一種新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件擺輾成形數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究

馬俊林　高仕恒　李　萍　薛克敏

合肥工業(yè)大學(xué)，合肥，230009

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一種新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件擺輾成形數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究

馬俊林高仕恒李萍薛克敏

合肥工業(yè)大學(xué)，合肥，230009

為了研究擺輾成形工藝對一種新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件力學(xué)性能的影響，對初始高徑比分別為0.4、0.8和1.2的坯料擺輾成形進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究。通過有限元法模擬擺輾成形過程中坯料的金屬流動(dòng)、等效應(yīng)變分布和溫度分布，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行擺輾成形實(shí)驗(yàn)，分別測試杯形件底盤弦向和徑向的強(qiáng)度。有限元研究發(fā)現(xiàn)，與擺頭接觸的變形區(qū)域網(wǎng)格畸變量大，并且變形過程熱效應(yīng)明顯。研究結(jié)果表明，當(dāng)坯料高徑比為0.8時(shí)，杯形件的底盤弦向強(qiáng)度可達(dá)到507 MPa，比母材提高了64.4%；擺輾成形可以提高該新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件的底盤強(qiáng)度，同時(shí)初始坯料的高徑比對杯形件底盤的強(qiáng)度分布影響較大。

Al-Zn-Mg-Cu合金；高徑比；擺輾成形；數(shù)值模擬

0　引言

Al-Zn-Mg-Cu(7xxx系)合金由于具有低密度、高強(qiáng)度、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，作為重要的結(jié)構(gòu)材料在航空航天、核能工業(yè)、汽車工業(yè)等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1]。近年來，隨著工業(yè)領(lǐng)域的高速發(fā)展，對零件性能的要求越來越高。金屬零件在成形中通過變形可以有效提高其強(qiáng)度，國內(nèi)外已開始應(yīng)用一些非常規(guī)的零件成形方法，如高壓扭轉(zhuǎn)、噴射沉積等，但對某些具有高強(qiáng)度兼具較大尺寸(直徑大于或等于150 mm)軸對稱零件的成形仍有較大的難度[2-3]。

擺動(dòng)輾壓(rotary roll forging)，簡稱擺輾，是20世紀(jì)60年代出現(xiàn)的一種壓力加工成形方法[4]。當(dāng)圓錐形擺頭回轉(zhuǎn)擺動(dòng)時(shí)，下模上升，擺頭的母線在坯料上連續(xù)不斷地滾動(dòng)，能夠局部地、順序地對坯料施加壓力，最終達(dá)到整體成形。擺輾成形具有成形載荷小、效率高和鍛件尺寸精度高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于法蘭盤、齒輪等軸對稱零件的加工[5-6]。擺輾是個(gè)連續(xù)局部加載的復(fù)雜變形過程，目前，對于坯料在變形過程的力學(xué)特征主要還是采用有限元法進(jìn)行研究。Liu等[7]借助DEFORM-3D軟件的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)對擺輾成形產(chǎn)生的“蘑菇效應(yīng)”進(jìn)行了研究，并通過分析圓柱體在擺輾成形過程中的應(yīng)力分布特征對“蘑菇效應(yīng)”的產(chǎn)生做出了很好的解釋。

一種新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件對盤面強(qiáng)度要求較高，常規(guī)的成形方法，如鑄造、擠壓、鍛造等，都難以成形出盤面強(qiáng)度滿足要求的零件[8]。并且，初始坯料的高徑比對擺輾變形的金屬流動(dòng)產(chǎn)生較大的影響[9]。因此，本文采用擺輾成形工藝對一種新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件(直徑大于或等于150 mm)的成形進(jìn)行研究，實(shí)驗(yàn)材料為新型Al-Zn-Mg-Cu合金鑄錠(直徑等于115 mm)，經(jīng)均勻化退火后的極限拉伸強(qiáng)度約為308.4 MPa。通過數(shù)值模擬分析坯料在擺輾成形過程中的金屬流動(dòng)行為，并且測試擺輾成形的杯形件底盤的力學(xué)性能，研究擺輾變形對該新型Al-Zn-Mg-Cu合金杯形件成形的影響。

1　有限元模擬

1.1幾何模型的建立

采用DEFORM-3D有限元軟件對擺輾成形過程進(jìn)行熱力耦合數(shù)值模擬。根據(jù)實(shí)驗(yàn)?zāi)康?，初始坯料的高徑?H/D)分別取0.4、0.8和1.2，具體尺寸如表1所示。擺頭擺角為1.5°，其他擺輾模具尺寸根據(jù)杯形件的尺寸設(shè)計(jì)。通過三維繪圖軟件進(jìn)行坯料和模具的幾何造型，建立有限元幾何模型，如圖1所示。

表1　初始坯料尺寸

圖1　有限元幾何模型(H/D=0.4)

1.2基本假設(shè)

與普通塑性變形相比，杯形件擺輾成形是個(gè)較為復(fù)雜的變形過程。為了便于采用數(shù)值模擬方法對擺輾成形過程進(jìn)行研究，作如下假設(shè)：

(1)坯料為理想的剛塑性體，不考慮彈性變形的影響，模具定義為剛體。

(2)材料體積不變且各向同性，忽略擺輾變形中材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)。

(3)忽略模具以及將初始坯料從加熱爐移至模具過程中的熱量損失。

(4)考慮模具與坯料之間在擺輾成形過程中的熱傳導(dǎo)，并假設(shè)模具在整個(gè)成形過程中模具溫度恒為200 ℃。

1.3模擬參數(shù)

根據(jù)該新型Al-Zn-Mg-Cu合金流變應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，在DEFORM-3D軟件材料庫中定義該材料的本構(gòu)方程[10]。由于該材料在低溫下的塑性較差，故將初始坯料加熱至390 ℃，并保溫使坯料熱度均勻。為減少實(shí)驗(yàn)中坯料熱量的快速散失，實(shí)驗(yàn)中模具溫度保持為200 ℃。擺頭自轉(zhuǎn)和回轉(zhuǎn)角速度為200 r/min，合模速率為5 mm/s。

采用水基石墨乳為表面潤滑材料，根據(jù)實(shí)際實(shí)驗(yàn)的工況條件分析，坯料表面與擺頭和凹模的摩擦因子分別設(shè)置為0.15和0.3。考慮模具和坯料的材質(zhì)，以及實(shí)驗(yàn)的工況特征，將坯料與模具間的熱導(dǎo)率設(shè)置為5 W/(m·K)。

1.4模擬結(jié)果及分析

為了方便研究圓柱體坯料在擺輾變形各個(gè)階段的金屬流動(dòng)行為，通過Deform-3D軟件后處理中Flownet模塊可以直觀地觀察坯料正截面網(wǎng)格在擺輾變形過程中的畸變行為。如圖2所示，對于初始組織均勻的圓柱體坯料(以H/D=0.8的坯料為例說明)，在擺輾初始階段，與擺頭相接觸的變形區(qū)域的開始變形，圓柱體的上半部分直徑不斷增大，呈蘑菇形狀。當(dāng)圓柱體坯料擺輾至接近反擠出側(cè)壁時(shí)，中心部分網(wǎng)格受直徑增大的影響而被不斷拉長。當(dāng)坯料開始擺輾出側(cè)壁時(shí)，受側(cè)壁反擠的影響，在杯形件底盤外緣處網(wǎng)格呈現(xiàn)45°剪切變形，表明在這個(gè)區(qū)域的金屬受到剪切變形較大。如圖3所示，當(dāng)初始坯料的高徑比增大時(shí)，杯形件底盤網(wǎng)格畸變量更大，表明底盤積累的變形量也越大。

圖2　成形最終階段的截面網(wǎng)格

圖3　各高徑比坯料最終階段的網(wǎng)格

對于普通的擺輾變形，變形體的高度、擺頭擺角和合模速率對擺輾變形區(qū)域都有較大的影響[11]。圖4為杯形件成形最終階段的等效應(yīng)變分布圖，可見，較大的等效應(yīng)變主要分布于與擺頭接觸的變形區(qū)域，底盤由中心至邊緣的等效應(yīng)變不斷增大，并且坯料的高徑比越大，底盤積累的等效應(yīng)變量越大。

圖4　成形最終階段的等效應(yīng)變分布

由于擺頭連續(xù)快速地回轉(zhuǎn)擺動(dòng)，受擺頭影響的變形區(qū)域連續(xù)高速變形，導(dǎo)致擺輾變形區(qū)域的熱效應(yīng)比較明顯，如圖5所示。在杯形件成形最終階段，底盤中心處和下表面的溫度較低，平均溫度低于350 ℃，其余部分溫度受變形熱效應(yīng)的影響，平均溫度達(dá)到410 ℃以上，最高接近500 ℃。同時(shí)，坯料的高徑比越大，成形時(shí)間越長，導(dǎo)致積累的變形熱越多，在擺輾最終階段的溫度越高。圖6所示為后處理中根據(jù)有限元網(wǎng)格變形控制法自動(dòng)計(jì)算出的擺頭壓力-時(shí)間曲線，為后期實(shí)驗(yàn)的擺輾機(jī)壓力加載提供了參考依據(jù)，有利于合理規(guī)范擺輾成形工藝，得到壁厚分布均勻的樣件，如圖7所示。

圖5　成形最終階段的溫度分布

圖6　擺頭壓力-時(shí)間曲線

圖7　擺輾樣件

2　實(shí)驗(yàn)

2.1實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)在立式擺輾機(jī)(YD-XYJ系列)上進(jìn)行，額定壓力2600 kN。根據(jù)該杯形件的實(shí)際應(yīng)用工況條件，對杯形件底盤強(qiáng)度性能的使用要求較高。因此，通過顯微硬度計(jì)(MH-3L)測試杯形件底盤截面的顯微硬度分布，并且采用拉伸試驗(yàn)機(jī)(MTS809)測試杯形件底盤弦向和徑向的拉伸強(qiáng)度。

2.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)底盤截面形狀特征，取6個(gè)位置測量顯微硬度，如圖8a所示。為減小測量誤差，每個(gè)位置各測量周圍4個(gè)點(diǎn)的顯微硬度，以其平均值作為這個(gè)位置的顯微硬度測量值。杯形件底盤截面的顯微硬度分布如圖8b、圖8c和圖8d所示(其中曲線上“Ⅰ”形的細(xì)線表示一點(diǎn)多次測量的最大值和最小值，中間標(biāo)識(shí)點(diǎn)為平均值)，結(jié)果顯示，擺輾成形可以使母材的顯微硬度得到顯著提高。底盤中心處的顯微硬度較低，外緣處顯微硬度較高。沿坯料高度方向的顯微硬度分布不均勻，底盤上表面顯微硬度較低，下表面顯微硬度較高。同時(shí)，當(dāng)H/D=0.8時(shí)，顯微硬度的平均值最高，當(dāng)H/D=1.2時(shí)，相比H/D=0.8，底盤的顯微硬度值反而降低。

(a)硬度標(biāo)記

(b)H/D=0.4

(c)H/D=0.8

(d)H/D=1.2圖8　顯微硬度分布

圖9　杯形件底盤的極限拉伸強(qiáng)度

圖9所示為杯形件底盤弦向和徑向的拉伸測試結(jié)果。擺輾成形能夠較大程度地提高母材的強(qiáng)度，當(dāng)坯料H/D=0.4時(shí)，杯形件底盤弦向和徑向的極限拉伸強(qiáng)度分別為468 MPa和437 MPa，相比母材分別提高51.8%和41.7%；當(dāng)坯料H/D=0.8時(shí)，杯形件底盤弦向和徑向極限拉伸強(qiáng)度分別為507MPa和491MPa，相比母材分別提高64.4%和59.2%；當(dāng)坯料H/D=1.2時(shí)，杯形件底盤弦向和徑向極限拉伸強(qiáng)度分別為435 MPa和388 MPa，相比母材分別提高41.1%和25.8%。這表明，擺輾變形能夠顯著提高杯形件底盤的強(qiáng)度，并且初始坯料高徑比過大可能導(dǎo)致擺輾變形的強(qiáng)化作用減弱。

3　討論

如圖10a所示，取擺輾變形區(qū)域中間部位的子午面AB，研究該子午面各區(qū)域的應(yīng)力和應(yīng)變速率狀態(tài)。根據(jù)有限元模擬的子午面應(yīng)力狀態(tài)分布，在擺輾變形的墩粗階段，在子午面受擺輾變形影響的區(qū)域主要分為3個(gè)部分，如圖10b所示：區(qū)域Ⅰ表示由于外摩擦影響而產(chǎn)生的難變形區(qū)；區(qū)域Ⅱ表示與擺輾作用力方向成45°角的易變形區(qū)；區(qū)域Ⅲ表示自由變形區(qū)；其他區(qū)域?yàn)橥舛?，基本不產(chǎn)生變形。

(a)子午面位置

(b)應(yīng)力狀態(tài)圖10　擺輾子午面及其應(yīng)力狀態(tài)

由于區(qū)域Ⅰ在擺輾變形墩粗階段始終存在，使得杯形件底盤上表面金屬材料的變形強(qiáng)化變得較為困難。區(qū)域Ⅱ在擺輾墩粗階段能夠連續(xù)、高速地變形，一方面，該處的金屬材料可以通過較大的塑性變形產(chǎn)生加工硬化，提高其組織性能，強(qiáng)化機(jī)制主要是位錯(cuò)強(qiáng)化和細(xì)晶強(qiáng)化[12]。另一方面，由于擺輾是個(gè)連續(xù)、快速的局部變形過程，這種劇烈地金屬塑性變形會(huì)無可避免地促使材料內(nèi)部原子產(chǎn)生高頻率地振動(dòng)，宏觀表現(xiàn)為變形體的溫度升高[13]。這會(huì)促使變形區(qū)域產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為和晶粒生長，導(dǎo)致組織軟化和強(qiáng)度降低。Ⅲ區(qū)域在擺輾變形時(shí)的不利影響較小，故該處的強(qiáng)度最高。

綜合以上分析，在本實(shí)驗(yàn)的擺輾變形過程中，當(dāng)杯形件成形完成時(shí)，底盤強(qiáng)度主要受到變形強(qiáng)化和變形熱導(dǎo)致組織軟化的綜合影響。底盤上表面積累區(qū)域Ⅱ的熱效應(yīng)較大，而變形量較小，底盤下表面在擺輾前期基本無變形量和變形熱的積累，在擺輾后期的變形強(qiáng)化作用能夠不被減弱。因此，沿高度方向，底盤的強(qiáng)度不斷增加。同時(shí)，在擺輾變形區(qū)域，沿徑向的變形不均勻，中心處變形較小，邊緣處變形較大，并且受到側(cè)壁反擠產(chǎn)生剪切作用。由于實(shí)驗(yàn)中采用的擺角較小，在底盤中心處錐角形成的拉應(yīng)力較小，因而不會(huì)產(chǎn)生中心裂紋[14]，故底盤的顯微硬度由中心向邊緣的徑向上呈梯度增大。坯料高徑比可以改變擺輾變形程度和變形熱，進(jìn)而影響最終杯形件的底盤強(qiáng)度。H/D越大，底盤積累的變形量越高，但變形熱效應(yīng)會(huì)更加明顯。所以，當(dāng)H/D=1.2時(shí)，擺輾變形對底盤的強(qiáng)化作用反而減弱。

4　結(jié)論

(1)擺輾成形產(chǎn)生較大的變形量是坯料強(qiáng)度提高的主要原因，而連續(xù)快速地?cái)[輾變形也會(huì)促使變形區(qū)域產(chǎn)生較大的變形熱，變形區(qū)域溫度平均可達(dá)到410 ℃以上，過高的溫度會(huì)導(dǎo)致變形強(qiáng)化作用減弱；數(shù)值模擬可以為該杯形件的擺輾成形實(shí)驗(yàn)研究提供一定的參考。

(2)沿杯形件底盤中心到邊緣的徑向方向、上表面到下表面的顯微硬度逐漸增大。原因是底盤中心處的變形較小，導(dǎo)致強(qiáng)化作用較弱，在邊緣處變形較大，并且受到側(cè)壁反擠產(chǎn)生的剪切變形，因此強(qiáng)化作用明顯；而底盤下表面變形熱效應(yīng)影響小，積累的變形量大，所以顯微硬度高。

(3)坯料的高徑比對擺輾成形的強(qiáng)化效果影響較大，當(dāng)坯料高徑比H/D=0.8時(shí)，杯形件底盤強(qiáng)度增加最為明顯，弦向和徑向極限拉伸強(qiáng)度分別為507 MPa和491 MPa，相比母材分別提高64.4%和59.2%；在本實(shí)驗(yàn)中，杯形件底盤的強(qiáng)度主要由擺輾變形強(qiáng)化和變形熱的綜合影響所決定。

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(編輯郭偉)

Numerical Simulation and Experimental Study on Rotary Roll Forging for a New Al-Zn-Mg-Cu Alloy Cup

Ma JunlinGao ShihengLi PingXue Kemin

Hefei University of Technology,Hefei,230009

In order to study the influences of mechanics properties of a new Al-Zn-Mg-Cu alloy cup formed by rotary roll forging, the initial height-diameter ratios of 0.4, 0.8 and 1.2 cylinders deformation were researched by numerical simulation and experiments. The metal flow, equivalent strain and temperature distribution of the cylinders in the process of rotary roll forging were simulated by FEM. Then the corresponding experiments were carried out, and the tangential and radial mechanics properties in the cup chassis were tested respectively.It is found by FEM analyses that, the amount of grid distortion in the area contacted with top die is larger than others. And the thermal effects in the forming process are obvious. The results show that, when height-diameter ratio of initial cylinder is 0.8, the strength in cup chassis comes to 507 MPa, which increases 64.4% compared with the base metal strength. The strength in chassis of the new Al-Zn-Mg-Cu alloy cup may be improved by the isothermal rotary roll forging. Meanwhile, the height-diameter ratio of initial cylinders can affect the chassis strength greatly.

Al-Zn-Mg-Cu alloy; height-diameter ratio; rotary roll forging; numerical simulation

2015-06-09

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575153)；教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計(jì)劃資助項(xiàng)目(NCET-13-0765)

TG306DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.07.020

馬俊林，男，1990年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)榻饘俚木芩苄猿尚喂に嚰敖M織性能研究。高仕恒，男，1993年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院本科生。李萍(通信作者)，女，1973年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。薛克敏，男，1963年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。