應用FEM與圓環(huán)鐓粗實驗測定TC4鈦合金高溫變形時的摩擦因數(shù)

邰清安,李曉光,李治華,劉 艷,朱艷春,曾衛(wèi)東

(1沈陽黎明航空發(fā)動機(集團)有限責任公司,沈陽110043;2西北工業(yè)大學材料學院,西安710072)

應用FEM與圓環(huán)鐓粗實驗測定TC4鈦合金高溫變形時的摩擦因數(shù)

邰清安1,李曉光1,李治華1,劉 艷1,朱艷春2,曾衛(wèi)東2

(1沈陽黎明航空發(fā)動機(集團)有限責任公司,沈陽110043;2西北工業(yè)大學材料學院,西安710072)

采用圓環(huán)鐓粗與有限元模擬相結(jié)合的方法測定了TC4鈦合金高溫變形時摩擦因數(shù)。利用有限元模擬確定了摩擦因數(shù)的理論標定曲線,采用圓環(huán)鐓粗實驗確定圓環(huán)內(nèi)徑變化百分比與圓環(huán)高度壓縮百分比的關(guān)系曲線,將圓環(huán)鐓粗后的內(nèi)徑減小百分比與模擬得到的摩擦因數(shù)理論標定曲線進行對比,發(fā)現(xiàn) TC4鈦合金在干摩擦和玻璃潤滑劑的條件下摩擦因數(shù)分別為0.58和0.32,與國內(nèi)外的研究結(jié)果吻合。采用有限元模擬確定摩擦因數(shù)理論標定曲線的方法,可以克服傳統(tǒng)理論解析方法無法考慮的材料特性、溫度和應變速率變化的影響的缺點,是測定高溫變形過程中工件與模具間摩擦因數(shù)的一種非常有效的方法。

摩擦因數(shù);理論標定曲線;圓環(huán)鐓粗實驗;玻璃潤滑;干摩擦

眾所周知,工件與模具之間的摩擦在金屬塑性成形過程中起著十分重要的作用。由于摩擦的存在會影響變形載荷、產(chǎn)品表面質(zhì)量、內(nèi)部組織以及模具的磨損等。因此,確定接觸面之間的摩擦因數(shù)對于弄清金屬塑性成形過程中工件與模具的接觸情況,從而保證鍛件的質(zhì)量具有重要的意義[1,2]。迄今為止,對于塑性成形過程摩擦因數(shù)的測定有了不少方法,如圓環(huán)鐓粗法、夾鉗-軋制法等。其中,圓環(huán)鐓粗法是目前國內(nèi)外廣泛用來研究金屬塑性成形過程中潤滑效果的一種簡單可靠的方法。圓環(huán)鐓粗變形時,工件與模具之間的摩擦因數(shù)會影響金屬的流動,造成圓環(huán)的內(nèi)徑尺寸變化,將圓環(huán)鐓粗得到的內(nèi)徑變化率與工件和模具之間摩擦因數(shù)的理論標定曲線進行對比,從而可確定摩擦因數(shù)[3,4]。因此,應用圓環(huán)鐓粗方法測定摩擦因數(shù)必須首先確定理論標定曲線。

對于圓環(huán)鐓粗的理論標定曲線,目前普遍采用傳統(tǒng)的解析方法,如上限法、下限法、滑移線法和主應力法等,但這種方法無法考慮幾何體和邊界條件的變化,因而其應用受到了限制。近年來,隨著有限元模擬技術(shù)的不斷發(fā)展和大型商用有限元模擬軟件的應用,有限元方法已經(jīng)被廣泛用于圓環(huán)鐓粗過程的數(shù)值分析[5-7]。Shahriari等[8]采用實驗觀察與有限元模擬結(jié)合的方法測定了鎳鉻鈦鋁115合金熱鍛過程的摩擦因數(shù);Petersen等[9,10]驗證了采用有限元與圓環(huán)鐓粗實驗相結(jié)合的方法測定摩擦因數(shù)的可行性;Sofuoglu等[11]通過彈塑性有限元法模擬了圓環(huán)鐓粗過程,并建立了摩擦因數(shù)理論標定曲線。盡管許多研究人員已經(jīng)采用傳統(tǒng)解析法、物理模擬實驗以及有限元法等深入研究了圓環(huán)鐓粗測定摩擦因數(shù),但是主要以鋼、鋁合金等的冷變形為主,采用有限元法與圓環(huán)鐓粗實驗來測定鈦合金高溫變形過程摩擦因數(shù)的報道很少。

本工作以 TC4鈦合金為研究對象,采用有限元法與圓環(huán)鐓粗實驗相結(jié)合的方法來測定合金在高溫變形時的摩擦因數(shù)。采用大型商用有限元軟件DEFORM-3D對圓環(huán)鐓粗過程進行模擬,建立不同摩擦因數(shù)的理論標定曲線,選用干摩擦和玻璃潤滑條件進行圓環(huán)鐓粗實驗,將實驗測量的內(nèi)徑和高度與模擬結(jié)果進行對比,從而確定 TC4合金在高溫變形時的摩擦因數(shù)。

1 圓環(huán)鐓粗實驗及有限元模型

1.1 圓環(huán)鐓粗實驗

本研究選用 TC4鈦合金作為實驗材料。為了更真實地反映實際鍛造情況,圓環(huán)鐓粗實驗在1000t電動螺旋壓力機上進行,滑塊速率為150mm/s。模具材料選用工廠常用的4Cr5W2VSi,借用實際模具的上下兩個平行平面進行鐓粗。采用標準圓環(huán)尺寸比例4∶2∶1進行實驗,對應的圓環(huán)尺寸為:外徑 φ40mm、內(nèi)徑φ20mm、高10mm,按照標準的方法進行加工。實驗選用玻璃潤滑劑和干摩擦兩種條件進行圓環(huán)鐓粗實驗,玻璃潤滑劑涂覆在整個試樣表面,圓環(huán)變形溫度取 TC4鈦合金最常用的溫度,即相變點以下約40℃(即940℃),模具預熱溫度為 150～300℃,變形量為30%和50%。為了保證實驗的可重復性和準確性,每一種條件重復3個試樣。

1.2 有限元模型

摩擦因數(shù)測定的理論標定曲線采用有限元模擬進行計算。由 TC4鈦合金高溫圓環(huán)鐓粗過程是一個典型的熱力耦合問題,本研究采用大型商用有限元模擬軟件DEFORM-3D進行計算。圓環(huán)的具體尺寸為φ40mm/φ20mm/10mm(外徑/內(nèi)徑/高)。有限元模擬的初始條件如下:圓環(huán)鐓粗溫度940℃,上下模設(shè)為剛性模具,上模壓下速率150mm/s,下模靜止不動,模具預熱溫度為220℃。材料的本構(gòu)關(guān)系模型是通過熱模擬壓縮實驗建立的,模擬采用剛塑性本構(gòu)關(guān)系模型,工件與模具接觸面之間采用剪切摩擦,摩擦因數(shù)分別取0～1.0。利用有限元計算可以很方便地改變模具與坯料間的摩擦因數(shù),計算在不同摩擦條件和壓下量情況下的內(nèi)徑變化規(guī)律,從而繪制摩擦因數(shù)測定的理論標定曲線。

2 實驗與模擬結(jié)果

2.1 圓環(huán)鐓粗實驗結(jié)果

圖1為 TC4鈦合金圓環(huán)在不同的摩擦和變形條件下鐓粗變形后的宏觀照片,表1為鐓粗后的尺寸。從圖1和表1可以看出,在相同條件下鐓粗的圓環(huán)形狀和尺寸高度的一致,表明實驗結(jié)果具有可重復性。隨著變形量增加,或者摩擦因數(shù)增大,圓環(huán)的內(nèi)徑都減小,外徑增大,且內(nèi)徑變化更顯著,干摩擦條件下的內(nèi)孔明顯比玻璃潤滑條件下的小。

圖1 TC4鈦合金在不同變形條件下鐓粗后的照片F(xiàn)ig.1 Photographs of TC4 rings deformed at different conditions

表1 圓環(huán)在不同變形條件下鐓粗后的尺寸Table 1 Dimensions of rings deformed at different conditions

2.2 圓環(huán)鐓粗的金屬流動規(guī)律

圖2為 TC4鈦合金圓環(huán)在摩擦因數(shù)為0.02時鐓粗過程中內(nèi)外徑隨變形量變化的情況。從圖2可以發(fā)現(xiàn),當摩擦因數(shù)小時,金屬全部向外側(cè)流動,圓環(huán)的內(nèi)外徑均增大,變形量較大時出現(xiàn)了外凸和內(nèi)凸的臌肚,與經(jīng)典的低摩擦條件下圓環(huán)內(nèi)側(cè)趨于內(nèi)凹的結(jié)果不同。分析其原因,主要是因為圓環(huán)上下端面與溫度較低的模具接觸導致溫度下降,而鈦合金的流動應力對溫度的變化又很敏感,從而導致靠近模具的金屬流動性下降,類似于增大了摩擦的效果,因而出現(xiàn)了內(nèi)凸。當摩擦因數(shù)較大時,由于摩擦阻力的存在,圓環(huán)截面的內(nèi)外側(cè)均出現(xiàn)了明顯的臌肚,外徑不斷增大,內(nèi)徑逐步縮小,與實際變形吻合。傳統(tǒng)的能量法、上限法和主應力法求解理論標定曲線時都假設(shè)內(nèi)外截面是矩形,與實際存在較大的誤差。

圖2 摩擦因數(shù)為0.02時圓環(huán)鐓粗過程中變形情況Fig.2 Shape changes of rings deformed at different height reductions with a coefficient of friction 0.02

圖3為 TC4鈦合金圓環(huán)在摩擦因數(shù)為0.7時鐓粗過程中金屬流動情況。從圖3可以看出,當摩擦因數(shù)較大時,金屬的流動出現(xiàn)了分流,存在一個徑向速率為零的中性層。中性層以外的金屬向外側(cè)流動,中性層以內(nèi)的金屬向內(nèi)側(cè)流動(見圖3),因而圓環(huán)的外徑增加,內(nèi)徑減小。當摩擦因數(shù)很小時,金屬全部向外流動,且變形量越大,越靠近外側(cè)的金屬,向外流動的速度越快。此時,徑向流動速率為零的中性層并不實際存在,其理論值應該在圓環(huán)之內(nèi)。值得一提的是,中性層在截面上是一條有一定弧度的曲線。顯然,傳統(tǒng)解析法將中性層假定為直線的處理方法是有瑕疵的。

圖3 摩擦因數(shù)為0.7時圓環(huán)鐓粗過程中金屬流動情況Fig.3 Metal flow of rings during upsetting processes with a coefficient of friction 0.7

2.3 摩擦因數(shù)理論標定曲線

采用DEFORM-3D大型商用有限元模擬軟件,選用0～1.0之間的不同摩擦因數(shù)對 TC4鈦合金圓環(huán)鐓粗過程進行模擬,利用軟件中測量距離的功能測量變形量為10%,20%,30%,40%,50%的內(nèi)徑變化率,以模擬測得的內(nèi)徑減小百分比為縱坐標,繪制 TC4鈦合金高溫變形過程中的摩擦因數(shù)理論校正曲線,見圖4。

3 結(jié)果分析與討論

將表1中的實驗結(jié)果與圖4中的理論標定曲線進行對比,可以得到 TC4鈦合金圓環(huán)在不同摩擦和變形條件下的摩擦因數(shù),見表2。從表2不難看出,變形量對摩擦因數(shù)的影響較小,30%和50%變形圓環(huán)的測量結(jié)果差別不大。在玻璃潤滑和干摩擦條件下 TC4鈦合金高溫變形時的摩擦因數(shù)分別為0.32和0.58。

圖4 采用FEM方法建立的圓環(huán)鐓粗測摩擦因數(shù)理論標定曲線Fig.4 Friction calibration curves for TC4 alloy obtained from FEM

表2 TC4鈦合金摩擦因數(shù)的確定Table 2 Coefficient of friction of TC4 alloy

Li等[12,13]也測試了 Ti-6Al-4V合金在950℃變形時的摩擦因數(shù),采用A5玻璃潤滑劑,在不同應變速率下獲得的最大摩擦因數(shù)為0.29,比本研究測得的值小。其原因是Li的理論標定曲線采用的是理論解析法,沒有考慮TC4鈦合金的溫度和應變速率敏感性、工件與模具接觸溫度下降等因素,而且在圓環(huán)兩端面開了個小槽填充玻璃潤滑劑,潤滑效果較好。因此,Li等的測量值應該是偏小的。Male and Depierre[14,15]采用石墨為潤滑劑進行了圓環(huán)鐓粗實驗,測得摩擦因數(shù)為0.20,一旦潤滑失敗,摩擦因數(shù)急劇上升,干摩擦條件的摩擦因數(shù)幾乎不受變形溫度的影響,約為0.58,與本研究的結(jié)果完全一致。Shin等[16]采用有限元模擬與圓環(huán)鐓粗實驗結(jié)合測得了材料以0.8mm/s的壓下速率,在925℃干摩擦情況下變形時的摩擦因數(shù)為0.5928,與本研究的測試結(jié)果也很接近?？梢?本研究測試的 TC4鈦合金高溫變形條件下的摩擦因數(shù)是可信的。

4 結(jié)論

(1)采用圓環(huán)鐓粗實驗和有限元模擬相結(jié)合的方法來測定熱變形過程中的摩擦因數(shù),可以克服傳統(tǒng)理論解析無法考慮的材料特性、溫度和應變速率變化的影響的缺點,是一種有效、可行的方法。

(2)有限元模擬圓環(huán)鐓粗過程發(fā)現(xiàn),中性層在截面上是一條有一定弧度的曲線,而且其位置隨著變形的進行是變化的,中性層的位置隨著圓環(huán)高度的減小而向外徑方向移動。

(3)建立了尺寸比例為4∶2∶1的 TC4鈦合金940℃變形的摩擦因數(shù)測定理論標定曲線,測定其干摩擦條件下的摩擦因數(shù)為0.58,玻璃潤滑條件下的摩擦因數(shù)為0.32,并得到了實驗驗證。

[1] SOFUOGLU H,RASTYJ.On the measurement of friction coefficient utilizing the ring compression test[J].Tribology International,1999,32(6):327-335.

[2] 韓志仁,陶華.基于有限元分析的摩擦系數(shù)測定[J].鍛壓技術(shù),2008,33(1):136-138.

[3] WANGJ P.A new evaluation to friction analysis for the ring test[J].International Journal of Machine Tools And Manufacture,2001,41(3):311-324.

[4] WANGJ P,LIN F L,HUANG B C,et al.A new experimental approach to evaluate friction in ring test[J].Journal of Materials Processing Technology,2008,197(1-3):68-76.

[5] IM Y T,KANG S H,CHEON J S.Finite element investigation of friction condition in a backward extrusion of aluminum alloy[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering,2003,125(2):378-383.

[6] IM Y T,CHEON J S,KANG S H.Determination of friction condition by geometrical measurement of backward extruded aluminum alloy specimen[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering,2002,124(2):409-415.

[7] RUDKINS N T,HARTLEY P,PILLINGER I,et al.Friction modelling and experimental observations in hot ring compression tests[J].Journal of Materials Processing Technology,1996,60(1-4):349-353.

[8] SHAHRIARI D,AMIRI A,SADEGHI M H.Study on hot ring compression test of Nimonic 115 superalloy using experimental observations and 3D FEM simulation[J].Journal of Materials Engineering and Performance,2010,19(5):633-642.

[9] PETERSEN S B,MARTINS P A F,BAY N.Friction in bulk metal forming:a general friction model vs.the law of constant friction[J].Journal of Materials Processing Technology,1997,66(1-3):186-194.

[10] PETERSEN S B,MARTINS P A F,BAY N.An alternative ring-test geometry for the evaluation of friction under low normal pressure[J].Journal of Materials Processing Technology,1998,79(1-3):14-24.

[11] SOFUOGLU H,GEDIKLI H.Determination of friction coefficient encountered in large deformation processes[J].Tribology International,2002,35(1):27-34.

[12] LI L X,PENG D S,LIU J A,et al.An experimental study of the lubrication behavior of A5 glass lubricant by means of the ring compression test[J].Journal of Materials Processing Technology,2000,102(1-3):138-142.

[13] LI L X,PENG D S,LIU J A,et al.An experimental study of the lubrication behavior of graphite in hot compression tests of Ti-6Al-4V alloy[J].Journal of Materials Processing Technology,2001,112(1):1-5.

[14] MALE A T,DEPIERRE V.Validity of mathematical solutions for determining friction from the ring compression test[J].Journal of Lubricant Technology Transactions ASME,1970,92(3):389-397.

[15] MALE A T,DEPIERRE V.Use of the ring compression test for defining realistic metal processing parameters[J].SAMPE Quart,1971,2(2):1-11.

[16] SHIN K,CHIS,KIM N.Prediction of flow stress of metallic material and interfacial friction condition at high temperature using inverse analysis[J].Journal of Mechanical Science and Technology,2010,24(3):639-648.

On the Measurement of Friction Coefficient of Ti-6Al-4V Titanium Alloy Utilizing the Hot Compression Test of Ring and FE Simulation

TAI Qing-an1,LI Xiao-guang1,LI Zhi-hua1,LIU Yan1,ZHU Yan-chun2,ZENG Wei-dong2
(1 Shenyang Liming Aero-engine Group Corporation,Shenyang 110043,China;2 School of Materials Science and Engineering,Northwestern Polytechnical University,Xi’an 710072,China)

A study of the friction coefficients is presented for TC4 titanium alloy at high temperature deformation using ring compression test and finite element(FE)simulation.FE simulations were used to derive the friction calibration curves,and a series of ring compression tests were carried out on the conditions of glass lubricant and dry friction to constitute the relationship between reduction in inner diameter of ring and reduction in height.It is found that the friction coefficients of TC4 titanium alloy for glass lubricant and dry conditions are determined to be about 0.32 and 0.58,respectively,which are in agreement with research results at home and abroad.The method that deriving the friction calibration curves using FEM,is not only superior to analytical methods,which can not consider the characteristics of materials,properties of touched surfaces and influence of temperature and strain rate on deformation,but also a special effectively method to determine the friction coefficients at the interface of die/workpiece during high temperature deformation.

friction coefficient;calibration curve;ring compression test;glass lubricant;dry friction

TG 146.4

A

1001-4381(2011)06-0023-04

國家“973”計劃(2007CB613807)

2010-10-15;

2011-02-28

邰清安(1965—),男,碩士,高級工程師,主要從事鍛壓技術(shù)方面的研究工作,聯(lián)系地址:沈陽黎明航空發(fā)動機(集團)有限責任公司(110043),E-mail:lixiaoguang9250@163.com