不同熱處理狀態(tài)鋁合金在電磁成形條件下的成形性研究

肖昂，顏子欽，崔曉輝,,c，王世鵬，林愈弘

（中南大學 a.機電工程學院；b.輕合金研究院；c.高性能復雜制造國家重點實驗室，長沙 410083）

近年來，隨著航空航天和汽車領域?qū)p量化的要求越來越迫切，輕質(zhì)金屬特別是鋁合金的應用越來越廣泛。傳統(tǒng)加工技術下，鋁合金的室溫成形性能不高，無法滿足成形要求。熱成形又面臨成本提高、組織性能難控和表面質(zhì)量降低的問題。電磁成形（Electromagnetic forming，EMF）是一種利用洛倫茲力驅(qū)動工件變形的金屬高速成形技術，研究表明電磁成形能夠提高材料的成形極限，有效減少零件回彈并抑制材料起皺[1—4]。電磁成形還具有單次加工成本低廉、成形過程無生態(tài)污染等特點，節(jié)能環(huán)保。對于電磁成形提高材料成形性的原因，認為是多種效應的共同作用，如慣性效應抑制頸縮發(fā)展[4]、高應變率下本構模型的轉變[5]、絕熱溫升帶來的軟化效應[6]和電磁體積力利于位錯波滑移[7]等。

對于影響電磁成形提高材料成形極限的因素，國內(nèi)外學者做了大量研究。Altynova[8]發(fā)現(xiàn)固溶態(tài)6061鋁合金和6061-T6 鋁合金電磁脹環(huán)過程的斷裂應變比準靜態(tài)下分別提高了 60%和 150%。Sánchez-Santana 等[9]對存在初始疲勞損傷的6061-T6 鋁合金進行了動態(tài)拉伸試驗，發(fā)現(xiàn)初始損傷可以略微提高材料的成形極限，而初始沖擊速度對成形極限的影響不顯著。國內(nèi)金淳等[10]發(fā)現(xiàn)，電磁成形對于完全退火態(tài)和固溶淬火態(tài)2219 鋁合金的成形極限均有提高的作用，但是電磁成形對固溶淬火態(tài)的效果比完全退火態(tài)的效果更好。劉大海等[11—12]研究了預變形對鋁合金動態(tài)成形性能的影響，發(fā)現(xiàn)一定預變形能夠提高動態(tài)拉伸伸長率，改善位錯分布均勻度和減小位錯胞尺寸，動態(tài)變形過程中，準靜態(tài)預變形組織的存在更易誘發(fā)位錯的多系滑移特征。Xu 等[13—14]設計了跑道線圈用于電磁單向拉伸，然而得到的試樣存在不完全對稱的問題。

文中通過有限元仿真研究了試樣和線圈的相對位置對變形均勻性的影響，得到了試樣和線圈的最佳成形位置。為了探究材料的初始狀態(tài)對動態(tài)成形能力的影響，文中選用了完全退火態(tài)和加工硬化態(tài)的1060，3003，5052 鋁合金，進行準靜態(tài)拉伸和電磁拉伸。分析不同狀態(tài)的試樣在準靜態(tài)拉伸和電磁拉伸下的成形性能，并探討了電磁成形提高成形極限的機理。

1 有限元模擬

1.1 有限元建模

電磁單向拉伸成形裝置如圖1a 所示，裝置包括凹模、單向拉伸試樣、跑道線圈和底座。電磁成形裝置的主要參數(shù)為25 kV 的額定電壓和640 μF 的電容。準靜態(tài)拉伸在WDW-100A 型力學性能測試機上進行，變形速度為 3 mm/min。圖 1b 為 1060-O 和1060-H24 試樣在準靜態(tài)拉伸條件下的應力-應變曲線。文中以1060-H24 鋁合金在動態(tài)拉伸下的變形行為為研究對象，進行了有限元仿真研究。

圖1 動態(tài)拉伸裝置和材料力學性能Fig.1 Dynamic tensile device and mechanical properties of materials

模型的具體參數(shù)如圖2a 所示，試樣參照準靜態(tài)拉伸試驗標準ISO 6892：1998 來制備，試樣長為160 mm，標距段寬b為12.5 mm，厚度為1 mm，標距為50 mm，線圈橫截面為3 mm×10 mm 的矩形。將試樣放置在跑道線圈一側的上方，試樣與線圈距離1 mm，將試樣的下平行段與線圈內(nèi)側的相對距離定義為h。仿真采用試驗所得的實際電流數(shù)值，如圖2b所示。1060-O 和1060-H24 試樣在電磁單向拉伸中出現(xiàn)頸縮的電壓分別為3.1 kV 和2.9 kV。文中采用順序耦合法，首先在ANSYS/EMAG 模塊中建立試樣單向拉伸的電磁場模型，如圖2c 所示，模型包括模具、板料、線圈、空氣場和遠場5 個部分。計算完電磁力后，在ANSYS/LSDYNA 模塊中進行變形場建模并依次進行計算。圖2d 為建立的變形場模型，將模具和支撐板定義為剛體。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

高速變形下材料的變形行為與準靜態(tài)條件下大有不同，考慮到高應變速率對成形的影響，在ANSYS/LSDYNA 模塊中采用Cowper-Symonds 本構模型進行建模。Cowper-Symonds 本構模型適用于高速成形，如式（1）所示：

式中：σ為流變應力；σs為準靜態(tài)流變應力；為應變率；P和m為鋁合金的常數(shù)參數(shù)，P=6500 s-1，m=0.25。

1.2 相對位置對感應電流密度的影響

由于板料與線圈的相對位置對板料寬度方向的受力均勻性有很大影響，設置了多組參數(shù)來探究板料的最佳位置。圖3 為20 μs 時線圈板料相對位置對板料兩側電流密度的影響。在h=0.58b時，板料中心線與線圈左側中心線重合，由于線圈右側對板料也有影響，板料右側的電流密度為1.86×109A/mm2，大于左側電流密度1.36×109A/mm2，如圖3a 所示。圖3b 中將板料向左移動1 mm，此時h=0.66b。板料左側電流密度增大至1.72×109A/mm2，右側為1.85×109A/mm2，板料兩側電流密度差距減小，但仍然不均勻。當h增大到0.756b時，板料兩側電流密度達到一致，均為1.86×109A/mm2，板料內(nèi)部電流密度分布均勻，如圖3c 所示。當h繼續(xù)增大到0.8b時，出現(xiàn)板料左側電流密度大于右側的情況，如圖 3d所示。

1.3 位置對變形輪廓的影響

變形結束后，提取板料中間節(jié)點在z軸方向的位移并繪制曲線，節(jié)點路徑如圖2d 所示。圖4 為位移結果?？梢钥闯霎攈等于0.58b和0.66b時，曲線單調(diào)遞減，靠近線圈內(nèi)側的一邊位移小于外側；當h為0.8b時，曲線呈上升趨勢，此時外側位移變??；當h等于0.756b時，曲線趨于平緩，且左右端點位置位移幾乎一致，此時變形最為均勻。根據(jù)仿真結果可知，h=0.756b時是放置板料的最佳位置。

圖4 不同位置對應的變形輪廓Fig.4 Deformation contours corresponding to different positions

2 結果與分析

2.1 伸長率與硬度

文中選用1060，3003，5052 這3 種鋁合金材料，材料初始狀態(tài)分別為H24，H24，H32 態(tài)。將上述3 種材料進行完全退火處理，得到1060-O，3003-O，5052-O 這3 組材料。將得到的6 組試樣進行準靜態(tài)拉伸和電磁單向拉伸。圖5 為1060-H24 的原始試樣和變形試樣。試樣原始標距為L0，變形后的標距為Lu。由于電磁成形后試樣中間段為弧形，考慮到在電磁單向拉伸試驗條件下，試樣標距內(nèi)寬度方向變形的均勻性和與準靜態(tài)一致，可認定弧形段標距Lu范圍內(nèi)試樣變形時為單向拉伸狀態(tài)。伸長率的測定為標距段的變形長度與原始標距之比，如式（2）所示：

圖5 變形試樣對比Fig.5 Comparison of deformed samples

對于變形后的試樣，選取頸縮或斷裂附近的區(qū)域切下一塊8 mm×8 mm 的小方塊進行顯微硬度分析。樣品經(jīng)過機械研磨表面后使用TMVS-1 維氏硬度計進行測試，加載力為5 N，保持時間為10 s。每個樣品保證有5 個以上有效的硬度值。

圖6—8 分別為1060，3003，5052 鋁合金試樣的伸長率和硬度結果。對于1060 鋁合金：1060-O 試樣準靜態(tài)拉伸的伸長率（43.8%）和動態(tài)拉伸的伸長率（44.0%）相差無幾，而1060-H24 鋁合金動態(tài)拉伸伸長率（20.2%）為準靜態(tài)拉伸（5.1%）的3.96 倍。對于3003 鋁合金：退火態(tài)試樣準靜態(tài)拉伸的伸長率為31.0%，動態(tài)拉伸的伸長率為43.2%，相比準靜態(tài)提高了 39.4%；H24 態(tài)試樣準靜態(tài)拉伸的伸長率為12.5%，動態(tài)拉伸的伸長率為27.5%，相比準靜態(tài)提高了120%。對于5052 鋁合金：退火態(tài)試樣準靜態(tài)拉伸的伸長率為28.3%，動態(tài)拉伸的伸長率為43.0%，相比準靜態(tài)提高了51.9%；H32 態(tài)試樣準靜態(tài)拉伸的伸長率為10.9%，動態(tài)拉伸的伸長率為22.5%，相比準靜態(tài)提高了106.4%。

圖6 1060 鋁合金力學性能Fig.6 Mechanical properties of 1060 aluminum alloy

圖7 3003 鋁合金力學性能Fig.7 Mechanical properties of 3003 aluminum alloy

圖8 5052 鋁合金力學性能Fig.8 Mechanical properties of 5052 aluminum alloy

對比圖6—8 中伸長率的變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)加工硬化態(tài)試樣電磁成形效果較完全退火態(tài)更好，在1060 鋁合金中尤為明顯。顯微硬度的變化規(guī)律在3種材料中也是相同的。未變形試樣、準靜態(tài)變形試樣和電磁成形試樣的硬度依次升高。

2.2 斷口分析

圖9a 為1060-O 試樣經(jīng)準靜態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌?？梢钥吹綌嗔衙妾M窄，斷口附近有明顯的滑移帶，韌窩大小分布不均。圖9b 為1060-O 試樣經(jīng)動態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌。可以看到試樣斷裂面十分狹窄，韌窩大且深。與準靜態(tài)拉伸不同的是，電磁拉伸斷口韌窩較深且大小分布均勻，說明電磁成形后試樣的韌性更好。上述2 組斷口都表明試樣具有良好的塑性，均為韌性斷裂。圖9c 為1060-H24試樣經(jīng)準靜態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌，斷裂面較寬，韌窩面積小且淺。圖9d 為1060-H24 試樣經(jīng)電磁拉伸斷裂后的斷口形貌。比起準靜態(tài)拉伸斷口，斷裂面較窄，韌窩更大更深，證明H24 態(tài)試樣電磁拉伸的塑性比準靜態(tài)拉伸好。

圖9 1060 鋁合金斷口形貌Fig.9 Fracture morphology of 1060 aluminum alloy

2.3 TEM 分析

1060 試樣電磁成形后的TEM 結果如圖10 所示。從圖10a 和圖10b 可以看到，1060-O 試樣電磁成形后的晶粒內(nèi)部位錯密度很低，存在數(shù)量不多的位錯線，有多個小尺寸亞晶粒，并能觀察到典型的亞晶界特征。在1060-H24 電磁成形試樣中觀察到位錯密度較高，并且出現(xiàn)位錯胞結構，這是典型的電磁成形組織結構，證明位錯發(fā)生了交滑移，如圖10c 所示。雖然退火態(tài)電磁成形試樣晶粒內(nèi)部位錯十分少，但是存在亞晶界和小尺寸亞晶。這與Bach[15]研究的高純鋁電磁成形后的微觀結構較為相似。

圖10 1060 鋁合金電磁成形TEM 結果Fig.10 TEM photos of 1060 aluminum alloy after EMF

由于退火后晶粒內(nèi)部無位錯，同時純鋁也不存在GP 區(qū)和第二相，導致位錯在晶粒內(nèi)部運動時的阻礙很小，而常溫下晶界的強度較高，位錯遇到晶界的阻礙造成塞積，故觀察到晶界變形。在電磁成形過程中，位錯滑移時由于受到的運動阻礙小，不會發(fā)生交滑移，故成形極限沒有得到提高。對于加工硬化態(tài)試樣來說，晶粒本身存在一些缺陷，如位錯和變形晶界等，使得在電磁成形時，位錯的發(fā)生源更多，同時位錯運動受到的阻礙更多，在高速率大塑性變形下，位錯能夠發(fā)生交滑移，實現(xiàn)成形極限的提高。

3 結語

基于順序耦合法，分析了試樣和線圈的相對位置對板條成形均勻性的影響。采用試驗研究了不同初始狀態(tài)鋁合金在電磁單向拉伸條件下的成形性能，得出了以下結論。

1）通過調(diào)整試樣和線圈的相對位置可以得到寬度方向變形均勻的試樣，文中的最佳位置為h=0.756b。

2）與完全退火態(tài)相比，加工硬化態(tài)的鋁合金更適用于電磁成形，成形性能得到大幅提高，同時強度也增加。

3）通過對1060 鋁合金試樣的微觀分析可知，晶粒中含有的原始缺陷能夠提供更多位錯發(fā)生源，并促使位錯發(fā)生交滑移，從而提高電磁成形的成形性。