304不銹鋼極薄帶微流道氣脹成形材料流動行為及微觀組織

中圖分類號：TG39

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2025.07.003 開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

Abstract： Microchannel gas forming experiments and numerical simulations on 304 stainless steel ultra-thin strips were conducted. Stress distribution，strain distribution，and thickness Variation patterns at diferent locations of the blanks in forming processes were investigated. The evolution mechanism of the microstructure at typical positions of the gas formed specimens was analyzed. The comparison between experimental and simulated channel profiles was performed to validate the reliability of the numerical simulation results. The results show that under 25MPa and room temperature conditions，the thickness at the upper fillet decreases from 100μm to 84.05μm ，identifying the region is easy to rupture in forming. The simulated channel depth was as 619.67μm ，while the experimental depth was as 556.34μm . Post-forming analyses reveal that grain size reduces，dislocation density increases，and low-angle grain boundaries raised from 58.04% to 62.61% ，which demonstrate the significant work hardening effects.

Key words：304 stainless steel ultra-thin strip；gas forming；micro-channel; material flow behavior；finite element numerical simulation

0 引言

器件微型化和功率密度最大化已成為光電子器件及新能源行業的發展趨勢，微型金屬零部件的需求爆發式增長[1-2]。微型零部件對尺寸精度要求極高，且其成形制造存在顯著的尺寸效應，對模具的加工精度要求極為苛刻，模具制造成本及難度顯著增加[3]。微沖壓、微擠壓和微模鍛等傳統的微成形工藝需要凹凸模具有很高的加工和配合精度，這類模具磨損嚴重，服役壽命較短。

氣脹成形是一種在封閉空間內利用高壓惰性氣體對金屬板料施加壓力，使其發生塑性變形的成形工藝，與傳統成形方法相比，成形無需凸模，模具加工和配合的精度要求低。高壓氣體提供成形壓力，避免了模具之間、模具與坯料的碰撞沖擊，可有效消除壞料在成形過程中的局部開裂問題，壞料可成形深度顯著增大[4]

熱氣脹工藝多用于薄板的自由脹形。YU等[4]在二維電場作用下，對納米晶Ni箔進行高溫氣脹實驗，發現電致塑性效應可明顯提高Ni箔的成形性能。張錫棟5采用熱態氣脹成形方法研究了溫度、模具形狀和進氣速率對熱塑性纖維金屬層板成形效果的影響，發現該層板的最佳成形溫度為 230～250°C ，模具形狀改變了樹脂堆積的位置及程度，進氣速率對成形效果無明顯影響。ESMAEILI等研究了影響厚度 0.2mm 的燃料電池鋁合金雙極板氣脹成形的關鍵參數，通過改變氣體壓力、流道寬度、模具外上圓角半徑來評估成形狀態，發現增大氣體壓力和外上圓角半徑、減小長徑比對成形有利，可消除板料減薄，增大填充率。KARGAR-PISHBIJARI等[采用厚度0.1mm 的AA1070鋁板進行燃料電池雙極板熱氣脹成形，發現隨著流道深寬比的減小，板料的成形性能提高，板料在溫度 400^°C 、氣壓 4MPa 、深寬比0.5、側壁夾角 15^° 時成形性最好。上述研究均針對變形抗力較小的鋁合金板，缺少對鋼、鈦等變形抗力較大材料薄板的微結構成形研究。

許多學者在氣脹成形數值模擬領域開展了廣泛而深入的研究。周凌華等[8采用有限元分析方法模擬了板件在超塑性狀態下的成形過程，并通過分析成形構件的壁厚分布來調整并確定指導工藝試驗的氣脹壓力-時間曲線。張宇翔等[9]建立了Ti-55合金管電輔助加熱氣壓脹形過程的電一熱-力多場耦合有限元模型，發現提高電流密度后，管壁最大減薄處由過渡區轉移至上圓角，提高了圓管直角部分的貼模程度。陳楠楠等[10]對不同氫質量分數的置氫Ti-55合金進行恒壓超塑氣脹成形數值模擬，并根據數值模擬結果選取4MPa脹形壓力進行超塑氣脹成形試驗。試驗與模擬的脹形高度誤差在 9% 以內。

現有研究多集中于自由脹形或管坯的脹形工藝數值模擬，針對微流道氣脹成形數值模擬的研究鮮有報道。因此，筆者以 0.1mm 厚304不銹鋼極薄帶為研究對象，采用自行設計的流道模具，在25MPa 成形壓力下進行微流道氣脹成形實驗及數值模擬。本文重點研究成形流道典型位置的厚度變化，分析了成形過程中應力、應變的分布規律，闡述了板料厚度與流道深度的關系，對比相同成形參數條件下仿真與實驗的流道深度，驗證了模擬結果的有效性。

1實驗及模型構建

1.1 實驗材料及測試

選用軋制并退火處理的304不銹鋼極薄帶作為實驗材料。壞料尺寸為 96mm×81mm×0.1 mm 。參考金屬材料拉伸試驗方法 GB228.1- 2010，設計了單軸拉伸試樣。拉伸應變速率分別為 10^-3s^-1?10^-2s^-1 和 10^-1s^-1 。圖1為實驗材料在室溫下的真實應力-應變曲線，圖2為實驗用板料及拉伸樣品的形狀尺寸示意圖。

圖1室溫下的真實應力-應變曲線

Fig.1 Realstress-straincurvesatroom temperature

圖2實驗板料與拉伸樣尺寸

Fig.2 Dimensions of test plate and tensile specimens

1.2 實驗裝置及實驗方法

304極薄帶的微流道氣脹成形實驗用模芯如圖3a所示。實驗時，首先將板料置于凹模表面，然后閉合上下模具并施加 20MPa 壓力，并通過密封圈密封板料成形區域。然后通入壓力25MPa的氮氣進行氣脹成形并保壓 1min 。成形完成后，先釋放高壓氣體，再打開上模具，取出成形

后的板料。

為降低氣脹成形的難度，實驗用模芯的深度、寬度和上圓角半徑等流道尺寸均為商用雙極板常用尺寸的較大值，如圖3b所示。

圖3實驗模芯與流道尺寸Fig.3Experimental mold core size

1.3 有限元模型構建

在三維建模軟件UG中按照實際尺寸建立板料與模具的三維模型，將壓邊圈、板料、下模框、模芯的接觸面導人有限元模擬軟件ABAQUS，如圖4所示。模擬的壓力設為 20MPa ，對氣脹成形部分施加始終垂直于板料變形面的 25MPa 均布面載荷。壓邊圈與板料之間的摩擦因數設為0.2。將板料離散為厚度 0.1mm 的殼單元（單元類型為S4R），將壓邊圈、下模框、模芯設為剛體。成形時，下模框采用六自由度固定約束使其完全固定。整個成形過程包含4個分析步： ① 壓邊圈下壓與壞料接觸； ② 壓邊圈施加壓邊力； ③ 氣脹成形；④ 氣壓卸載。氣脹成形工步時長為 50s ，氣脹壓力從0線性增加到 25MPa ，到達指定壓力 25MPa 后保壓 60s ，之后卸載成形氣壓。

圖4三維有限元模型

Fig.43D finite elementmodel

2結果和討論

2.1 數值模擬結果

成形初期、成形中期和氣脹后卸荷的成形氣脹壓力分別為 6.25MPa，18.75MPa 和0。基于模擬結果，分析上述3個階段的等效塑性應變、等效應力、板料厚度分布、流道深度。

圖5為等效塑性應變云圖。成形初期，板料兩側的等效應變較大，均值達到0.0104，中間區域的等效應變均值只有0.0042。隨著氣壓的升高，板料中間區域的應變逐漸增大，并逐漸超過板料兩側區域的應變。成形中期，中間區域的等效應變均值達到0.0294，兩側的應變均值為0.0202，中間流道上圓角區域的塑性應變最大，等效應變均值達到0.1047。成形壓力卸載后，部分應力釋放，中間區域上圓角處的塑性應變最大，應力奇異現象、嚴重減薄可能導致壞料破裂，造成局部等效應變偏大。

圖6為等效應力分布云圖。開始階段，中間流道受到的應力大于板料兩側。隨著氣脹壓力的升高，成形區應力逐漸增大。實驗中期的中間流道應力最大值達到 524.63MPa ，兩側流道最大應力為 486.48MPa ，均超過不銹鋼的屈服應力425～430MPa 。氣壓卸載后，壞料應力明顯釋放，成形區域的應力釋放程度更大。與沖壓成形不同，氣脹成形的非成形區與成形區過渡處的應力較小，可有效避免兩處發生失效破裂。

圖7為板料厚度分布云圖。從實驗開始到氣壓卸載，中間流道的厚度始終小于兩側流道。氣脹成形初期，板料中部上圓角區域的厚度最小，為99.15μm ；成形中期的最小厚度變為 88.06μm ：氣壓卸載后的板料最小厚度僅為 79.13μm 。氣壓卸載后的模擬板料厚度較實驗測試偏小的主要原因在于，成形壓力達到最大值后，板料中部上圓角區域網格過度拉伸，可能導致坯料破裂，造成厚度誤差較大。最小厚度均出現在中間區域流道上圓角區域，這與等效塑性應變的分布結果基本一致。氣脹成形過程中，邊部流道可得到非成形區域即壓邊圈附近材料的補充；中間區域流道密集，材料流入凹模時，相互制約，沒有非成形區域材料的補充。兩側流道有非成形區域材料的補充且成形阻力較小，因此該位置的等效應力較小、成形深度較大且相對減薄量較小。此外，脊部受到高壓氣體的正壓力作用，與模具表面的摩擦力較大，導致脊部材料流動困難，難以流人模具凹槽。與脊部相連的上圓角區域難以補充材料，且上圓角區域與模具存在間隙，摩擦力小，材料在高壓氣體作用下拉伸嚴重、易發生頸縮現象，是成形過程中最容易破裂的區域。壓力卸載后，板料兩側的成形深度較大，發生的彈性變形程度較大，回彈量也更大。

圖8為板料從成形初期到高壓氣體卸載后的不同成形階段與模具的輪廓對比圖，圖中彩色區域表示成形板料的截面形狀，下方灰色表示下模具的截面形狀。隨著壓力的增大，流道成形深度逐漸增大，兩側流道的深度較中間流道更大，中間區域流道填充程度約為凹槽輪廓的1/3，若要進一步增大成形深度，需要提高脹形壓力和成形溫度。

圖8 成形板料與模具不同成形階段輪廓對比圖Fig.8 Contour comparison diagramof formingsheetanddieatdifferent formingstages

2.2 工藝實驗結果

圖9a為成形后的板料實物圖，圖9b、圖9c分別為板料三維輪廓的高度分布圖和紋理圖。板料成形區域經線切割和砂紙打磨后，使用KEY-ENCEVX-X3000形狀測量激光顯微系統測量氣脹成形后的板料輪廓，并提取截面輪廓形狀。流道脊部區域的減薄率最小，僅有 8.23% ；側壁與槽底的減薄率接近，約為 9.5% ；上圓角區域的減薄率最大，達到 15.95% 。

圖9微流道成形實物圖及三維輪廓測試結果 Fig.9 Physical drawing of microfluidic formingand 3D profile test results

成形過程中，溫度和壓力較低，且板料存在一定的回彈效應，成形試樣離模芯底部較遠，導致下圓角未能形成。成形流道底部呈弧形，各段的輪廓形狀、壁厚分布和成形深度的一致性均較好，因此選擇中間流道測量深度及典型位置厚度。

流道厚度的測量結果與ESMAEILI等]的研究結果相似。如圖10所示，各位置均發生了不同程度的減薄。脊部的厚度最大，為 91.77μm 且該區域內的壓力分布較為均勻，板料的塑性流動較少，減薄率為 8.23% 。上圓角區域是板材厚度最小的部位。在高壓氣體作用下，該處材料被拉入模具凹槽；同時，模具幾何形狀的突變導致該區域產生應力集中效應，使其承受最大的拉應力。因此，材料極易發生頸縮，其厚度可減薄至僅84.05μm ，從而極易發生破裂。側壁、槽底的厚度分別為 90.51μm 和 90.49μm ，兩處減薄率均約為 10% 。此區域的材料流動充分且均勻，板料厚度分布也較為均勻。

圖10成形后板料典型位置厚度 Fig.10Typical thickness of the sheet in position after forming

2.3 結果對比分析

為驗證有限元模型的可靠性，比較實驗結果與有限元模擬結果。圖11為相同參數下，有限元模擬和實驗的中間流道截面輪廓圖，可以看出，輪廓形狀較為接近，模擬流道的深度 619.67μm 比實驗流道的深度 556.34μm 略大，相對誤差為11.38% ，說明所構建的有限元模型可靠性較高。

圖11流道輪廓及成形深度測試結果

Fig.11Runner Profile and formingdepth test results

2.4 微觀組織形貌

為進一步研究氣脹成形前后，不銹鋼極薄帶微觀組織的演變規律，對原始壞料和成形后的試樣開展電子背散射衍射（EBSD）分析，觀測面均為ND-TD面。

圖12為原始極薄帶和成形后試樣側壁位置的反極圖（inversepolefigure，IPF）。原始樣由較粗大的等軸奧氏體晶粒和夾雜于大尺寸晶粒間的小尺寸晶粒組成，奧氏體晶粒內部有少量的孿晶，具有lt;111gt;//RD取向的晶粒較多。成形后，試樣側壁受拉應力作用而伸長，但其伸長程度比上圓角處相小很多，所以晶粒仍以等軸晶為主，且晶粒尺寸、差異減小，晶粒取向較隨機，仍存在少量孿晶組織。

圖13為變形前后試樣的核平均取向差（ker-nel average misorientation，KAM）圖。KAM圖通過測量點與周圍點之間的取向偏差來表示材料的局部位錯密度和內部應變分布。由圖13可以看出原始坯料有lt;111gt;//RD取向的晶粒，位錯主要分布于晶粒邊緣、靠近晶界的位置；具有lt;101gt;//RD取向的晶粒，位錯主要分布在晶粒內部但分布不均勻。成形后，極薄帶的位錯密度更高且分布更均勻，位錯主要分布在晶粒內部，這說明材料發生較明顯的加工硬化。304不銹鋼具有面心立方晶體結構，其在成形過程中可激活更多滑移系，使各晶粒變形均勻性顯著提高，從而有效抑制局部應力集中引發的破裂缺陷。此外，部分具有 ?101?//RD 取向的較大晶粒內部的位錯密度很低，可能是因為該部分晶粒的滑移系未處于易開動的狀態，導致內部位錯密度和變形程度均較小。

圖12 反極圖

Fig.12Inverse pole figure（IPF）diagram?

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圖13核平均取向差圖Fig.13 Kernel averagemisorientation（KAM） diagram

圖14中，綠線表示 2^°～15^° 的小角度晶界（low-anglegrainboundaries，LAGBs），黑線表示超過 15^° 的大角度晶界（high-anglegrain bounda-ries，HAGBs）。LAGBs是一系列位錯規則排列而成的位錯墻，LAGBs的比例越大，位錯運動時受到的纏結程度越高。結合圖15可知，LAGBs的比例由變形前的 58.04% 提高到變形后的62.61% 。小角度晶界占比提高是由于氣脹變形時位錯的大量增殖。交錯滑移過程中，位錯相互纏結而逐漸形成位錯墻。位錯墻通過位錯滑移與攀移的協同作用持續累積位錯，最終演化為LAG-Bs，使LAGBs的占比提升，這與KAM圖分析結果一致，部分具有 ?101?//RD 取向的較大晶粒內部的小角度晶界占比較低。

圖14 晶界圖

Fig.14 Grain boundary（GB） map?

?

圖15晶界取向差角統計圖

Fig.15Grain boundarymisorientation angle distribution（GMAD）

3結論

1）對厚度 0.1mm 的304不銹鋼極薄帶進行氣脹成形實驗，發現薄帶在 25MPa 的壓力下出現不同程度的減薄，其中，上圓角處的減薄最嚴重，減薄率達 15.95% ；脊部的減薄最小，減薄率僅為 8.23% 。

2）數值模擬的流道深度為 619.67μm ，實驗的流道深度為 556.34μm 。這表明模擬結果可靠性較高，可為金屬微流道氣脹成形提供可靠的預測。

3）數值模擬與實驗結果表明，流道脊部受高壓氣體的正壓力作用，與模具之間的摩擦力較大，該部分材料難以流入模具凹槽；上圓角區域易發生頸縮現象，減薄程度較大；兩側流道得到壓邊圈附近材料的補充，可在較小的應力和應變下，獲得更大的成形深度和更均勻的壁厚。

4）氣脹成形后，晶粒尺寸略減小，位錯密度提升明顯且分布較均勻，小角度晶界占比從變形前的 58.04% 提高到 62.61% ；極薄帶的加工硬化現象較為顯著，各晶粒變形程度較均勻，可有效避免成形過程中的失效斷裂問題。

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作者簡介：張鵬*，男，1987年生，副教授。研究方向為復合板軋制工藝與設備、輕合金材料旋壓工藝、金屬塑性變形多尺度數值模擬。發表論文20余篇。E-mail：jluvip@sina.com。

本文引用格式：

張鵬，朱學衛，于保洋，等.304不銹鋼極薄帶微流道氣脹成形材料流動行為及微觀組織[J].中國機械工程，2025，36（7）：1416-1422.ZHANGPeng，ZHUXueWei，YUBaoYang，etal.FlowBehav-iorand Microstructure of 3O4 Stainless Steel Ultra-thin StripsinMicrochannel Gas Forming[J].China Mechanical Engineering，2025，36（7）：1416-1422.