U 形板件模壓各區(qū)應(yīng)變演化規(guī)律研究

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

國(guó)際熱核聚變實(shí)驗(yàn)堆（International thermonuclear experimental reactor,ITER）計(jì)劃是當(dāng)前世界各國(guó)為了應(yīng)對(duì)能源危機(jī)而設(shè)定的多個(gè)國(guó)家參與的能源計(jì)劃[1—2]。包容高溫聚變等離子體的聚變堆包層是其核心部件，包層第一壁結(jié)構(gòu)具有復(fù)雜的流道結(jié)構(gòu)，如圖1 所示[3]。對(duì)于這種帶有復(fù)雜結(jié)構(gòu)的管件加工，傳統(tǒng)的加工工藝主要是彎管工藝，而彎管工藝加工出來(lái)的管件存在回彈現(xiàn)象，在彎曲處會(huì)有斷裂、起皺等問(wèn)題，并且彎曲處相對(duì)于非彎曲處的組織性能也不一樣[4—5]。鑒于此，提出了U 形件擠壓加擴(kuò)散焊接的工藝方法來(lái)加工復(fù)雜的第一壁流道結(jié)構(gòu)[6]。擴(kuò)散焊接是在真空高溫高壓環(huán)境下進(jìn)行的，焊接后的材料微觀組織粗大，相應(yīng)的力學(xué)性能降低[7—8]，為了提高整個(gè)第一壁的力學(xué)性能，需要首先對(duì)U 形板件進(jìn)行改性。大塑性變形法（Severe plastic deformation，SPD）是極具潛力的材料改性方法[9]，它在基本不改變材料體積的前提下，以通過(guò)累積大量的塑性應(yīng)變達(dá)到細(xì)化晶粒、制備力學(xué)性能優(yōu)異的超細(xì)晶（Ultra-fine grained，UFG）材料為目的的材料制備方法，得到了廣泛的研究。從1930 年由Bridgeman 首次提出高壓扭轉(zhuǎn)法到現(xiàn)在，大塑性變形已經(jīng)發(fā)展出累積疊軋（Accumulative roll-bonding，ARB）、往復(fù)擠壓（Cyclic extrusion compression，CEC）、高壓扭轉(zhuǎn)（High pressure torsion，HPT）、等徑角擠壓（Equal-channel angular pressing，ECAP）、反復(fù)折彎-壓直（Repetitive corrugation and straightening，RCS）、模壓（Groove pressing，GP）、多向鍛造（Multi-directional forging，MDF）等工藝方法[9—12]。近年來(lái)，模壓大變形方法在提升板材力學(xué)性能方向的應(yīng)用得到了充分的發(fā)展[13—15]。文中，筆者結(jié)合U 形板件坯料的復(fù)雜形狀及模壓變形對(duì)于提升板材性能的優(yōu)勢(shì)，將限制性模壓大塑性變形法應(yīng)用于U 形板件的改性制坯中，提出了一種新型的大塑性變形工藝方法——U 形件模壓。為了探究該種新型大塑性變形過(guò)程中坯料的變形過(guò)程、變形機(jī)理及應(yīng)變分布特征，借助DEFORM-3D 有限元軟件對(duì)U 形板件限制性模壓（Constraint groove pressing,CGP）工藝進(jìn)行研究。

圖1 TER 及第一壁結(jié)構(gòu)Fig.1 ITER and first wall structure

1 有限元模型建立

圖2 所示為U 形板坯及不同的模壓變形路徑示意圖。A 路徑：第一次壓彎壓平后，不更換模具，依然使用同一副模具再做一次壓彎壓平，完成4 次擠壓為模壓的一個(gè)道次。路徑B：第一次壓彎壓平后更換與第一次壓彎模具齒位互補(bǔ)的模具，再做一次壓彎壓平，完成4 次擠壓為模壓的一個(gè)道次?？紤]到U 形板件的扇形區(qū)域多次變形后應(yīng)變的均勻性，通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，理論上A 路徑不能得到U 形板件模壓后全局均勻的應(yīng)變分布，因此，將采用B 路徑方案進(jìn)行模擬分析。為了便于后續(xù)描述，圖3 給出了文中U 形件模具術(shù)語(yǔ)的定義，即與水平面平行的為平齒面，與水平面不平行的是斜齒面，平齒面與斜齒面相交的地方為齒拐角，平齒面為矩形的齒是直齒，平齒面為扇形的齒為扇形齒（或弧形齒），扇形齒上等直徑對(duì)應(yīng)點(diǎn)之間的弧長(zhǎng)稱(chēng)為跨度。

圖2 U 形板件尺寸和不同模壓變形路徑Fig.2 Dimensions and different die pressing deformation paths of U-shaped plate

圖3 U 形件模具術(shù)語(yǔ)Fig.3 Terms of U-shape plate die

圖4 所示為U 形板件模壓變形有限元模型，基本參數(shù)設(shè)置如下：坯料溫度為600 ℃，模具溫度為200 ℃，模具齒傾角為45°，齒高為10 mm。材料本構(gòu)模型選取Q235，網(wǎng)格數(shù)量劃分為80 000，將坯料體積屬性設(shè)置Active in FEM+meshing，上模運(yùn)動(dòng)速度為v=1 mm/s，溫成形摩擦因數(shù)設(shè)置為0.25。

圖4 U 形板件模壓有限元模型Fig.4 Finite element model of U-shaped plate die pressing

2 結(jié)果與分析

2.1 單道次CGP 變形應(yīng)變演化及變形均勻性分析

圖5 單道次CGP 試樣不同變形階段等效應(yīng)變分布演化圖和應(yīng)變占比柱狀圖Fig.5 Evolution and histogram of equivalent strain distribution in different deformation stages of single pass CGP specimen

圖5 是單道次CGP 試樣不同變形階段等效應(yīng)變分布和應(yīng)變占比柱狀圖。如圖5a 所示，第一次壓彎過(guò)程結(jié)束后，等效應(yīng)變較小，應(yīng)變主要集中在對(duì)應(yīng)斜齒面區(qū)域，應(yīng)變的產(chǎn)生主要是受到上下模壓齒的剪切作用，在U 形板件上形成“應(yīng)變明顯積累-應(yīng)變不明顯積累”交替出現(xiàn)的特征[16]。第一次壓平后對(duì)應(yīng)的第一次壓彎區(qū)域的應(yīng)變量明顯增加，而非應(yīng)變區(qū)域的應(yīng)變積累依舊沒(méi)有變化（如圖5b 所示）。將上下模替換后進(jìn)行第二次壓彎過(guò)程，之前沒(méi)有發(fā)生變形的區(qū)域受到上下齒的剪切作用發(fā)生應(yīng)變積累，而已經(jīng)發(fā)生變形的區(qū)域在本次變形過(guò)程中應(yīng)變基本上不發(fā)生變化（如圖5c 所示）。在第二次壓平過(guò)程結(jié)束后，壓彎區(qū)域再次受到剪切作用產(chǎn)生塑性變形而被壓平，4 次模壓結(jié)束后整個(gè)變形過(guò)程中材料的應(yīng)變均勻（如圖5d 所示）。當(dāng)?shù)诙螇浩浇Y(jié)束后，材料各區(qū)域理論上受到兩次剪切作用的塑性變形，模壓的一個(gè)道次結(jié)束。應(yīng)變的分布特征主要有剪切變形區(qū)、臨界變形區(qū)、非變形區(qū)，臨界變形區(qū)位于另兩者之間，三者之間無(wú)明顯界限，其中剪切變形區(qū)應(yīng)變累積最顯著，臨界變形區(qū)次之，非變形區(qū)幾乎無(wú)應(yīng)變累積。

為進(jìn)一步分析工藝過(guò)程中等效應(yīng)變的大小分布情況，引入不均勻系數(shù)I（Inhomogeneity factor,I.F）[17]用于評(píng)價(jià)塑性變形的均勻性：

式（1）中：εi為第i點(diǎn)的應(yīng)變值；為所取點(diǎn)的平均應(yīng)變值；n為取點(diǎn)個(gè)數(shù)。I值越小代表等效塑性應(yīng)變?cè)骄鶆颍遗懦藰颖酒骄档脑龃髮?duì)均勻性造成的影響，評(píng)價(jià)結(jié)果更為客觀可靠。結(jié)合應(yīng)變分布云圖可以總結(jié)出在，第二次壓平后應(yīng)力分布比較均勻。綜合考慮試樣中應(yīng)變分布均勻性的優(yōu)劣性與變化情況，可得U 形板件4 次擠壓I值計(jì)算結(jié)果分別為2.29，5.23，1.51，1.181。計(jì)算結(jié)果表明，最后一次擠壓變形的應(yīng)力分布不均勻系數(shù)明顯小于前3 次，即經(jīng)過(guò)一個(gè)道次模壓變形后，U 形板件應(yīng)變分布均勻性最優(yōu)。

4 次擠壓（包括壓彎和壓平）的應(yīng)變值主要分布分別為0～0.5，0.1～1.0，0.25～1.2，0.5～1.5。隨著變形次數(shù)的增加，應(yīng)變累積量也隨之增加，第一次壓彎變形過(guò)程中，上模向下運(yùn)動(dòng)，齒斜面區(qū)域受到剪切的作用，產(chǎn)生塑性變形，齒平面的區(qū)域沒(méi)有剪切作用，幾乎不產(chǎn)生塑性應(yīng)變，這導(dǎo)致坯料應(yīng)變分布具有明顯的不均勻性，模具齒斜面部分（即與U 形件不平行的模具齒面部分，如圖3 所示）的區(qū)域應(yīng)變較大，模具齒平面部分（即與U 形件平行的模具齒面部分，如圖3 所示）的區(qū)域幾乎無(wú)應(yīng)變產(chǎn)生，這與普通板材模壓的變形規(guī)律一致[17]。在第一次壓平后，已變形區(qū)再次承受剪切變形，應(yīng)變累積明顯加大，未變形區(qū)基本保持原有特征，兩次剪切發(fā)生在同一部位，變形區(qū)重復(fù)承受剪切力，導(dǎo)致整體的應(yīng)變均勻性最差。后續(xù)的兩次變形中，應(yīng)變累積特征與第一次變形相似，此前未變形區(qū)經(jīng)歷兩次剪切變形以最大程度使坯料整體變形均勻，后兩次變形與前兩次變形的位置互補(bǔ)，使得第一次擠壓后的未變形區(qū)域受到剪切的作用發(fā)生兩次剪切變形，從理論上保證了4 次變形后整體板材變形的均勻性。根據(jù)應(yīng)變分布云圖看出，各區(qū)域不能達(dá)到理論上的應(yīng)變均勻分布，這是變形過(guò)程中受到摩擦等作用導(dǎo)致的。根據(jù)云圖還可以看出，應(yīng)變的不均勻主要體現(xiàn)在弧形的轉(zhuǎn)角部位。應(yīng)變統(tǒng)計(jì)圖的演化清楚地表明應(yīng)變值不僅趨向于越來(lái)越均勻，而且越來(lái)越大。

應(yīng)變累積的中間過(guò)程是研究應(yīng)變不均勻性形成原因的一個(gè)重要研究對(duì)象。在U 形模壓工藝中非轉(zhuǎn)角處的平直齒區(qū)域，應(yīng)變累積與轉(zhuǎn)角處的弧形齒區(qū)域的應(yīng)變累積規(guī)律大相徑庭。圖6 是在平直齒區(qū)域的應(yīng)變分布及其規(guī)律統(tǒng)計(jì)情況，在平直齒區(qū)域中心面所取得的3 條直線的應(yīng)變分布曲線的走勢(shì)是一致的，應(yīng)變分布呈現(xiàn)波動(dòng)式分布，3 條曲線基本重合，應(yīng)變數(shù)值分布在0.8～1.4 之間。圖7 是應(yīng)變分布規(guī)律與齒的對(duì)應(yīng)關(guān)系，一道次第一次壓彎壓平后在斜齒面區(qū)域（剪切區(qū)域）的中心處應(yīng)變較大且向兩側(cè)逐漸減小。完成一道次后在受到剪切作用的位置均呈現(xiàn)中心處應(yīng)變較大并向兩側(cè)逐漸減小的趨勢(shì)，在靠近齒拐角的地方應(yīng)變最小。剪切基本上是在45°方向上產(chǎn)生并向兩邊擴(kuò)展，這將導(dǎo)致中心區(qū)域最先剪切變形而導(dǎo)致應(yīng)變量更大。

圖6 直齒區(qū)域應(yīng)變分布及其規(guī)律統(tǒng)計(jì)Fig.6 Strain distribution of straight groove area

圖7 應(yīng)變分布規(guī)律與齒的對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.7 Relationship between strain distribution and die

圖8 是扇形齒區(qū)域應(yīng)變分布及其規(guī)律統(tǒng)計(jì)圖，可知該區(qū)域應(yīng)變值范圍在0.2～1.6 之間，應(yīng)變范圍跨度大，應(yīng)變分布不均勻。根據(jù)所取的3 條線上的應(yīng)變變化可知齒面跨度越大的地方（Line 3）應(yīng)變?cè)叫。X面跨度越小的地方（Line 1）應(yīng)變?cè)酱?。為了更快得到大?yīng)變變形的材料，應(yīng)適當(dāng)考慮減小齒寬，增加齒數(shù)來(lái)增加剪切變形的位置，最終快速獲得大變形材料。

2.2 兩道次應(yīng)變演化及變形均勻性分析

圖9 為兩個(gè)不同道次U 形件限制性模壓變形后的坯料x(chóng)-y截面的最終等效應(yīng)變分布云圖及應(yīng)變分布占比。兩道次變形后直齒區(qū)應(yīng)變累積均勻性較弧形齒部分好。

圖8 扇形齒區(qū)域應(yīng)變分布及其規(guī)律統(tǒng)計(jì)Fig.8 Strain distribution of fanshaped groove area

圖9 不同道次試樣x-y 截面等效應(yīng)變分布及應(yīng)變統(tǒng)計(jì)演化Fig.9 Evolution of effective strain distribution and effective strain statistics at x-y plane of specimen after different passes

由式（1）可得，單道次和兩道次模壓變形后I值分別為1.86 和1.21，由計(jì)算結(jié)果可以看出，單道次變形之后板件的離散系數(shù)大于兩道次變形后板件的離散系數(shù)，說(shuō)明采用兩道次變形后應(yīng)變分布更加均勻。同時(shí)，通過(guò)云圖可以發(fā)現(xiàn)，弧形齒部分累積的應(yīng)變較直齒部分的小，這與一道次變形后的應(yīng)變分布狀態(tài)一致。

圖10 是應(yīng)變分布規(guī)律，其取點(diǎn)的方式與一道次應(yīng)變分布分析時(shí)取點(diǎn)位置相同，在平直齒區(qū)域，應(yīng)變分布在1.8～2.6 之間，多數(shù)分布在2.1～2.45 之間，少數(shù)超出2.1～2.45 這個(gè)范圍。與一道次規(guī)律相同的是：在弧形齒區(qū)域，齒面跨度小的位置（Line 3）應(yīng)變大，齒面跨度大的地方（Line 1）應(yīng)變小。隨著道次的增加，在直齒區(qū)域應(yīng)變的波動(dòng)程度明顯有所降低，均勻性增加。扇形齒區(qū)域應(yīng)變分布范圍加大，但是真正變形大的地方（Line 3 附近）占整個(gè)扇形齒區(qū)域比例小。

圖10 二道次后應(yīng)變分布規(guī)律Fig.10 Strain distribution after pass 2

3 結(jié)果驗(yàn)證

圖11 為零件的試制結(jié)果，在模擬結(jié)果的指導(dǎo)下，將設(shè)計(jì)加工好的模具在200 t 壓力機(jī)下組裝好后，將事先切割并石墨潤(rùn)滑好的Q235 鋼板連同模具組裝完成放在加熱爐中，加熱至600 ℃并保溫30 min，壓力機(jī)以1 mm/s 的速度勻速下壓直至達(dá)到行程，每次下壓更換模具都將重新加熱直至按照模擬中的順序依次進(jìn)行兩個(gè)道次試驗(yàn)。結(jié)果表明，兩個(gè)道次變形均成功對(duì)復(fù)雜的U 形板件進(jìn)行了反復(fù)的折彎剪切變形，驗(yàn)證了方案的可行性，為后續(xù)其他材料U 形件模壓提供了指導(dǎo)。

圖11 模具工裝及試制U 形件Fig.11 Mold assembly and U-shaped plate of trial-manufacture

4 結(jié)論

基于擴(kuò)散焊接制造包層第一壁冷卻流道前后的材料性能要求，提出U 形板件模壓工藝作為一種大變形方法對(duì)坯料進(jìn)行改性，并通過(guò)結(jié)合UG 建模與Deform 有限元仿真，成功地對(duì)U 形板件限制性模壓工藝進(jìn)行了探索變形特征研究，通過(guò)分析不同道次下的變形特點(diǎn)、等效應(yīng)變演化規(guī)律、應(yīng)變分布規(guī)律，得到了以下主要結(jié)論。

1）從單道次模壓變形來(lái)看，由于剪切沿著45°方向進(jìn)行，導(dǎo)致直齒區(qū)域應(yīng)變呈現(xiàn)波動(dòng)式分布，受到剪切作用的位置均呈現(xiàn)中心處應(yīng)變較大并向兩側(cè)逐漸減小的趨勢(shì)，在靠近齒拐角的地方應(yīng)變最小。

2）從單道次模壓變形來(lái)看，扇形齒區(qū)域應(yīng)變呈現(xiàn)齒面跨度越小，應(yīng)變?cè)酱?，齒面跨度越大，應(yīng)變?cè)叫?。減小齒寬有利于累積應(yīng)變。

3）從兩道次模壓變形來(lái)看，隨著變形道次的增加，整體應(yīng)變顯著增加。應(yīng)變分布曲線的波動(dòng)程度隨著變形道次的增加有所降低，直齒區(qū)域的變形均勻性比扇形齒區(qū)域的更好，總體應(yīng)變均勻性提升。

4）試驗(yàn)成功制出兩道次U 形模壓板件，驗(yàn)證了模擬方案的可行性，為其他材料U 形板件模壓提供了指導(dǎo)。