5A06铝合金板材超塑气胀成形数值模拟

毕宝鹏，王勇

（北京机电研究所，北京 100083）

超塑性成形是特种塑性成形工艺之一。在常规条件下，大多数材料由于塑性较低或者弹性回复严重，难以进行塑性成形，如多数钛合金、某些铝合金和镁合金、金属基复合材料、金属间化合物、陶瓷等，但在超塑性性状态下，则很容易成形出形状复杂的薄壁构件。迄今为止，超塑性成形已经在很多方面得到了应用，如超塑性板材气胀成形、等温锻造、超塑性挤压及差温拉深等［1—3］。超塑性气胀成形是超塑性在板材成形加工中的典型应用。其基本原理是［4—5］:将被加热至超塑温度的金属夹紧在模具上，并在其一侧形成一个封闭的空间，在气体压力下使板材产生超塑性成形，并逐步贴合在模具型腔表面，形成与模具型面相同的零件。在胀形过程中，由于板坯周边材料被模具压紧不参与变形，零件面积增加完全由板坯变薄来实现，应力和应变场分布不均匀性造成最终零件壁厚的明显差异。

1 试验

试验所采用的材料为西南铝业提供的供货态5A06-O铝合金，板材厚度为2.0 mm，合金的化学成分见表1。

表15A06合金的化学成分（质量分数，%）Table 1 Chemical composition of 5A06 alloy in wt%

2 5A06铝合金杯形件的有限元分析

5A06铝合金杯形件形状如图1a所示，其中侧壁部分要求厚度均匀，壁厚最薄处要求大于0.85 mm。借助MSC.Marc模拟软件对5A06铝合金杯形件气胀成形过程进行模拟分析，通过不同的措施改善零件的壁厚均匀性，从而更好地指导实际生产过程中该零件的气胀成形工艺的制定。

图1 5A06铝合金杯形件Fig.1 5A06 aluminum alloy cup shaped parts

2.1 有限元模型的建立

基于5A06铝合金杯形件是轴对称的，为了节省计算时间，用胀形模具的1/4模型进行分析。预成形模具型腔曲线由 AutoCAD软件建立，通过METANT的接口导入，然后旋转扩展生成型腔曲面。图1b所示为其气胀成形有限元几何模型，采用75号shell单位对坯料进行网格划分。在成形过程中板料和模具之间有相对滑动，选用COULOMB的BILINEAR摩擦模型，即基于位移增量的双线性库仑摩擦，摩擦因数设定为0.4。采用刚塑性模型来计算杯形件的成形，在不考虑应变硬化作用下，该模型即为 Backofen 方程［6—7］。

2.2 气胀成形的基本过程及分析

图2 5A06铝合金杯形件气胀成形有限元分析过程Fig.2 Finite element analysis of 5A06 aluminum alloy cup shaped produced by parts gas bulging forming

超塑性胀形过程一般包含3个阶段，即自由胀形阶段、贴模阶段、充填阶段［8］。图2为5A06铝合金杯形件气胀成形有限元分析过程。从图2a，b中可知，板料从未贴模的部位开始自由胀形，与模具接触的倒角处优先变形，板料中部变形比较缓慢。随着变形的继续，最先变形的部分完全贴模。由于模具接触的摩擦作用，变形速率变慢，主要变形区转到板料中部，中心位置厚度逐渐变薄（图2c，d中）;随着变形的继续，凹面加大，板料开始与模具底部接触，与模具接触的部分逐渐扩大，球顶部分为厚度不断减薄的半球，直至半球顶点与模具接触为止。接下来为填充阶段，此阶段从板料与模具侧壁、底面同时相切到完全贴模为止。

图3是5A06铝合金杯形件气胀成形壁厚分布，从图3可见，杯形件壁厚自上而下逐渐变薄，这是由于气胀成形自身的特点决定的。在成形过程中，当板料与模具接触后，模具与板料的摩擦力极大地限制了材料的流动，特别是在高温条件下，材料的粘性增大，摩擦因数的作用加剧。由图3可知，厚度最大的是最先与模具接触的倒角处，几乎没有变形。变形最大、厚度最小的是最后与模具接触的底部倒角处，壁厚最薄为0.64 mm，这与壁厚最薄处要求大于0.85 mm还有一定差距，所以需要采取有效的措施，增加壁厚的均匀性和最薄处的厚度。

图3 5A06铝合金杯形件气胀成形的壁厚分布Fig.3 Wall thickness distribution of 5A06 aluminum alloy cup shaped parts produced by parts gas bulging forming

2.3 改进5A06铝合金杯形件壁厚均匀性的措施

为了改善超塑性气胀成形零件壁厚分布，可供选择的主要方法有:正反胀成形、覆盖成形、凸模成形、顶塞协助成形、涂层控温成形、坯料预成形等方法［9—12］。文中采用正反胀成形，增加壁厚的均匀性和最薄处的厚度。正反胀形先将板材反向自由吹胀到略大于凹模深度，以便增加顶部材料的变薄，然后再正向加压直至贴模。这样能在一定程度上起到变形分散、缓解凹模圆角处变薄过于集中的问题，如图4所示。

图4 5A06铝合金杯形件正反胀成形有限元分析过程Fig.4 Finite element analysis process of 5A06 aluminium alloy cup shaped parts produced by positive and negative bulge forming

预成形模具形状设计是正反胀成形工艺的关键。5A06铝合金杯形件正向成形时，板料在模具侧壁上的贴模先后次序不同，贴模越晚，减薄越多。通过查阅国内外相关文献［13—15］，可知，正反胀形预成形模具在预成形过程中，应对板料在下模贴模较早的部分进行预先减薄，以使最终工件壁厚比较均匀。5A06铝合金杯形件预成形模具基本形状如图5所示，其中（a，b）是圆弧的圆心，R1和R2分别是圆角半径。通过改变圆弧大小、R1和R2，共设计了10种不同预成形模具形状，如图6所示。

图5 预成形模具的基本形状Fig.5 Basic shapes of preform die

图6 预成形模具横截面示意图Fig.6 Schematic diagram of preform die shape cross section

由图6可知，方案1中，圆弧半径相对于其他方案比较大;方案2～4中，圆弧半径是一样的，其中方案2和4中R1不同，方案1和3中R2不同;方案5～8，圆弧半径一样，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同其他方案的圆弧半径都不一样，方案10独特之处在于在模具中部也预成形。

用最小壁厚ɑ、壁厚平均值δ、壁厚均匀度θ 3个变量来描述正反胀形对壁厚分布的改善作用。其中壁厚θ值是指沿着成形件的母线方向测若干壁厚，求均方差。最小壁厚ɑ、壁厚平均值δ越大、壁厚均匀度θ值越小，则成形件的壁厚分布越均匀。表2为正反胀形的最小壁厚、壁厚平均值及壁厚均匀度。

由表2可知，正胀形时壁厚均匀度最小为0.1967，最薄处的厚度为0.6471 mm。通过比较，采用正反胀形对壁厚的均匀性的增加是必然的，因为反胀形将正胀过程中最早贴模的区域减薄了，对此区域的减薄程度决定了正胀过程中集中区的位置，合理地减薄，可以使该区域在正胀成形结束的时候厚度适中，并且可以将多余的材料向下聚，从而使底部倒角处的壁厚增大，从而达到增加壁厚均匀性的目的。从模拟的结果看，正反向胀形所得制件的最小壁厚位置也在底部圆角处，预成形模具对杯形件最早贴模的部分进行了预减薄，使得正胀过程中该处变形抗力减小，并且可以将多余的材料向下聚。其中方案10不但没有增大最薄处厚度，反而使最薄处的厚度与最大的厚度差距更大，不能满足工艺要求。方案1、方案6、方案7和方案9由于R2处的圆角过大或者过小，虽然使壁厚均匀性增加了，但是不符合工艺要求。方案2、方案3、方案4、方案5和方案8对于板料的预成形以及板料减薄、壁厚均匀度的控制较为合理，其成形效果较好。其中方案5对于板料的预成形以及板料减薄、壁厚均匀度的控制最优，其成形效果最好，所以选择方案5的模具作为A06铝合金杯形件正反胀形预成形模具。

5A06铝合金杯形件正反胀形预成形模具设计合理，可以明显提高成形件的壁厚均匀度，提高制件的质量，从而为更好地指导实际生产过程中该零件的气胀成形工艺奠定基础。

表2 5A06铝合金杯形件正反胀形壁厚均匀度Table 2 Wall thickness distribution of 5A06 aluminium alloy cup shaped parts produced by parts gas bulging forming mm

3 结论

1）超塑性气胀成形件，壁厚分布极不均匀，很难满足实际生产过程中工艺要求，必须采取有效措施增加壁厚均匀性。

2）与正向胀形相比，正反胀形可以显著提高5A06铝合金杯形件的成形能力，使最薄处壁厚从0.64 mm，提高到0.94 mm，使壁厚均匀度从0.19降低到0.0790，使壁厚平均值增大，符合工艺要求。

3）正反胀形中的预成形过程中，最早贴模部分的减薄直接决定了正胀过程中变形区的集中位置。合理的反胀形模具，可以使该区域在正胀成形结束的时候厚度适中，并且可以将多余的材料向下聚，从而使底部倒角处的壁厚增大，从而达到提高壁厚均匀性的目的。

［1］张凯峰，王国峰.先进材料超塑成形技术［M］.北京:科学出版社，2012.

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

［2］邰清安，李治华，孙立群，等.航空发动机塑性成形技术的应用与展望［J］.航空制造技术，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］吴诗淳.金属超塑性变形理论［M］.北京:国防工业出版社，1997.

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

［5］冯超，孙丹丹，陈火红，等.全新Marc实例教程与常见问题解析［M］.北京:中国水利重点出版社，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］陈火红，杨剑，薛小香.新编 Marc有限元实例教程［M］.北京:机械工业出版社，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，陈明和，王大刚，等.钛合金舵体芯板超塑成形/扩散连接工艺的有限元分析［J］.热加工工艺.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，FRIEDMAN 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］张凌云.改善超塑性气压胀形零件壁厚分布的工艺方法［J］.金属成形工艺，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，童国权，葛永成.铝合金超塑性气胀成形壁厚分布工艺研究［J］.模具工业，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］蒋少松，张凯峰，吴海峰，等.变摩擦正反超塑成形壁厚均匀的TC4钛合金深筒形件［J］.稀有金属材料与工程，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］王刚，张治朋，张建凯，等.镁合金板材正反向快速气压胀形试验［J］.塑性工程学报，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.