噴射成形高強(qiáng)鋁合金包套多向鍛造工藝研究

（合肥工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥 230009）

7×××系鋁合金作為超高強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料，具有強(qiáng)度高、密度低、加工性能好和焊接性能優(yōu)異的特點(diǎn)，因此被廣泛應(yīng)用于航空航天及軍事制造等領(lǐng)域[1—3]。雖然噴射成形高強(qiáng)鋁合金具有優(yōu)異的綜合性能，但是仍然存在著一些不足，其制備的鋁合金因組織中不可避免地含有一定數(shù)量的孔隙而減小其致密度，引起強(qiáng)度的降低，所以需要后續(xù)的加工處理來改善其致密性，提高強(qiáng)度[4—5]。大塑性變形技術(shù)[6—9]（Severe plastic deformation，SPD）是通過在材料中引入極大的塑性變形量，達(dá)到細(xì)化晶粒和提升材料性能的目的。多向鍛造（Multi-directional forging，MDF）[10—11]由于工藝簡(jiǎn)單、成本低，可制備大塊致密材料，是工業(yè)應(yīng)用前景良好的大塑性變形方法之一。在此基礎(chǔ)上開發(fā)出的包套多向鍛造工藝，將傳統(tǒng)的多向鍛造和包套鍛造工藝有機(jī)結(jié)合，同時(shí)兼具兩種鍛造方法的各自特有的優(yōu)勢(shì)，引入更大變形的同時(shí)彌補(bǔ)材料因強(qiáng)度提高而塑性下降的缺點(diǎn)，并獲得更大的累積應(yīng)變和三向壓應(yīng)力，進(jìn)一步均勻細(xì)化晶粒，提升材料塑性和抗拉強(qiáng)度等優(yōu)良性能。

目前相關(guān)學(xué)者關(guān)于包套鍛造工藝已經(jīng)進(jìn)行了較為深入的研究，但是這些研究主要針對(duì)單個(gè)方向包套鍛造時(shí)，坯料的性能變化[12—15]，對(duì)于一個(gè)完整道次的包套多向鍛造工藝的研究鮮有報(bào)道。文中采用數(shù)值模擬與物理實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究一個(gè)完整道次的包套多向鍛造工藝對(duì)噴射成形高強(qiáng)鋁合金變形行為的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 有限元模型的建立

采用Deform-3D 有限元軟件對(duì)包套多向鍛造過程進(jìn)行數(shù)值模擬，利用UG 三維造型軟件對(duì)坯料、包套和模具進(jìn)行三維實(shí)體造型，坯料、包套和模具三維實(shí)體模型的截面如圖1 所示。將三維造型保存成stl 格式，導(dǎo)入到Deform-3D 有限元軟件中，模擬過程中將坯料和包套視為塑性體，上模和下模視為剛性體。實(shí)驗(yàn)所用坯料材料為噴射成形高強(qiáng)鋁合金，化學(xué)成分如表1 所示，由于在Deform-3D 軟件材料庫(kù)無噴射成形高強(qiáng)鋁合金的材料屬性數(shù)據(jù)，需要根據(jù)等溫?zé)釅嚎s實(shí)驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變方程數(shù)據(jù)輸入到Deform-3D 軟件中得到，坯料的尺寸為15 mm×15 mm×22.5 mm，摩擦因數(shù)設(shè)為0.25，將坯料劃分為40 000 個(gè)網(wǎng)格，包套劃分為50 000 個(gè)網(wǎng)格。鍛造溫度設(shè)置為200 ℃，上模的運(yùn)行速度為1 mm/s，單個(gè)方向壓下量為40%。通過分析不同包套材料、厚度對(duì)坯料成形性能的影響，確定最終實(shí)驗(yàn)采用的包套參數(shù)。

圖1 包套多向鍛造有限元模擬三維模型截面Fig.1 Section of the three-dimensional model simulated by the finite element method of cladding multi-direction forging

表1 噴射成形高強(qiáng)鋁合金成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Composition of spray-formed high strength aluminum alloy (mass fraction) %

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

試樣的實(shí)驗(yàn)尺寸與有限元模擬一致。用砂輪機(jī)對(duì)坯料進(jìn)行倒角，采用TIG 焊焊接工藝焊合包套。實(shí)驗(yàn)時(shí)將試樣豎直放在下模上進(jìn)行第一個(gè)方向的鍛造，每一次鍛造完成后取出，并旋轉(zhuǎn)90°后放在下模上進(jìn)行下一個(gè)方向的鍛造。一道次多向鍛造過程如圖2 所示。

圖2 包套多向鍛造過程示意圖Fig.2 Schematic diagram of multi-direction forging process of cladding

使用RZU200HF 液壓成形機(jī)進(jìn)行包套多向鍛造實(shí)驗(yàn)，試樣放在上模上用高溫爐一起加熱到200 ℃，保溫30 min，上下模和試樣表面用石墨潤(rùn)滑。每個(gè)方向的下壓量均為40%，鍛完3 個(gè)方向完成一個(gè)道次的鍛造。鍛后對(duì)試樣進(jìn)行切割，選取不同位置進(jìn)行后續(xù)的力學(xué)性能測(cè)試，并對(duì)切割后的部分試樣進(jìn)行T6 熱處理，熱處理工藝過程為：在450 ℃條件下固溶處理2 h，后隨爐升溫至480 ℃繼續(xù)固溶處理2 h，然后在20 ℃的水中淬火，最后在120 ℃條件下保溫24 h 進(jìn)行人工過時(shí)效。用MH-3L 顯微硬度計(jì)測(cè)量坯料的顯微硬度，用SANS 拉伸試驗(yàn)機(jī)檢測(cè)試樣的力學(xué)性能。

2 結(jié)果及分析

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1.1 包套材料的選取

包套材料的選取需要考慮坯料和包套材料的變形抗力大小，模擬中選取變形抗力稍小于鋁合金的CnZn37 和變形抗力稍大于鋁合金的45#鋼作為包套材料，并和不加包套時(shí)的模擬進(jìn)行對(duì)比。圖3 是在不同包套材料下，包套多向鍛造一道次后，坯料的等效應(yīng)力分布圖。圖3a 為不加包套，直接對(duì)坯料進(jìn)行一道次多向鍛造的模擬結(jié)果，由于坯料和上下模具直接接觸，坯料和模具之間的摩擦力導(dǎo)致坯料內(nèi)部各處的變形不均勻，坯料外壁尖角部位的應(yīng)力最大，在此處易產(chǎn)生應(yīng)力集中，形成開裂等缺陷。圖3b 選擇的包套材料是CuZn37，可以看到一道次變形結(jié)束后，坯料和包套接觸部分形成很大的間隙，坯料在變形過程中容易與包套產(chǎn)生摩擦力，包套無法對(duì)坯料的變形起到限制作用，在變形結(jié)束后，坯料的應(yīng)力分布仍然不均勻。當(dāng)包套材料選用45#鋼時(shí)，如圖3c 所示，變形結(jié)束后坯料和包套之間緊密接觸，發(fā)生協(xié)調(diào)變形，整個(gè)坯料處于三向壓應(yīng)力狀態(tài)，等效應(yīng)力分布非常均勻，所以選用45#鋼作為包套的實(shí)驗(yàn)材料。

圖3 不同包套材料下的包套多向鍛造一道次等效應(yīng)力分布Fig.3 Distribution of equivalent stress of cladding multi-direction forging under different cladding materials

2.1.2 包套厚度的選取

包套厚度的選擇在很大程度上影響到包套多向鍛造的結(jié)果，較小時(shí)，包套本身可能會(huì)發(fā)生不均勻變形，與坯料發(fā)生脫離而失效；過大時(shí)，試樣整體受到的變形抗力較大，變形困難。劉坡[16]總結(jié)出包套厚度與變形力之間的數(shù)學(xué)模型如下：

式中：t為包套厚度；R為芯部坯料半徑；τ1和τ2為坯料和包套表面的剪切應(yīng)力（MPa）；H為包套的高度（mm）；σZR為坯料半徑R處的軸向壓應(yīng)力（MPa）；σZ(R+t)為包套外徑邊界上的軸向壓應(yīng)力（MPa）。

由于本實(shí)驗(yàn)采用的是方形包套，近似的取底面正方形邊長(zhǎng)的1/2 作為圓的半徑R，從而得到R=7.5 mm，H=22.5 mm 代入式（1）中，可求得壁厚值t=4.12 mm。為了確定合適的包套厚度，選擇厚度為3，4，5 mm的包套進(jìn)行模擬，根據(jù)模擬結(jié)果進(jìn)一步篩選。圖4 是不同包套厚度下試樣經(jīng)過一道次多向鍛造后，沿豎直軸向截面的等效應(yīng)變分布圖。圖4a 坯料的包套厚度為3 mm，可以看到坯料中心與側(cè)面的等效應(yīng)變分布差異較大，應(yīng)變分布很不均勻。圖4b 坯料的包套厚度為4 mm，此時(shí)坯料中心與側(cè)面的等效應(yīng)變分布差異相較于圖4a 有所降低，變形的均勻性得到了改善。當(dāng)包套厚度達(dá)到5 mm 時(shí)，如圖4c，坯料中心與側(cè)面的等效應(yīng)變分布差異得到了進(jìn)一步降低，應(yīng)變分布更加均勻。通過分析可以得到在與理論計(jì)算值偏差不大的范圍內(nèi)，隨著包套的厚度增加，等效應(yīng)變分布更加均勻，所以最終選用5 mm 厚度的包套進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

圖4 不同包套厚度下的包套多向鍛造一道次等效應(yīng)變分布Fig.4 Distribution of equivalent strain in multi-direction forging under different thickness of cladding

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 實(shí)驗(yàn)后的試樣宏觀形貌

包套多向鍛造一道次試驗(yàn)后試樣的成形效果如圖5 所示，采用的包套實(shí)驗(yàn)材料為45#鋼，包套厚度為5 mm。由圖5a 可以看到，經(jīng)過一個(gè)道次的包套多向鍛造后，試樣的側(cè)面均為單鼓形。沿徑向切割將試樣一分為二，如圖5b 所示，包套與坯料接觸緊密，坯料未產(chǎn)生裂紋。包套多向鍛造實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了包套材料和厚度的可靠性，可以應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)。

圖5 包套多向鍛造一道次實(shí)驗(yàn)后試樣的宏觀形貌Fig.5 Macroscopic morphology of the sample after the first experiment of multi-direction forging of cladding

2.2.2 顯微硬度分析

對(duì)初始態(tài)試樣和一道次包套多向鍛造后試樣進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，對(duì)鍛后的試樣主要選取心部、側(cè)邊緣和上邊緣3 個(gè)位置測(cè)量硬度，位置如圖5b 所示，每個(gè)位置測(cè)量10 個(gè)點(diǎn)求其平均值，得到初始態(tài)試樣的平均硬度值為HV72.2，經(jīng)過一道次包套多向鍛造后試樣心部、側(cè)邊緣和上邊緣的硬度值分別為HV98.7，HV96.5，HV94.2?？梢钥吹?，經(jīng)過一道次包套多向鍛造后，試樣的硬度得到了提升，各個(gè)部位的硬度值變化相差不大，說明45#鋼包套材料對(duì)坯料起到了有效的限制作用，各個(gè)部位的變形比較均勻，與模擬結(jié)果相符合。

2.2.3 拉伸性能分析

對(duì)一道次包套多向鍛造實(shí)驗(yàn)后的試樣進(jìn)行拉伸測(cè)量，試樣的拉伸位置如圖5b 所示，表2 是試樣拉伸力學(xué)性能的變化情況。測(cè)量結(jié)果表明，包套多向鍛造和T6 熱處理可以顯著提高試樣的抗拉強(qiáng)度，T6 熱處理后試樣的抗拉強(qiáng)度較初始樣提高了81.1%；經(jīng)過包套多向鍛造后，試樣的伸長(zhǎng)率得到了提升，T6 熱處理后，伸長(zhǎng)率下降。

表2 試樣的拉伸力學(xué)性能Tab.2 Tensile mechanical properties of samples

3 結(jié)論

1）通過Deform-3D 模擬噴射成形高強(qiáng)鋁合金包套多向鍛造的成形過程，當(dāng)包套材料的變形抗力稍大于坯料時(shí)，坯料和包套之間發(fā)生協(xié)調(diào)變形，可以顯著改善坯料的等效應(yīng)力分布。

2）包套厚度影響坯料的等效應(yīng)變分布，在一定范圍內(nèi)，包套厚度越大，坯料的等效應(yīng)變分布越均勻。

3）包套多向鍛造后試樣的宏觀形貌與模擬結(jié)果一致，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，一道次包套多向鍛造實(shí)驗(yàn)后，試樣的硬度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率都得到了提升，經(jīng)過T6 熱處理后，試樣的抗拉強(qiáng)度進(jìn)一步提升，伸長(zhǎng)率下降。