、塑性成形困難，極易出現(xiàn)裂紋缺陷；即便在高溫條件下，如果溫度和工藝控制不當(dāng)，也可能出現(xiàn)起皮、尺寸超差、組織不均勻等缺陷。為了解決以上問題，需要對流動旋壓過程進(jìn)行深入的研究，合理制定旋壓工藝，達(dá)到尺寸精度和組織性能同時滿足要求的目的。流動旋壓工藝過程復(fù)雜，目前已有學(xué)者采用理論計(jì)算，成形試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對流動旋壓進(jìn)行了研究。前兩種方法在不同的側(cè)面解決了流動旋壓的部分問題，但是總體來看都存在一些不足之處。理論方法將旋壓過程抽象為便于操作的數(shù)學(xué)問題，但是在抽象的過程中做了許多簡化，很多實(shí)際情況無法考慮到，如旋輪形狀的復(fù)雜性、變形的不均勻性等，試驗(yàn)方法直觀、可信度高，但缺點(diǎn)是有些變

4、量難以通過試驗(yàn)測量，如旋壓過程中材料的應(yīng)變和應(yīng)變速率。數(shù)值模擬克服了試驗(yàn)方法的局限性，通過數(shù)值計(jì)算直接讀取結(jié)果，是一種極具應(yīng)用前景的研究方法。李虎等2對鈦合金薄壁殼體零件加熱強(qiáng)力旋壓進(jìn)行了模擬分析，通過模擬獲得了TA15鈦合金熱強(qiáng)旋過程中溫度場、應(yīng)力場和應(yīng)變場隨時間的變化，分析了旋輪圓角半徑對工件貼模的影響。XIA3對非軸對稱縮頸旋壓成形機(jī)理進(jìn)行了采用隱式算法的模擬，成功預(yù)測了裂紋可能出現(xiàn)的位置。數(shù)值模擬還被用于研究進(jìn)給比、減薄率等工藝參數(shù)對應(yīng)力、應(yīng)變分布、旋壓力和尺寸精度的影響4。本文研究了Haynes230高溫合金熱強(qiáng)旋成形時的材料性能邊界條件等建模關(guān)鍵問題，開發(fā)的用戶材料文件能夠較好的描

5、述材料在不同應(yīng)變速率和溫度條件下的本構(gòu)關(guān)系，并對Haynes230高溫合金流動旋壓過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，在此基礎(chǔ)上對流動旋壓過程中應(yīng)變的分布進(jìn)行了研究，對引起的材料周向流動和筒形件扭轉(zhuǎn)等對筒形件軸向伸長無益的變形的剪切應(yīng)變進(jìn)行了深入研究，分析了工藝參數(shù)對剪切塑性應(yīng)變的影響規(guī)律，以便減小剪切塑形應(yīng)變對筒形件成形的影響。2 建模關(guān)鍵技術(shù)2.1 工藝條件為了提高旋壓過程的穩(wěn)定性，采用三旋輪錯距反向旋壓方式進(jìn)行成形，原始筒形件坯料和所使用的雙錐形旋輪如圖1和圖2所示。三旋輪的軸向錯距量設(shè)置為2mm。旋輪的厚度為30mm、直徑為110mm、壓光角為3°、退出角為30°、主軸轉(zhuǎn)速為 10

6、0rpm，坯料的初始溫度設(shè)置為10005。采用單一變量法對工藝參數(shù)的變化進(jìn)行研究，將所研究的工藝參數(shù)設(shè)置數(shù)個不同的數(shù)值，減薄率的取值為10%、20%、30%、40%、50%。進(jìn)給比的取值為0.2、0.4、0.6、0.8mm/r。成形角的取值為15°、25°、30°.以便進(jìn)行比較。而在不對特定工藝參數(shù)進(jìn)行研究時，統(tǒng)一采用減薄率為30%、進(jìn)給比為0.4mm/r、成形角為25°的工藝參數(shù)。圖1 坯料的幾何參數(shù)圖2雙錐形旋輪的幾何參數(shù)2.2 網(wǎng)格劃分筒形件形狀規(guī)則、壁厚較小，因此適合采用計(jì)算精度好、網(wǎng)格數(shù)量少的六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。將變形體在厚度方向上劃分4層，共

7、15840個網(wǎng)格，同時為了避免出現(xiàn)沙漏效應(yīng)，采用完全積分單元。忽略材料各向異性、慣性力等的影響6，有限元模型如圖3所示。圖3 流動旋壓有限元模型2.3 用戶材料文件的開發(fā)圖4（a）（b）所示為Haynes230高溫合金在高溫條件下真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線。由圖可見，其高溫力學(xué)性能受溫度和應(yīng)變速率的影響很大。材料的力學(xué)性能對其塑性變形具有重要影響，因此建立一個全面準(zhǔn)確的力學(xué)性能的材料模型是獲得可靠結(jié)果的基礎(chǔ)。本文根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和Marc軟件用戶材料開發(fā)的規(guī)則直接編制用戶材料文件，軟件在進(jìn)行計(jì)算時可以根據(jù)旋壓過程中當(dāng)時材料的變形狀態(tài)從文件中讀取相應(yīng)數(shù)據(jù)。圖5(a)(b)分別為根據(jù)單一溫度（1000）及單一應(yīng)

8、變速率（1/s）材料真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線和用戶材料文件兩種條件下旋壓件殘余應(yīng)力的分布。由圖可見，兩種情況下等效應(yīng)力的結(jié)果相差很大，圖5(a)中殘余應(yīng)力最大達(dá)到1251MPa，明顯大于圖5(b)中549 MPa的結(jié)果。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是在采用有限元方法模擬塑性變形時，材料內(nèi)部的應(yīng)力決定于該處材料產(chǎn)生的塑性變形量、應(yīng)變速率和溫度，而圖5(a)中沒有考慮應(yīng)變速率和溫度變化的影響。因此應(yīng)變速率的影響是必須要考慮的因素，因此所編制的用戶材料文件更加符合實(shí)際。（a） （b）圖4 haynes230高溫合金溫度，應(yīng)變速率下真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線（a）1000，（b）1100 （a） （b）圖5 成形結(jié)束后零件殘余

9、應(yīng)力的分布（a）單一溫度及單一應(yīng)變速率，（b）采用用戶材料文件3 模擬結(jié)果與討論3.1 溫度場分布Haynes230高溫合金的力學(xué)性能受溫度的影響很大，而材料的力學(xué)性能對流動旋壓的材料流動會產(chǎn)生重要影響。因此分析高溫合金流動旋壓過程中的溫度分布具有重要意義。圖6為流動旋壓過程中筒形件溫度的分布。圖中旋輪上方的已變形區(qū)的溫度從下至上逐漸減小，這主要是因?yàn)樵谛唹哼^坯料之后，坯料內(nèi)表面與芯模緊密接觸，兩者之間的傳熱較快，因此溫度下降很快。未變形區(qū)的溫度也在逐漸下降。而在變形區(qū)由于材料變形產(chǎn)生的熱量會使坯料產(chǎn)生明顯的升溫，這些溫度的升高可以抵消坯料與芯模之間傳熱導(dǎo)致的溫度下降。圖6 流動旋壓過程中的

10、坯料溫度分布3.2應(yīng)變場分布圖7所示為旋壓成形結(jié)束后筒形件的等效塑性應(yīng)變的分布情況。由圖可見，筒形旋壓件內(nèi)外層應(yīng)變差異明顯，外層應(yīng)較大,內(nèi)層應(yīng)較小。說明流動旋壓過程中，材料的塑性變形主要發(fā)生在筒形件的外層，靠近芯模的內(nèi)層發(fā)生的塑形變形較小，這種不均勻的塑性變形將導(dǎo)致工件微觀組織上的差異，是應(yīng)該設(shè)法避免的現(xiàn)象。材料的塑性應(yīng)變是垂直方向的正應(yīng)變和剪切方向的剪切應(yīng)變兩者的疊加，為了進(jìn)一步分析不均勻變形產(chǎn)生的原因，將等效塑性應(yīng)變分為正應(yīng)變和剪切應(yīng)變兩部分來考慮。圖8和圖9分別為正向和切向塑形應(yīng)變的分布。在零件同一高度的徑向由外向內(nèi)均勻的選取四個節(jié)點(diǎn)，四個節(jié)點(diǎn)的正應(yīng)變和切應(yīng)變?nèi)鐖D10所示，紅線表示正塑性

11、應(yīng)變、線表示剪切塑性應(yīng)變。由圖可見，正塑性應(yīng)變的分布是相對均勻的、而剪切塑性應(yīng)變的分布是極不均勻的，外表層處的剪切塑性應(yīng)變遠(yuǎn)大于正塑性應(yīng)變，因此在工件應(yīng)力較高的表層剪切塑性應(yīng)變所占的比重遠(yuǎn)大于正應(yīng)變，由此可推出剪切塑性應(yīng)變的不均勻分布是導(dǎo)致等效應(yīng)力分布不均勻的原因。剪切塑性應(yīng)變導(dǎo)致了筒形件外層材料沿著圓周方向流動，并導(dǎo)致已旋部分與未旋部分之間產(chǎn)生了扭轉(zhuǎn)變形。圖7中的變形的網(wǎng)格和文獻(xiàn)8的試驗(yàn)結(jié)果均可以證明上述觀點(diǎn)。對加工硬化嚴(yán)重的材料來講，應(yīng)變增加會增大加工硬化效應(yīng)，使材料的塑性降低。因此材料的周向流動對旋壓成形是有害而無益的，對筒形件的伸長沒有幫助，但卻增加了材料的周向變形量。而且剪切應(yīng)變集中

12、在表層，容易導(dǎo)致高溫合金流動旋壓過程中發(fā)生起皮甚至裂紋缺陷7。因此必須設(shè)法減小剪切塑性應(yīng)變。 圖7 等效塑性應(yīng)變場 圖8 正向塑性應(yīng)變分量 圖9 剪切塑性應(yīng)變分量 圖10 正應(yīng)變和切應(yīng)變在厚度方向的對比3.3 剪切塑性應(yīng)變的影響因素分析由于對稱性，在流動旋壓過程中剪切應(yīng)變在筒形件圓周方向上是對稱分布的。剪切塑性應(yīng)變沿筒形件軸向的分布情況如圖11所示（工藝參數(shù)？）。由圖可見，剪切塑性應(yīng)變在未變形區(qū)、變形區(qū)和已變形區(qū)的分布情況。未變形區(qū)的剪切應(yīng)變?yōu)榱悖蛔冃螀^(qū)迅速增大，在旋壓過程結(jié)束后，剪切彈性應(yīng)變部分會消失，僅有剪切塑性應(yīng)變保存了下來；從起旋點(diǎn)的口部開始，剪切塑性應(yīng)變逐漸增大；且在起旋點(diǎn)附近增大速

13、度較大。說明剪切塑性應(yīng)變沿軸向是不斷增加的，而剪切塑性應(yīng)變的增加會導(dǎo)致總塑性應(yīng)變的增加。圖11 剪切塑形應(yīng)變沿筒形件軸向的分布剪切塑性應(yīng)變的產(chǎn)生是旋輪相對于筒形件周向運(yùn)動造成的，因此它受到流動旋壓工藝的影響。Parsa等9提出流動旋壓過程中變形區(qū)周向和軸向接觸長度的比值S/L能夠表示周向和軸向的材料流動大小。該值越大，軸向流動越大。而旋輪與筒形件接觸區(qū)域的形狀不僅與減薄率、進(jìn)給比等工藝參數(shù)有關(guān)，還與旋輪形狀和筒形件厚度有關(guān)。為此，選擇減薄率、進(jìn)給比、旋輪直徑、旋壓道次等因素，采用單一變量法研究各因素對筒形件外表面剪切塑性應(yīng)變的影響。3.3.1 減薄率的影響減薄率是影響流動旋壓的主要工藝參數(shù)之一

14、。減薄率過小，會增加旋壓道次；減薄率過大，則會導(dǎo)致口部擴(kuò)徑增大，甚至產(chǎn)生鼓包或失穩(wěn)現(xiàn)象。因此必須選擇合適的減薄率，文中將減薄率分為10%、20%、30%、40%、50%等五種進(jìn)行研究。圖12所示為不同減薄率對旋壓件剪切塑性應(yīng)變的影響曲線。圖12 減薄率對剪切塑性應(yīng)變的影響由圖可見，在旋輪與坯料接觸的變形區(qū)，當(dāng)減薄率小于30%且逐漸增大的時候，筒形件外表面的剪切塑性應(yīng)變明顯增大、殘余剪切塑性也相應(yīng)增加。但是在減薄率超過30%后,已變形區(qū)的剪切塑性應(yīng)變逐漸穩(wěn)定，但是變形區(qū)卻急劇增大。決定旋壓能否順利進(jìn)行的是變形區(qū)材料的受力和變形，而在模擬中也發(fā)現(xiàn)當(dāng)減薄率達(dá)到50%時，未變形區(qū)在軸向旋壓力的作用下出

15、現(xiàn)了較大的鼓包，有失穩(wěn)的傾向，如圖13紅圈處所示。這主要是因?yàn)殡S著減薄率的增大，參與變形的材料增多、旋壓力也相應(yīng)增大，未變形區(qū)的剛度不足以支撐軸向旋壓力，導(dǎo)致了未變形區(qū)產(chǎn)生隆起現(xiàn)象。圖13減薄率為50%時未變形區(qū)產(chǎn)生的隆起現(xiàn)象3.3.2 進(jìn)給比的影響進(jìn)給比是流動旋壓中重要的工藝參數(shù)，研究表明較少的進(jìn)給比可能導(dǎo)致筒形件擴(kuò)徑，而大的進(jìn)給比會造成旋壓件外表面產(chǎn)生旋壓紋。本文研究的進(jìn)給比范圍為0.20.8mm/r5。不同進(jìn)給比條件下剪切塑性塑性應(yīng)變的分布如圖14所示。由圖可見，不同進(jìn)給比時剪切塑性應(yīng)變的分布和大小相差不大，說明進(jìn)給比對塑性塑性應(yīng)變的影響較小。圖14 進(jìn)給比對剪切塑性應(yīng)變的影響3.3.3

16、 成形角的影響成形角是旋輪與坯料變形區(qū)接觸的角度。圖15所示為成形角為15°、20°、25°時，筒形件外表面剪切塑性應(yīng)變在軸向的分布。由圖可見，在成形角為15°到20°的區(qū)間范圍內(nèi)，隨著成形角的增大，剪切塑性應(yīng)變稍有增加；當(dāng)成形角增大到25°時，已變形區(qū)變得極不均衡，變形區(qū)出現(xiàn)異常跳躍式增大。由此表明，過大的成形角將導(dǎo)致材料發(fā)生使變形區(qū)直徑擴(kuò)大的異常流動。圖15 成形角對剪切塑性應(yīng)變的影響3.3.4 旋輪直徑的影響旋輪直徑會影響變形區(qū)在周向的長度，從而影響材料周向和軸向流動的比例。圖16所示為不同的旋輪直徑條件下筒形件外表面剪切塑性應(yīng)

17、變的分布情況。由圖可見，在旋輪直徑小于110mm時，變形區(qū)的剪切塑性應(yīng)變隨著旋輪直徑的減小而增大；而旋輪直徑大于110mm后的影響則不明顯。過小的旋輪直徑對材料的軸向流動是不利的。圖16 旋輪直徑對剪切塑性應(yīng)變的影響3.3.5 旋壓道次的影響薄壁筒形件從坯料到成形件由于總的減薄率較大而無法通過一個道次旋壓完成，通常需要經(jīng)過數(shù)個道次的累積來實(shí)現(xiàn)較大的減薄率。當(dāng)總的減薄率確定以后，每道次減薄率的大小將影響所需的道次數(shù)目。圖17所示為同一個坯料經(jīng)過兩道次（每道次減薄率均為30%）的旋壓之后，每道次完成時筒形件外表面剪切塑性應(yīng)變的分布情況。由圖可見，第二道次旋壓后筒形件已變形區(qū)和變形區(qū)的剪切塑性應(yīng)變較

18、第一道次都有顯著的增大，圖中的兩個峰值分別為第二道次和第一道次旋壓時變形區(qū)的剪切應(yīng)變的分布。特別是變形區(qū)增大更為顯著。模擬結(jié)果表明，旋壓道次的增加會使筒形件外表面的剪切塑性應(yīng)變顯著增大，從而可能導(dǎo)致外表面材料發(fā)生微裂紋萌生或起皮缺陷。由此可知，旋壓道次增多對表面成形質(zhì)量是不利的，應(yīng)該在保證不發(fā)生失穩(wěn)等嚴(yán)重缺陷的前提下，盡量在每道次采用較大的減薄率，從而減少總的旋壓道次數(shù)目。圖17 旋壓道次對剪切塑性應(yīng)變的影響4 結(jié)論本文實(shí)現(xiàn)了對Haynes230高溫合金高溫流動旋壓的熱力耦合數(shù)值模擬，在此基礎(chǔ)上研究了材料在流動旋壓時的變形行為。結(jié)果表明：（1） 高溫流動旋壓有限元模擬時，本構(gòu)模型考慮應(yīng)變速率和

19、溫度的影響。（2） 對筒形件外表面剪切塑性應(yīng)變影響較大的因素有減薄率、旋壓道次，且隨著以上兩個因素的增加而增大。（3） 旋壓道次數(shù)目的增加會顯著增加旋壓件表面的剪切塑形應(yīng)變，應(yīng)該在保證不發(fā)生失穩(wěn)等嚴(yán)重缺陷的前提下，盡量在每道次采用盡量大的減薄率，從而減少總的旋壓道次數(shù)目。參考文獻(xiàn)1 Xia Q, Xiao G, Long H, et al. A review of process advancement of novel metal spinningJ. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2014, 85(7):

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