進給比對2195鋁鋰合金帶筋筒殼旋擠復(fù)合成形規(guī)律及力學(xué)性能的影響

張勁，蔡鳴，黃誠，曾華強

(1.中南大學(xué)輕合金研究院，湖南長沙，410083；2.中南大學(xué)高性能與復(fù)雜制造國家重點實驗室，湖南長沙410083)

隨著航空航天領(lǐng)域的飛速發(fā)展，航空航天工業(yè)對構(gòu)件的結(jié)構(gòu)輕量化要求日益增加。2195 鋁鋰合金具有較低的材料密度、優(yōu)良的抗腐蝕性能、較好的疲勞性能以及較強的強韌性等優(yōu)點，作為高性能輕量化結(jié)構(gòu)件被廣泛應(yīng)用于航空航天儲箱等重要構(gòu)件[1-6]，其塑性、密度、強度等方面的優(yōu)越性對于航空航天領(lǐng)域尤其是運載火箭上的儲箱構(gòu)件來說是前景絕佳的材料[7]。

旋擠復(fù)合成形采用整體復(fù)合近凈無縫制造技術(shù)的一次成形工藝，是針對加筋筒殼成形的新興成形方法。與傳統(tǒng)鉚焊組合拼接成形工藝和分塊成形制造工藝相比，旋擠復(fù)合成形工藝作為一種加工工序少、加工流線完整的加筋筒殼整體一次成形工藝，在經(jīng)濟性、輕量化、快速成形方面更具有優(yōu)越性。近年來，高強度、高精度、高可靠性等優(yōu)點的復(fù)雜薄壁構(gòu)件成為了國內(nèi)外學(xué)者的研究重點，但是，在這些研究中，筒殼類構(gòu)件的研究較多，而帶高細(xì)筋構(gòu)件的研究則相對較少。在成形過程中，具有內(nèi)筋的筒殼件與無內(nèi)筋的筒殼件相比更容易產(chǎn)生成形缺陷，薄壁高細(xì)筋的復(fù)雜筒殼構(gòu)件依然在制造方面有極大的困難[8-9]。ZENG等[10]在研究具有交叉內(nèi)筋的薄壁管件成形的過程中發(fā)現(xiàn)在成形內(nèi)筋上出現(xiàn)了許多成形缺陷問題。NANJO 等[11-12]研究發(fā)現(xiàn)：在鋁合金剪切旋壓變形過程中，改變道次壓下量、壁厚減薄率、成形溫度均會對材料的成形效果、表面質(zhì)量等產(chǎn)生影響，而在增加加工道次的情況下能改善成形表面質(zhì)量。GAN 等[13]研究了在多道次普通旋壓過程中采用往返結(jié)合的旋輪軌跡對成形過程中材料性能的影響，發(fā)現(xiàn)回程道次的使用可以顯著提高鋁合金球面的壁厚均勻性。XIA等[14]通過研究交錯旋壓法和再結(jié)晶退火制造納米/超細(xì)晶結(jié)構(gòu)管，發(fā)現(xiàn)在某個固定溫度和固定道次下可以獲得良好的表面光潔度和成形性能。D'ANNIBALE 等[15]通過有限元仿真和實驗相結(jié)合的方法對鋁合金管狀結(jié)構(gòu)流動成形過程的技術(shù)參數(shù)進行了研究，發(fā)現(xiàn)進給速率對成形過程中結(jié)構(gòu)件的溫度分布影響不大，但對成形構(gòu)件伸長率的影響顯著。CAO 等[16]研究了流動成形過程中工藝參數(shù)對AZ80合金管組織和力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)不同參數(shù)變化對成形構(gòu)件的拉伸性能影響顯著。

進給比為進給速度與轉(zhuǎn)速的比值，在變形過程中起著重要的作用。一般情況下，隨著進給比的增加，變形徑向力增加，材料填充性能提高[17]。在成形過程中，進給比的選擇也很重要，過低或過高的進給比均可能造成坯料斷裂[16]。BHATT等[18]研究了在旋壓成形過程中進給速度和轉(zhuǎn)速對成形件表面粗糙度和可成形性能的影響，發(fā)現(xiàn)在較高的轉(zhuǎn)速和進給速度、較低的減薄率下成形部件表面會產(chǎn)生魚鱗紋從而影響表面質(zhì)量。故選取合適的進給比可以使坯料成形過程中不易斷裂且具有較好的成形性能。

為此，本文作者對不同進給比下的2195 鋁鋰合金帶筋筒殼整體成形演變規(guī)律及成形性能進行研究，從晶粒組織、材料流線、材料強度及硬度等方面探討進給比與2195 鋁鋰合金帶筋筒殼成形的關(guān)系，為2195 鋁鋰合金帶筋筒殼整體成形研究提供實驗和理論依據(jù)。

1 2195鋁鋰合金旋擠復(fù)合成形實驗

1.1 實驗材料的選取

對2195 鋁鋰合金板材進行軋制處理，之后切割成一定形狀尺寸的圓形厚板，作為初始材料。軋制前板材厚度為56 mm，480 ℃加熱3 h 后進行軋制，軋制后板材厚度為20 mm，2195 鋁鋰合金板材軋制工藝如表1所示。軋制后將坯料加工成直徑為200 mm、厚度為20 mm 的圓形坯料，工件坯料尺寸示意圖如圖1所示。

圖1 工件坯料尺寸示意圖Fig.1 Workpiece blank size diagram

表1 2195鋁鋰合金板材軋制工藝Table 1 2195 Al-Li alloy sheet rolling process

軋制模型及軋制后材料顯微組織和不同變形面初始硬度如圖2 所示，圖中，TD，RD 和ND 分別為軋制方向、橫向和法線方向。對2195 鋁鋰合金軋制板材取樣進行再結(jié)晶退火處理，不同退火溫度下2195 鋁鋰合金軋制板材再結(jié)晶顯微組織如圖3 所示。從圖3 可知：當(dāng)溫度低于400 ℃時，材料不會發(fā)生再結(jié)晶，在450 ℃時發(fā)生了再結(jié)晶，

圖2 2195鋁鋰合金板材軋制模型、顯微組織及硬度Fig.2 2195 Al-Li alloy plate rolling model,microstructure and hardness

圖3 不同退火溫度下2195鋁鋰合金軋制板材再結(jié)晶顯微組織Fig.3 Recrystallization microstructures of 2195 Al-Li alloy rolled sheet at different annealing temperatures

1.2 旋擠成形及相關(guān)參數(shù)選取

2195鋁鋰合金旋擠成形采用旋壓機數(shù)控機床，其整體結(jié)構(gòu)如圖4(a)所示。在成形前，坯料由熱感應(yīng)爐預(yù)熱，同時使用加熱裝置對旋壓模具進行預(yù)熱。在旋擠成形過程中，坯料與芯軸沿切向方向(TD)旋轉(zhuǎn)，同時輥輪沿軸向方向(AD)按照一定的軌跡進給，如圖4(b)所示。徑向(RD)是垂直于包含AD和TD的平面的方向。在整個旋擠成形過程中，成形溫度始終保持在200 ℃左右，潤滑劑為機油混合物。旋擠成形轉(zhuǎn)速分別為112，126，140，154和168 r/min；進給比分別為1.339，1.190，1.071，0.974和0.893 mm/r。

圖4 2195鋁鋰合金旋擠成形示意圖Fig.4 Schematic diagram of 2195 Al-Li alloy spin extrusion

旋擠成形工藝流程如下：制作直徑為200 mm、厚度為20 mm 的坯料，并在中心打沉孔用以固定→將坯料在400 ℃加熱1.5 h→調(diào)試旋壓機運行模擬路徑→預(yù)熱模具至200 ℃→裝夾坯料→運行程序進行旋擠成形(全過程保持溫度在200 ℃左右)。其最終成形構(gòu)件如圖5所示。

圖5 2195鋁鋰合金旋擠成形帶筋構(gòu)件Fig.5 2195 Al-Li alloy reinforced components obtained by spin extrusion

將鋁鋰合金坯料加熱至400 ℃是為了減小鋁鋰合金變形抗力，使坯料在成形過程中易成形而不會斷裂，且400 ℃低于2195 鋁鋰合金的再結(jié)晶溫度，不會改變其內(nèi)部晶粒結(jié)構(gòu)。

將材料進行510 ℃×1 h固溶，測量不同時效時間下的材料硬度，得到2195 鋁鋰合金旋擠成形構(gòu)件時效硬化曲線，如圖6所示。由圖6可知：時效52 h左右硬度達到峰值。

圖6 2195鋁鋰合金旋擠成形工時效硬化曲線Fig.6 2195 Al-Li alloy spin extrusion workpiece aging hardening curve

2 結(jié)果與討論

2.1 進給比對成形規(guī)律的影響

表2 所示為2195 鋁鋰合金旋擠工藝參數(shù)及實驗結(jié)果。圖7所示為成形未斷裂坯料試樣的截面照片。由表2可知，在初始坯料未加熱和室溫成形的情況下，坯料出現(xiàn)斷裂，這是因為變形過程中溫度較低，導(dǎo)致成形抗力較大，變形受阻；在進行坯料預(yù)熱且200 ℃成形的情況下，成形效果較好；在其他條件相同的情況下，增加總減薄率會使成形過程中的徑向力增加，從而導(dǎo)致筋高的增加，這與MOLLADAVOUDI 等[19]的研究結(jié)果一致。但當(dāng)總減薄率過大時，由于輥輪進給使得材料大量堆積在輥輪前端，繼續(xù)運行所需要的軸向力增大，輥輪運行受阻，最終造成樣件斷裂。當(dāng)總減薄率過小時，旋擠成形后坯料的筋高成形情況不夠理想，故后續(xù)選用總減薄率82.5%進行實驗跟蹤。

圖7 不同成形件截面試樣照片F(xiàn)ig.7 Photos of section samples of different forming parts

圖8所示為當(dāng)加熱溫度為400 ℃、成形溫度為200 ℃，總減薄率為82.5%時，不同進給比條件下成形坯料筋高對比。從圖8可以看出：隨著進給比的增加，坯料筋高逐漸增加。當(dāng)進給比從0.893 mm/r 增加至1.190 mm/r 時，其筋高增加了16.4%，繼續(xù)增加進給比對筋高影響很小，當(dāng)進給比為1.190 mm/r時，已達該參數(shù)下的筋高極限，繼續(xù)增加進給比對并不能顯著提高筋高成形效果。

圖8 相同總減薄率(82.5%)、不同進給比下筋高和壁厚曲線Fig.8 Rib height and wall thickness curves under the same total reduction ratio(82.5%)and different feed ratios

2.2 進給比對力學(xué)性能的影響

對不同進給比條件下成形構(gòu)件筋部取樣固溶時效處理至峰值時效后的樣件進行硬度檢測和拉伸試驗。表3所示為在相同時效制度不同進給比條件下所得成形件硬度。由表3 可知：當(dāng)進給比從0.893 mm/r增加到1.339 mm/r時，成形件筋部硬度均值從167.88增加到了175.57。在相同時效制度和相同的進給比下，成形構(gòu)件不同部位硬度變化不大。隨著進給比從0.893 mm/r 增加到1.339 mm/r，外表層硬度從167.87增加到174.57；中心層硬度從168.47增加到175.00；筋部尖端部位硬度從167.30增加到177.13。圖9所示為在相同時效制度、不同進給比條件下成形件筋部強度和伸長率曲線。由圖9 可知：當(dāng)進給比從0.893 mm/r 增加到1.339 mm/r時，屈服強度從372 MPa增加到395 MPa，抗拉強度從443 MPa 增加到485 MPa，伸長率為6.73%～7.14%，基本保持不變。這可能是因為在旋擠成形過程中，隨著進給比的增加，變形加劇導(dǎo)致的加工硬化增加，從而影響了材料的硬度和強度。

圖9 相同時效制度、不同進給比下成形件筋部拉伸試驗強度和伸長率曲線Fig.9 Tensile test strength and elongation curves of ribs of formed parts with different feeds under the same aging process

表3 在相同時效制度下不同進給比成形樣件硬度分布Table 3 Hardness(HV)distribution of formed samples with different feed ratios under same aging process

從整體上來看，進給比的改變對材料的硬度、強度和伸長率的影響不大，基本保持在一定的范圍內(nèi)。研究表明，在旋擠成形過程中，改變進給比對材料性能的影響不大。當(dāng)其他條件相同時，隨著進給比的增加，成形構(gòu)件硬度、抗拉強度和屈服強度隨之增加，伸長率基本保持不變。

2.3 進給比對微觀特征的影響

圖10 所示為不同進給比下旋壓成形試件光學(xué)顯微照片。從圖10 可見：不同進給比下成形件筋部顯微組織呈現(xiàn)一定的流線。這是因為在旋擠成形過程中，旋輪進給運動帶來的徑向力推動材料往筋部流動，且隨著進給比的增加，徑向力隨之增加，筋部充填效果更加明顯，筋部流線也更加密集。而在整體的流動成形過程中，沿切向方向(TD)一側(cè)流線更為密集，密集區(qū)域如圖10(f)所示，這是在主軸自轉(zhuǎn)過程中，旋輪進給的同時反復(fù)擠壓筋的一側(cè)造成的。筋部流線隨著進給比的增加而變得密集且均勻，可能是導(dǎo)致材料強度和硬度增加的原因。圖11 所示為旋擠成形后構(gòu)件筋部材料流動及晶粒組織分布情況。由圖11 可知成形件筋部呈現(xiàn)一定規(guī)律的流線形，越靠近筋部位置流線曲率越大，而表面位置的流線則趨于平緩，如圖11(a)所示。圖11(b)～(g)所示為其筋部成形構(gòu)件不同部位的EBSD顯微組織形貌，可見：成形構(gòu)件筋部位置晶粒分布均勻細(xì)小且在筋部和拐角處呈現(xiàn)一定晶粒流線。

圖10 不同進給比下成形件筋部光學(xué)顯微照片F(xiàn)ig.10 Optical micrograph of rib of forming part with different feed ratios

由圖11 可知：無論進給比如何改變，成形工件筋部的晶粒分布密集且細(xì)小，這可能與成形過程中旋輪進給和總減薄率的選擇有關(guān)。研究表明，在旋擠成形過程中，成形筋部顯微組織呈一定的流線形，且進給比的改變對成形件筋部晶粒組織影響不大。在旋擠成形過程中，進給比的增加使得成形件筋部流線和晶粒分布更加密集均勻。

圖11 旋擠成形筋部整體流線模型及不同部位的EBSD晶粒分布和局部流線圖Fig.11 Overall streamline model of spin-extrusion rib and EBSD diagrams of grain distribution and local streamlines of different parts

3 結(jié)論

1)在本文的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，當(dāng)加熱溫度為400 ℃、成形溫度為200 ℃、總減薄率為82.5%時，改變進給比均能成形出筋高4.6 mm 以上的2195鋁鋰合金整體帶筋筒殼。

2)在進給比為0.893～1.339 mm/r范圍內(nèi)，隨著進給比的增加，帶筋筒殼內(nèi)筋充填高度增加。超過這個范圍后，進給比的增加對筋高增長影響甚微。當(dāng)進給比從0.893 mm/r增加至1.190 mm/r時，筋高整體提升了16.4%。

3)在帶筋筒殼成形過程中，筋部按一定的規(guī)律呈現(xiàn)流線形式，且隨著進給比的增加，筋部晶粒分布和筋部流線均更加密集且均勻。

4)在相同時效狀態(tài)、不同進給比條件下，在帶筋筒殼成形過程中，隨著進給比的增加，材料筋部硬度、屈服強度和抗拉強度均增加，伸長率基本不變。