基于有限元不同大塑性變形應變特征對比研究及組織分析

胡晴航，田文春，李萍

基于有限元不同大塑性變形應變特征對比研究及組織分析

胡晴航，田文春，李萍

（合肥工業(yè)大學 材料科學與工程學院，合肥 230009）

探究往復擠壓工藝（CEC）與往復擠扭鐓工藝（SETE）的變形特點，并研究單道次變形后的金屬流動行為和應變分布特征。以低活化鋼為材料，對CEC和SETE等2種工藝下的變形過程進行有限元模擬分析，獲得3個道次變形后的CLAM鋼等效應變云圖，同時，開展相關試驗以驗證有限元模擬的準確性。往復擠壓工藝（CEC）與往復擠扭鐓工藝（SETE）均能實現(xiàn)多道次累積應變，其中SETE下的單道次累積應變量更大，其各道次等效應變分別比CEC下的等效應變高2.47、5.06、7.84。0.5道次變形后，SETE下的平均硬度值比CEC下的高6.1HV。在CEC與SETE下進行各道次變形后，邊緣等效應變都高于心部等效應變，且1道次變形后應變均勻性相差不大，但隨著道次的增加，SETE下的應變分布更加均勻。0.5道次變形后，CEC與SETE下的邊緣晶粒尺寸均較心部晶粒尺寸細小，且SETE下的晶粒細化程度更高。

應變分布特征；有限元模擬；變形行為；大塑性變形

隨著現(xiàn)代工業(yè)的迅速發(fā)展，對高性能金屬材料的需求日益增加，制備具有優(yōu)異性能的材料一直是各國材料科學與工程領域研究的熱點。就目前各國的研究現(xiàn)狀來看，晶粒細化是實現(xiàn)金屬材料優(yōu)異性能的重要途徑之一[1]。采用傳統(tǒng)的鍛造、擠壓、軋制以及隨后的再結晶退火處理工藝，盡管可以使晶粒尺寸最小達到10 μm，但仍難以滿足對高性能材料的要求。大塑性變形就是在這樣的背景下發(fā)展起來的一種用于提高材料性能的工藝技術[2]。

在20世紀四五十年代，Bridgeman最早奠定了大塑性變形技術（severe plastic deformation，SPD）的基礎，使人們對高壓和劇烈變形狀態(tài)下的金屬材料行為有了初步認識[3]。SPD的思路是選擇恰當?shù)乃苄宰冃喂に?，使材料在變形后保持與變形前一致的尺寸，材料可以以相同的工藝進行反復變形進而獲得較大的累積應變量[4-5]。基于上述條件開發(fā)出了往復擠壓工藝（cyclic extrusion compression，CEC），在CEC變形過程中，材料始終處于三向壓應力狀態(tài)，不會出現(xiàn)裂紋等缺陷，且可以進行多道次累積應變，該工藝被成功地用于生產(chǎn)各種具有超細晶結構的金屬材料中[6-8]。擠扭工藝是一種具有代表性的塑性變形工藝，該工藝的原理如下：在其變形過程中，通過沿試樣橫截面某一方向扭轉一定角度，從而產(chǎn)生劇烈的塑性變形[9-11]。將往復擠壓變形與擠扭工藝結合，使扭轉變形疊加到擠壓變形中[12]，從而拓展出了往復擠扭鐓工藝（sequential extrusion-twist-extrusion，SETE）。

CEC與SETE的原理如圖1所示。文中采用有限元模擬和物理試驗相結合的方法，對比研究了2種工藝變形過程中的金屬流動行為、應變分布特征及微觀組織演變情況，以期為制備力學性能更優(yōu)的超細晶材料研究提供理論基礎和依據(jù)。

圖1 工藝原理示意圖

1 有限元模擬及試驗

1.1 有限元模擬

采用三維建模軟件UG對2種工藝的模具和坯料進行建模，后將建立的模型導入有限元模擬軟件Deform–3D中。CEC與SETE變形所用坯料尺寸為24 mm×40 mm，材料選擇低活化馬氏體鋼[13]，選用四面體進行網(wǎng)格劃分，模具材料選用H13鋼，上模速度為1 mm/s，摩擦因數(shù)設定為0.25，摩擦類型選用剪切摩擦。

1.2 材料與方法

試驗材料為中國低活化馬氏體鋼，其主要成分（質量分數(shù)）如下：Cr為8.93%，W為1.51%，Mn為0.49%，V為0.15%，Ta為0.15%，C為0.091%，Si為0.05%，余量為Fe。該材料經(jīng)“電阻爐熔煉—電渣重熔—熱軋”后獲得，采用電火花線切割機切取坯料。模具在線圈中加熱至450 ℃，坯料于井式爐中加熱至600 ℃，采用型號為YDZFEM–630T的壓力機完成試驗。

2 結果與分析

2.1 往復擠壓變形過程分析

圖2為0.5道次往復擠壓變形各階段應變分布云圖。坯料隨著上沖頭下行開始向下流動，其下端流入縮頸區(qū)時被擠壓（類似于普通的正擠壓），隨后，當材料流出縮頸區(qū)與鐓粗段的過渡區(qū)（區(qū)）時，試樣下端會受到背壓沖頭的作用開始出現(xiàn)鐓粗變形，最后上沖頭下行至下限位，坯料鐓粗完畢后填滿型腔。至此，0.5道次完成。隨后將模具倒置，此時背壓沖頭作為主沖頭，按照同樣步驟完成另外的0.5道次變形。至此，完成了往復擠壓的1道次變形。

在鐓粗段某一橫截面中心和外緣區(qū)域進行點追蹤，圖3為點追蹤應變變化規(guī)律。可將其分為4個階段：擠壓變形階段，此時材料剛進入縮頸區(qū)，應變迅速上升，且外緣區(qū)域的應變上升更快；穩(wěn)定態(tài)1階段，此時目標點完全進入縮頸區(qū)，處于穩(wěn)定擠壓態(tài)，其應變保持平緩；鐓粗變形階段，在背壓沖頭的作用下應變再次上升，且上升幅度幾乎一致；穩(wěn)定態(tài)2階段，材料經(jīng)過鐓粗變形后進入穩(wěn)定態(tài)，應變再次趨于平緩。最終，外緣處等效應變高于心部應變，其主要原因是擠壓變形過程中外緣處累積應變要顯著高于心部應變。

圖2 0.5道次往復擠壓變形各階段應變分布云圖

注：表示縮頸區(qū)外緣，三向壓應力；表示縮頸區(qū)中心，三向壓應力；表示過渡區(qū)，兩向受壓一向受拉；表示鐓粗段，三向壓應力。

圖3 往復擠壓變形點追蹤應變變化規(guī)律

圖4為0.5道次往復擠壓終態(tài)應變分布云圖。可以看到，等效應變沿外緣部分向中心逐漸降低，這是由于在變形過程中，外緣材料與縮頸處的模具側壁之間存在較大摩擦，其流動速度存在速度差，應變累積更大，鐓粗變形后使坯料橫截面應變分布呈圓環(huán)狀（如圖4a所示）。由圖4b可知，、截面徑向應變曲線幾乎重合，說明在鐓粗段遠離背壓沖頭的區(qū)域，其軸向應變變化不大，而截面等效應變相對較低，這是由于金屬越靠近背壓沖頭，受到的摩擦作用越大，導致出現(xiàn)困難變形區(qū)，應變累積程度相對其他位置較低。

圖4 0.5道次往復擠壓終態(tài)應變分布云圖

圖5為往復擠壓3個道次后縱截面應變分布云圖，它同時表征了3個道次中應變分布特征的一致性和隨著道次增加應變的變化情況。其中虛線左側為3個道次在同一應變標尺下的應變分布情況，可見，隨著道次的增加，應變不斷累積；右側為應變標尺閾值隨著道次增加而增大后的應變分布情況，可以看出3個道次的應變分布特征幾乎一致，只存在應變累積大小的差別。因此主要對1道次變形結果進行分析，其中I區(qū)金屬是由0.5道次變形后的鐓粗段外緣部分再次經(jīng)歷擠壓+鐓粗變形后形成的，其累積應變最大、變形程度最高。Ⅱ區(qū)來源于0.5道次變形后的縮頸區(qū)，Ⅱ區(qū)與縮頸區(qū)在各自道次中都屬于小變形區(qū)，且靠近沖頭，變形較為困難，累積應變最小。Ⅲ區(qū)是鐓粗段靠近背壓沖頭的區(qū)域經(jīng)歷擠壓變形得來的，累積應變較小。Ⅳ區(qū)是鐓粗段中心再次經(jīng)歷輕微剪切變形和鐓粗變形得來的，累積應變較大。

圖5 往復擠壓3個道次后縱截面應變分布云圖

2.2 往復擠扭鐓變形過程分析

圖6為往復擠扭鐓0.5道次各階段應變分布云圖。坯料隨著上沖頭的下行首先發(fā)生擠壓變形進入扭轉通道，隨后在通道中發(fā)生扭轉剪切變形。當坯料被擠出扭轉通道時，在背壓沖頭的作用下發(fā)生鐓粗變形，應變進一步累積，直到上沖頭下行至下限位，0.5道次完成。隨后將模具倒置，此時背壓沖頭作為主沖頭，按照同樣的步驟完成另外的0.5道次變形，至此，完成了往復擠扭鐓的1道次變形。

圖6 往復擠扭鐓0.5道次各階段應變分布云圖

在鐓粗段某一橫截面中心和外緣區(qū)域進行點追蹤，圖7為點追蹤應變變化規(guī)律。可以看出，材料首先發(fā)生擠壓變形，應變逐漸上升，目標點進入扭轉通道后，中心區(qū)域幾乎沒有發(fā)生剪切變形，其應變變化趨勢較為平緩，而外緣部分發(fā)生扭轉剪切變形，應變不斷上升。當材料被擠出扭轉通道后，受到背壓作用發(fā)生鐓粗變形，應變再次出現(xiàn)累積，隨著背壓沖頭施加的力達到最大值而保持恒定，各區(qū)域應變保持緩慢上升趨勢。

圖8為0.5道次往復擠扭鐓終態(tài)應變分布云圖。等效應變沿外緣部分向中心呈遞減趨勢，這是由于試樣在經(jīng)過扭轉通道時發(fā)生了剪切變形，且距離中心越遠的區(qū)域剪切作用越強烈，累積的變形量越大，最后經(jīng)歷鐓粗變形后應變呈梯度式分布。由圖8b可知，和截面的徑向應變要大于截面的，這是由于金屬越靠近背壓沖頭，受到摩擦力作用會越大，金屬變形越加困難，應變累積減少。

圖7 往復擠扭鐓變形點追蹤應變變化規(guī)律

圖8 0.5道次往復擠扭鐓終態(tài)應變分布云圖

圖9為往復擠扭鐓3個道次后縱截面應變分布云圖。3個道次的應變分布特征幾乎一致，只存在應變累積大小的差別，因此主要分析1道次變形過程，由于只改變了縮頸區(qū)形狀，其變形軌跡與往復擠壓變形軌跡類似。I區(qū)金屬是由0.5道次變形后的鐓粗段外緣部分經(jīng)歷了擠壓+扭轉+鐓粗變形后形成的，其累積應變最大，變形程度最高。Ⅱ區(qū)來源于縮頸區(qū)，累積應變最小。Ⅲ區(qū)是鐓粗段靠近背壓沖頭的區(qū)域經(jīng)歷擠壓+扭轉變形得來的，累積應變較小。Ⅳ區(qū)是鐓粗段中心再次經(jīng)歷擠壓+輕微扭轉+鐓粗變形得來的，累積應變較大。

圖9 往復擠扭鐓3個道次后縱截面應變分布云圖

2.3 應變分布特征分析

為了探究2種工藝對試樣應變分布均勻性的影響，引入非均勻性參數(shù)F[14]，該參數(shù)值越小，表示均勻性越高，其計算公式如式（1）所示。

圖10為CEC和SETE計算F值的縱截面選取位置，由于CEC變形后，應變沿中心軸呈對稱分布，繞中心軸各截面的應變分布幾乎一致，可用某一縱截面代替整體，因此選取圖10a中截面。而SETE變形后，過中心軸的豎直截面應變分布不一致，且其扭轉角度為90°，故選取圖10b中￠、￠、￠、￠等4個縱截面，每個截面間隔45°，分別計算出各截面的F并取其平均值來反映SETE應變分布均勻性。

圖10 縱截面位置

圖11為所選截面各道次下的F變化趨勢?？梢钥闯?，隨著道次的增加，各截面的F減小。1道次變形后，CEC的F略低于SETE的，但隨著多道次的進行，SETE的F下降得更快，其應變分布比CEC的更加均勻。截面￠與￠、截面￠與￠的F在各道次幾乎一致，即SETE試樣中相互垂直的任意截面的應變分布均勻性相同。

圖11 各截面IF變化趨勢

圖12為2種工藝下各道次的等效應變值?？梢钥闯觯S著多道次的進行，兩者的應變呈遞增趨勢，且SETE下各道次等效應變值分別比CEC下的應變大2.47、5.06、7.84，說明當縮頸區(qū)為擠扭通道時，材料在發(fā)生擠壓變形的同時還受到扭轉剪切變形，因此SETE較純擠壓變形能更好地累積應變。

圖12 2種工藝下各道次等效應變變化趨勢

3 試驗驗證

根據(jù)模擬結果可知，2種工藝下各道次的應變分布特征幾乎一致，但多道次變形后，金屬流動較為復雜，難以確定變形方式、變形歷史對組織和性能的影響規(guī)律，因此0.5道次變形后的鐓粗段更能體現(xiàn)2種工藝變形效果的區(qū)別。CEC變形后應變沿軸向變化不大，而SETE變形后應變呈梯度分布，為了反映總體微觀組織的區(qū)別，可選取兩者鐓粗段中部的橫截面（圖4a中的截面）作為研究對象。在試樣表面上以1.5 mm為間隔等距測量獲得顯微硬度，試驗設備為MH–3顯微硬度計，加載載荷為200 g，保壓時間為15 s。

圖13為變形前后的金相照片，圖13a為明顯的回火馬氏體組織。SETE變形后，在剪切力的作用下，部分板條組織沿扭轉方向被拉長，呈渦旋狀分布，而心部應變量較小，且?guī)缀跷唇?jīng)歷扭轉變形，無晶粒拉長現(xiàn)象，其晶粒尺寸較邊緣尺寸大。CEC變形后，其晶粒尺寸較初始態(tài)尺寸要小，但無SETE細化效果明顯，且心部晶粒比邊緣晶粒更為粗大。由圖13b和13c可知，邊緣應變高于心部應變，且單道次SETE對晶粒的細化效果要高于CEC的，該結論驗證了有限元模擬的準確性。

圖13 變形前后金相照片

圖14為2種工藝變形后鐓粗段中部橫截面的硬度云圖。CEC變形后，硬度呈圓環(huán)分布，且沿半徑方向向外遞增，而SETE變形后，硬度沿中心線呈對稱分布，且越靠近外緣，硬度越高。SETE變形后的平均硬度值比CEC的高6.1HV，這是由于SETE變形累積的應變量較大，位錯密度更高，試樣產(chǎn)生了加工硬化[15]，硬度上升幅度大。2種工藝下變形后的硬度分布規(guī)律與模擬結果中的應變分布規(guī)律大致匹配，進一步驗證了數(shù)值模擬與物理試驗的準確性。

圖14 橫截面硬度云圖

4 結論

1）CEC與SETE都能實現(xiàn)多道次變形累積應變，且各道次變形后，邊緣等效應變都要高于心部應變，其中SETE下單道次累積應變量更大，各道次等效應變分別比CEC下的應變大2.47、5.06、7.84。

2）1道次變形后，CEC與SETE下的應變均勻性相差不大，但隨著道次的增加，SETE下的應變分布更加均勻。SETE下相互垂直截面的F變化趨勢幾乎一致，應變分布均勻性相同。

3）0.5道次變形后，CEC與SETE下的邊緣晶粒尺寸較心部尺寸細小，且SETE的細化程度更高。CEC變形后硬度呈圓環(huán)狀分布，且沿半徑方向向外遞增，SETE變形后硬度沿中心線呈對稱分布，且越靠近外緣，硬度越高，其平均硬度值比CEC的高6.1HV。

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Comparative Study on Strain Characteristics and Microstructure Analysis of Different Large Plastic Deformation Based on Finite Element Method

HU Qing-hang, TIAN Wen-chun, LI Ping

(School of Materials Science and Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

The work aims to investigate the deformation characteristics of CEC and SETE, and study the metal flow behavior and strain distribution after single pass deformation. With low activation steel as material, the finite element simulation analysis of the deformation processes under CEC and SETE was carried out, and the equivalent strain cloud diagram of CLAM steel after three passes of deformation was obtained. At the same time, relevant tests were carried out to verify the accuracy of finite element simulation. Both CEC and SETE could realize multi-pass cumulative strain, in which the single pass cumulative strain of SETE was greater, and the equivalent strain of each pass was 2.47, 5.06 and 7.84 higher than that under CEC respectively. After 0.5 pass deformation, the average hardness value under SETE was 6.1HV higher than that under CEC. After each pass deformation under CEC and SETE, the edge equivalent strain is higher than that of the center, and the strain uniformity after 1 pass deformation has little difference, but the strain distribution under SETE is more uniform with the increase of passes. After 0.5 pass deformation, the grain size at the edge under CEC and SETE is smaller than that at the center, and the refinement degree under SETE is higher.

strain distribution characteristics; finite element simulation; deformation behavior; large plastic deformation

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.09.002

TG376.2

A

1674-6457(2022)09-0010-08

2022–01–19

國家自然科學基金（51875158，51975175）

胡晴航（1997—），男，碩士生，主要研究方向為精密塑性成形新工藝。

李萍（1973—），女，博士，教授，主要研究方向為晶體塑性、人工智能和精密塑性成形工藝。

責任編輯：蔣紅晨