7075鋁合金變載荷摩擦模型研究

朱少華 ，夏建生，，趙軍 ，竇沙沙

(1.鹽城工學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鹽城 224051；2.燕山大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

板料成形過程中，成形性能受到多種因素的影響。傳統(tǒng)的成形預(yù)測大多采用庫倫摩擦模型［1］，該模型只局限于接觸壓力小于屈服應(yīng)力極限的彈性變形階段［2］。在板料變形過程中界面載荷壓力和塑性變形導(dǎo)致模具和板料的實(shí)際接觸面積不再與正常載荷成比例［3-4］，即摩擦系數(shù)隨載荷不斷變化。因此，傳統(tǒng)的板料成形數(shù)值模擬中采用恒定摩擦系數(shù)已經(jīng)不能準(zhǔn)確地反映熱成形過程（定摩擦系數(shù)通常只局限于彈性變形階段），需要建立能夠準(zhǔn)確描述鋁合金板料成形過程中摩擦特性的預(yù)測模型。

國內(nèi)學(xué)者針對鋁合金熱成形摩擦作了大量研究。Liu等［5］基于熱拉抜的高溫摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，研究了6061鋁合金在干燥和潤滑條件下的摩擦性能；Dou等［4］使用盤銷摩擦試驗(yàn)機(jī)研究了邊界潤滑條件下，滑動(dòng)速度和法向載荷對5052鋁合金與SKD11鋼摩擦系數(shù)的影響，并分別建立了摩擦模型，又通過數(shù)值模擬和實(shí)際熱沖壓，驗(yàn)證了模型的有效性；Xia等［6］通過溫成形摩擦試驗(yàn)分別研究了6061鋁合金和P20鋼在溫度、界面載荷和滑動(dòng)速度等不同工藝參數(shù)下的摩擦特性，分別建立了速度和載荷的摩擦系數(shù)模型，并證明了這兩種變摩擦模型的厚度和回彈精度均高于恒定摩擦系數(shù)模型；郭怡暉等［7］通過插值法將不同壓力下的摩擦系數(shù)導(dǎo)入有限元仿真軟件，對比變摩擦系數(shù)和恒定摩擦系數(shù)條件下的成形極限圖，表明變摩擦系數(shù)更能精確預(yù)測零件成形；聶昕等［8］通過摩擦試驗(yàn)得到高強(qiáng)度鋼在不同溫度的摩擦模型，并通過熱沖壓仿真模擬和實(shí)際熱沖壓，證明變摩擦模型材料的成形性更好、回彈精度更高。

本文以7075鋁合金為研究對象，研究不同載荷下7075鋁合金摩擦系數(shù)的變化規(guī)律，通過非線性擬合建立基于載荷摩擦系數(shù)的變載荷摩擦模型；并通過ABAQUS有限元仿真和實(shí)際沖壓試驗(yàn)驗(yàn)證該摩擦模型的有效性。

1 試驗(yàn)材料和測量方法

1.1 試驗(yàn)材料

選用西南鋁業(yè)生產(chǎn)的厚度為0.5 mm、寬度為20 mm的7075-T6鋁合金作為摩擦試樣，其化學(xué)成分如表1所示，力學(xué)性能如表2所示；選用P20模具鋼作為摩擦副，并將其表面拋光，得到綜合表面粗糙度Ra為0.8～1.2 μm。

表1 7075-T6鋁合金中各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Table 1 The mass fraction of each element in 7075-T6 aluminum alloy

1.2 測量方法

采用線切割將7075-T6鋁合金板料裁剪成大小為200 mm×20 mm×0.5 mm的長條，每次試驗(yàn)前將丙酮溶液均勻地噴涂在裁剪好的板料上表面進(jìn)行超聲清洗，保證試驗(yàn)時(shí)板料邊界潤滑。采用拉伸式高溫摩擦試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，如圖1所示。

拉伸式高溫摩擦試驗(yàn)機(jī)由測量系統(tǒng)和驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)組成，驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)由兩個(gè)線性同步執(zhí)行器組成，測量原理如圖2所示。圖2中板料帶動(dòng)旋轉(zhuǎn)輥轉(zhuǎn)動(dòng)，旋轉(zhuǎn)輥中加入熱電偶，使板料在相同速度和恒定溫度下完成摩擦運(yùn)動(dòng)；P20摩擦副位于板料頂面，加載力位于法向。

摩擦試驗(yàn)時(shí)選用200 ℃的恒定加熱溫度、4 mm/s的滑動(dòng)速度，在法向載荷為2、3、4、5、6 N時(shí)；分別進(jìn)行3次試驗(yàn)，每次試驗(yàn)選取前30 s的試驗(yàn)結(jié)果，得到摩擦系數(shù)曲線、三維表面形貌、平均摩擦系數(shù)曲線如圖3～圖5所示。需要注意的是每次試驗(yàn)完成后，都需要更換P20模具鋼。

2 測量結(jié)果分析

由圖3可以看出：在不同載荷下，摩擦系數(shù)變化規(guī)律大致相似，即邊界潤滑條件下，在相同溫度、滑動(dòng)速度下，摩擦系數(shù)隨著載荷的增加而逐漸減??；同一載荷下的摩擦系數(shù)則隨著滑動(dòng)時(shí)間的增加而增加，在達(dá)到最大值后再逐漸減小，最后趨于穩(wěn)定。這主要是由于板料在開始運(yùn)動(dòng)之前處于準(zhǔn)靜態(tài)，在高溫作用下板料表面形成氧化層，在板料開始運(yùn)動(dòng)之后，由于模具硬度比板料大，模具表面凸起使得板料表面氧化層破裂，摩擦系數(shù)上升；隨著滑動(dòng)時(shí)間的增加，破裂的氧化層與潤滑油接觸產(chǎn)生犁溝磨損，導(dǎo)致摩擦系數(shù)下降；在犁溝磨損形成后，潤滑劑的不斷流入又導(dǎo)致摩擦系數(shù)變化相對平穩(wěn)。另一方面，隨著載荷的增加，板料與模具的接觸面積增大，板料表面的磨屑顆粒被帶入犁溝，從而在材料表面產(chǎn)生黏著效果，導(dǎo)致摩擦系數(shù)隨著載荷的增加而逐漸變小，這與文獻(xiàn)［9-10］的試驗(yàn)結(jié)論大體一致。

圖4為采用VK-X100光學(xué)顯微鏡，觀察邊界潤滑條件時(shí)不同法向載荷下7075鋁合金與P20鋼摩擦后的表面形貌。由圖4可以看出，載荷為2 N時(shí)，7075鋁合金表面較為平整，表面出現(xiàn)不連續(xù)的痕跡，這是由于7075鋁合金與P20模具鋼之間在潤滑劑的作用下，鋁合金表面的氧化層被破壞，從而發(fā)生相對滑動(dòng)，表現(xiàn)為犁溝磨損；當(dāng)載荷從3 N增加到6 N時(shí)，隨著載荷的增加，7075鋁合金表面劃痕數(shù)量、寬度在增加，圖4e中板料表面出現(xiàn)局部剝落痕跡，這進(jìn)一步印證了上文摩擦系數(shù)隨載荷變化的摩擦特性。

圖4 不同法向載荷下7075鋁合金與P20鋼摩擦后的三維表面形貌Fig. 4 Three-dimensional surface morphology of 7075 aluminum alloy and P20 steel after friction under different normal loads

3 摩擦系數(shù)擬合

由圖5可以看出，平均摩擦系數(shù)隨著載荷的增加而逐漸減小，符合反比例函數(shù)趨勢。因此設(shè)板料與模具鋼間摩擦系數(shù)的函數(shù)表達(dá)式為：

圖5 平均摩擦系數(shù)曲線圖Fig. 5 Curve of average friction coefficient

式中：μ為摩擦系數(shù)；F為加載載荷，N；a、b、c為常數(shù)。

將試驗(yàn)測得的平均摩擦系數(shù)采用ORIGIN進(jìn)行自定義反比例函數(shù)擬合，得到摩擦系數(shù)擬合曲線，如圖6所示。從圖6可以看出，摩擦系數(shù)擬合曲線擬合度為0.9889，超過0.95，擬合效果較好，與文獻(xiàn)［11］所述一致。

圖6 摩擦系數(shù)擬合曲線Fig. 6 Friction coefficient fitting curve

將圖6中的a=3.111、b=6.156、c=-0.113代入式（1），得到板料與模具鋼間摩擦系數(shù)的函數(shù)表達(dá)式為：

為驗(yàn)證式（2）對于變載荷摩擦模型的有效性，分別采用另外5組載荷進(jìn)行試驗(yàn)，得到摩擦系數(shù)μ的測量值、計(jì)算值及其誤差，如表3所示。從表3可以看出誤差不超過5%，進(jìn)一步說明了所建變載荷摩擦模型是有效的。

表3 不同載荷下摩擦系數(shù)μ的測量值與計(jì)算值Table 3 The measured and calculated values of friction coefficient μ under different loads

4 數(shù)值模擬及沖壓試驗(yàn)

為進(jìn)一步驗(yàn)證所建變載荷摩擦模型的準(zhǔn)確性，通過ABAQUS沖壓仿真模擬和實(shí)際沖壓相結(jié)合的方法進(jìn)行研究。

4.1 有限元數(shù)值模擬

采用ABAQUS有限元分析軟件對變載荷摩擦模型和定摩擦模型（μ=0.14）下的錐形件進(jìn)行有限元仿真，錐形件的幾何尺寸及有限元模型如圖7所示。仿真時(shí)，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，選用1/2模型，板料設(shè)為三維可變形殼體，直徑為160 mm、厚度為0.5 mm；模具設(shè)為剛體，模具間隙為1.1倍的板料厚度；有限元網(wǎng)格類型為四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，沖壓速度為2000 mm/s，得到錐形件的厚度分布云圖和等效塑性應(yīng)變圖，分別如圖8、圖9所示。

圖7 錐形件幾何尺寸及有限元模型Fig. 7 Geometric dimension and finite element model of conical parts

圖8 不同摩擦模型下仿真模擬錐形件的厚度分布Fig. 8 Thickness distribution of simulated conical parts under different friction models

圖9 不同摩擦模型下仿真模擬錐形件的等效塑性應(yīng)變圖Fig. 9 Equivalent plastic strain maps of simulated conical parts under different friction models

從圖8可以看出，凸模與板料底部圓角接觸的厚度最大，壓邊區(qū)的厚度最小。這是由于凸模下移過程中，與凸模接觸的圓角部分受到拉應(yīng)力和彎曲應(yīng)力，變形力較大，導(dǎo)致本部分的厚度最大；而壓邊區(qū)域受到拉應(yīng)力，板料流入凹模，使得本部分的厚度最小。從圖9可以看出等效塑性應(yīng)變峰值主要集中在凸模圓角區(qū)。

4.2 沖壓試驗(yàn)

采用YL25/180-WG型雙動(dòng)拉伸機(jī)對板料進(jìn)行沖壓試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí)，板料溫度為200 ℃，模具溫度為25 ℃，沖壓后得到如圖10a所示的錐形沖壓件。沿圖10a錐形件的半徑選取38個(gè)測量點(diǎn)（見圖10b），使用TM-8810型測厚儀測量錐形件厚度；再將實(shí)際沖壓試驗(yàn)得到的錐形件厚度與基于變載荷摩擦模型、定摩擦模型（μ=0.14）仿真模擬得到的錐形件厚度進(jìn)行比較，結(jié)果如圖11所示。

圖10 錐形沖壓件及其厚度測量點(diǎn)Fig. 10 Conical stamping parts and their thickness measurement points

圖11 不同摩擦模型下仿真模擬錐形件和錐形沖壓件的厚度分布Fig. 11 Thickness distribution of simulated conical parts and conical stamping parts under different friction models

由圖11可以看出，基于變載荷摩擦模型得到的錐形件厚度更接近于實(shí)際沖壓的厚度，能夠較好地預(yù)測不同載荷下7075鋁合金與P20模具鋼在接觸界面下的摩擦行為。

5 結(jié)論

采用拉伸式高溫摩擦試驗(yàn)機(jī)，研究在邊界潤滑條件下，不同載荷對7075鋁合金板料摩擦系數(shù)的影響。結(jié)果表明：變載荷下摩擦系數(shù)隨著載荷的增加而逐漸減小，定載荷下的摩擦系數(shù)先增大后減小再趨于平穩(wěn)；隨著載荷的增加，7075鋁合金表面的犁溝和劃痕數(shù)量增加，犁溝磨損越發(fā)顯著；利用ORIGIN建立的變載荷摩擦模型，擬合度大于0.95，擬合效果較好，可較為準(zhǔn)確地判斷材料的摩擦行為；并且基于變載荷摩擦模型仿真模擬錐形件的厚度更接近實(shí)際沖壓錐形件的厚度，進(jìn)一步驗(yàn)證了該摩擦模型的有效性。