ECAE法制備銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究

張 翔, 王曉溪, 王海波, 張 飛, 石鳳健

(1. 江蘇徐工工程機(jī)械研究院有限公司, 江蘇 徐州 221004;2. 徐州工程學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院, 江蘇 徐州 221018;3. 江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

材料輕量化是工程機(jī)械突破超重超排限制,整體邁向高端化的重要發(fā)展方向。雙金屬?gòu)?fù)合材料通過(guò)“互補(bǔ)效應(yīng)”可以滿足工程機(jī)械既要減輕零件質(zhì)量而又要滿足其高強(qiáng)度及剛度的嚴(yán)苛要求,近年來(lái)成為材料工程領(lǐng)域的一大研究熱點(diǎn)[1-2]。銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合材料兼具銅的高導(dǎo)熱、耐磨耐用、易加工以及鋁的質(zhì)輕、易焊接、低成本等優(yōu)點(diǎn)[3],在工程機(jī)械和軌道交通等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。目前,雙金屬?gòu)?fù)合材料的制備方法主要包括爆炸復(fù)合[4]、噴射成形[5]、液-液鑄軋[6]等。隨著高端智能制造業(yè)的飛速發(fā)展,工程機(jī)械設(shè)備的運(yùn)行速度和工作高度不斷提升,傳統(tǒng)雙金屬?gòu)?fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度通常較低[7-8],且界面間存在較大的加工硬化作用,無(wú)法滿足大型工程機(jī)械設(shè)備機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)復(fù)雜、戶外長(zhǎng)期作業(yè)的高可靠性需求。因此,尋求一種理想的雙金屬?gòu)?fù)合棒材制備新技術(shù),合理控制界面結(jié)合處擴(kuò)散反應(yīng)的程度,實(shí)現(xiàn)復(fù)合材料強(qiáng)度、塑韌性和界面強(qiáng)度的最優(yōu)匹配,拓寬其在工程機(jī)械等領(lǐng)域的應(yīng)用,是當(dāng)今材料研究領(lǐng)域急需解決的關(guān)鍵問(wèn)題。

等通道轉(zhuǎn)角擠壓[9](Equal channel angular extrusion,ECAE)被國(guó)際材料學(xué)界公認(rèn)為是制備塊體超細(xì)晶材料(Ultrafine-grained materials,UFG)最具代表性的一種大塑性變形[10-13](Severe plastic deformation,SPD)工藝。目前,人們利用ECAE工藝已成功制備出包括純金屬、合金及金屬間化合物等在內(nèi)的各種合金系塊體超細(xì)晶乃至納米晶結(jié)構(gòu)材料,但有關(guān)ECAE法制備雙金屬?gòu)?fù)合材料的研究尚不多見(jiàn)。Eslami等[14]研究了熱處理制度對(duì)ECAE擠壓銅鋁雙金屬界面結(jié)合強(qiáng)度的影響,通過(guò)在200 ℃下保溫60～80 min獲得了最佳的界面結(jié)合效果,復(fù)合材料剪切強(qiáng)度約為34.9 MPa。王曉溪等[15]利用室溫4道次120°ECAE變形結(jié)合退火工藝制備超細(xì)晶銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材,研究了銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材結(jié)合界面微觀組織與界面結(jié)合性能。Randari等[16]采用試驗(yàn)和模擬的方法制備了Al/Cu/Al三層復(fù)合材料,研究了軋制壓下率對(duì)材料界面組織和拉伸性能的影響。上述研究發(fā)現(xiàn),復(fù)合材料綜合性能及界面性能與工藝變形過(guò)程高度相關(guān),但未詳細(xì)分析過(guò)程及原因。

本文利用DEFORM-3D有限元軟件模擬銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材ECAE變形行為,分析變形過(guò)程中雙金屬流動(dòng)、應(yīng)力、應(yīng)變等場(chǎng)量以及擠壓力的分布及變化規(guī)律。在此基礎(chǔ)上,采用室溫4道次ECAE擠壓試驗(yàn)成功制備銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材,通過(guò)模擬與試驗(yàn)方法詳細(xì)對(duì)比分析變形過(guò)程,包括模擬網(wǎng)格與物理網(wǎng)格試驗(yàn)、載荷-位移模擬曲線與真實(shí)曲線對(duì)比,以期為雙金屬?gòu)?fù)合棒材的有效制備提供一種新思路。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 有限元模型的建立

利用DEFORM-3D軟件建立銅鋁雙金屬ECAE變形有限元模型,將坯料視為變形體,沖頭和模具視為剛體。ECAE模具為方形通道,橫截面尺寸為10 mm×10 mm,內(nèi)角為90°,外角約為37°。采用優(yōu)選的BC變形路徑(下一道次坯料沿軸線方向旋轉(zhuǎn)90°)[9],為提高計(jì)算精度并簡(jiǎn)化模型移動(dòng)操作,多道次模擬采用虛擬沖頭(沖頭與凹模不接觸)和連續(xù)通道方法。采用純銅包覆純鋁制備銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材,兩者按小間隙裝配關(guān)系組合構(gòu)成銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料。外層包覆材料為T(mén)2純銅,采用自定義材料參數(shù),材料本構(gòu)關(guān)系為σ=545.66ε0.3[17],包套橫截面尺寸為10 mm×10 mm(負(fù)公差),內(nèi)孔徑為φ6.0 mm(正公差);芯部材料為純鋁,選用程序自帶的Al-1100本構(gòu)模型,直徑為φ6.0 mm(負(fù)公差)。采用四節(jié)點(diǎn)四面體單元對(duì)雙金屬?gòu)?fù)合坯料進(jìn)行離散,銅包套和鋁芯棒劃分網(wǎng)格數(shù)分別為20 000和10 000個(gè)。模擬過(guò)程中,對(duì)復(fù)合坯料自動(dòng)進(jìn)行網(wǎng)格重劃分和體積補(bǔ)償,以消除劇烈塑性變形造成的網(wǎng)格畸變。模具和坯料之間的接觸選用常剪切摩擦模型,摩擦因數(shù)設(shè)為0.12。為保證復(fù)合坯料內(nèi)外層金屬協(xié)調(diào)變形,避免出現(xiàn)包覆不完整現(xiàn)象,將銅鋁之間的接觸視為粘著摩擦狀態(tài),摩擦因數(shù)設(shè)為1。模擬溫度設(shè)定為室溫(20 ℃),擠壓速度為1 mm/s,模擬步長(zhǎng)為0.2 mm。銅鋁雙金屬ECAE變形有限元模型及BC路徑連續(xù)4通道三維模型如圖1所示。

圖1 ECAE變形示意圖(a)有限元模型;(b)BC路徑三維模型Fig.1 Schematic diagram of the ECAE process(a) finite element model; (b) 3D model of BC path

1.2 ECAE擠壓試驗(yàn)

試驗(yàn)材料為工業(yè)純銅(T2)和工業(yè)純鋁(1060)棒材,化學(xué)成分如表1所示。T2銅、1060鋁復(fù)合坯料分別在750 ℃×2 h、300 ℃×1 h條件下進(jìn)行均勻化處理,經(jīng)機(jī)加工獲得前述所需試樣形狀和尺寸。為確保擠壓順暢及摩擦狀況適宜,凸模與凹模采用H7/f7間隙配合設(shè)計(jì)制造。為使雙金屬達(dá)到良好的固相復(fù)合效果,擠壓前首先對(duì)銅包套和鋁芯棒進(jìn)行表面脫脂、去氧化皮、表面打毛等預(yù)處理,然后經(jīng)預(yù)擠壓裝配成銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料。在YD32-63X3型智能控制多向液壓機(jī)上進(jìn)行擠壓試驗(yàn)(擠壓速度1 mm/s),采用石墨-MoS2復(fù)合潤(rùn)滑脂對(duì)復(fù)合坯料表面以及模具通道內(nèi)壁進(jìn)行潤(rùn)滑,試驗(yàn)用ECAE模具通道結(jié)構(gòu)與前述模擬設(shè)置完全相同。室溫條件下,采用BC路徑對(duì)銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料進(jìn)行4道次ECAE擠壓變形。

表1 試驗(yàn)材料的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

擠壓結(jié)束后,利用精密線切割方法沿銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料長(zhǎng)度方向切取若干個(gè)試樣用于力學(xué)性能分析,測(cè)試面為橫截面。采用熱鑲嵌法、機(jī)械研磨與機(jī)械拋光等手段進(jìn)行制樣,在KB30S全自動(dòng)維氏硬度試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行顯微硬度測(cè)試,加載載荷為100 g,保壓時(shí)間為15 s。為保證測(cè)試數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性,重復(fù)3次試驗(yàn)取其平均值。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 模擬結(jié)果分析

2.1.1 金屬流動(dòng)性

雙金屬?gòu)?fù)合棒材的關(guān)鍵質(zhì)量指標(biāo)為界面結(jié)合性能,而協(xié)調(diào)一致的塑性變形是形成良好結(jié)合質(zhì)量的關(guān)鍵所在。圖2和圖3分別為銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料ECAE變形過(guò)程中內(nèi)部網(wǎng)格(模擬網(wǎng)格、物理網(wǎng)格)及不同階段下金屬流速的分布圖。根據(jù)復(fù)合坯料內(nèi)部變形特點(diǎn),可將其分為未變形區(qū)(Ⅰ)、正在變形區(qū)(Ⅱ)和已變形區(qū)(Ⅲ)3個(gè)不同的區(qū)域,如圖2所示。變形前(Ⅰ區(qū)),復(fù)合坯料內(nèi)外層金屬結(jié)合緊密,網(wǎng)格為均勻的正方形。在擠壓力作用下,復(fù)合坯料沿長(zhǎng)度方向依次通過(guò)模具轉(zhuǎn)角,進(jìn)入變形區(qū)(Ⅱ區(qū)),發(fā)生塑性剪切變形,正方形網(wǎng)格逐步被拉長(zhǎng)至不規(guī)則四邊形。復(fù)合坯料進(jìn)入水平通道后,發(fā)生完全剪切變形(Ⅲ區(qū)),網(wǎng)格受剪切被拉長(zhǎng)呈近似平行四邊形。

圖2 ECAE變形過(guò)程中銅鋁雙金屬內(nèi)部網(wǎng)格變形(a)模擬網(wǎng)格;(b)物理網(wǎng)格Fig.2 Metal flow distribution of the Cu/Al bimetallic billet during ECAE process(a) simulated mesh; (b) physical grid

圖3 ECAE變形過(guò)程中銅鋁雙金屬內(nèi)部金屬流速Fig.3 Metal flow velocity of the Cu/Al bimetallic billet during ECAE process

同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),包覆材料網(wǎng)格變形量明顯小于芯部材料。模擬網(wǎng)格變形區(qū)與實(shí)際銅鋁復(fù)合材料物理網(wǎng)格變形區(qū)高度吻合,說(shuō)明有限元模擬是可靠的。此時(shí),由于外層包覆材料與模具通道內(nèi)壁直接接觸,受ECAE模具結(jié)構(gòu)和摩擦等因素的影響,內(nèi)外層金屬流動(dòng)速度出現(xiàn)了明顯的差異,沿復(fù)合坯料高度方向金屬流速自上而下呈梯度變化分布,越靠近模具內(nèi)角處,金屬流速越小,如圖3所示。隨著復(fù)合坯料不斷被擠入出口通道,ECAE變形趨于穩(wěn)定,內(nèi)外層金屬流速差異逐漸減小,坯料內(nèi)部網(wǎng)格變形均勻程度得到了改善。同時(shí),接觸區(qū)金屬連續(xù)、穩(wěn)定、協(xié)調(diào)的塑性流動(dòng)還使得銅鋁雙金屬獲得了良好的界面結(jié)合質(zhì)量,宏觀界面結(jié)合處未觀察到間隙存在。

2.1.2 應(yīng)力分析

圖4為4道次ECAE變形過(guò)程中銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料內(nèi)部平均應(yīng)力的分布規(guī)律。觀察圖4可以看出,復(fù)合坯料內(nèi)部整體處于理想的三向壓應(yīng)力狀態(tài),靜水壓力較高,從而為銅鋁雙金屬實(shí)現(xiàn)較大程度塑性變形,進(jìn)而獲得高質(zhì)量的界面結(jié)合創(chuàng)造了有利條件。隨著復(fù)合坯料依次通過(guò)模具轉(zhuǎn)角不斷被擠出,外層包覆純銅靠近上表面的部分區(qū)域出現(xiàn)了拉應(yīng)力,這也是ECAE變形最容易產(chǎn)生應(yīng)力集中的地方。實(shí)際擠壓時(shí)應(yīng)合理控制擠壓速度并進(jìn)行充分潤(rùn)滑,以避免出現(xiàn)復(fù)合坯料發(fā)生表層開(kāi)裂及界面斷裂等缺陷。

圖4 銅鋁雙金屬4道次ECAE變形坯料平均應(yīng)力分布Fig.4 Mean strain distribution of the Cu/Al bimetallic billet after 4P-ECAE process

2.1.3 應(yīng)變分析

圖5為銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料經(jīng)4道次擠壓后內(nèi)部等效應(yīng)變的分布變化規(guī)律。由圖5(a)可知,受模具結(jié)構(gòu)、摩擦阻力和坯料溫升等因素影響,外層包覆純銅的累積等效應(yīng)變值要小于芯部純鋁。這與模擬網(wǎng)格、物理網(wǎng)格變形量分析結(jié)果相一致。除去復(fù)合坯料頭部小變形和尾部畸變等小部分區(qū)域外,材料內(nèi)部形成了一個(gè)較為均勻的大塑性應(yīng)變區(qū),呈近似平行四邊形分布。沿復(fù)合坯料高度方向自上而下等距離(間距1 mm)依次選取9個(gè)跟蹤點(diǎn)進(jìn)行分析,結(jié)果如圖5(b)所示?？梢钥闯?ECAE工藝下內(nèi)外層金屬變形協(xié)調(diào),呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律。隨著變形道次的增加,銅鋁復(fù)合坯料內(nèi)部累積應(yīng)變量不斷增大,4道次變形后平均累積等效應(yīng)變量約為4.49。由于ECAE工藝下BC路徑(沿同一個(gè)方向旋轉(zhuǎn)90°)連續(xù)4道擠壓正好為一個(gè)循環(huán),坯料在各個(gè)方向上均受到了劇烈剪切變形,有利于獲得更大累積應(yīng)變,但同時(shí)由于內(nèi)外層材料變形難易程度不同,導(dǎo)致變形量隨道次增加而變大。

圖5 4道次ECAE變形坯料內(nèi)部等效應(yīng)變(a)應(yīng)變分布云圖;(b)跟蹤點(diǎn)應(yīng)變變化Fig.5 Effective strain of the Cu/Al bimetallic billet after 4P-ECAE process(a) strain distribution; (b) strain variations of tracking points

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 金屬流動(dòng)性

圖6為不同道次下銅鋁雙金屬ECAE擠壓復(fù)合坯料宏觀形貌圖。從圖6可以看出,銅鋁雙金屬經(jīng)ECAE擠壓后復(fù)合坯料外形完整,表面光滑,未出現(xiàn)界面結(jié)合層斷裂及表面損傷等缺陷。隨著擠壓道次的增加,內(nèi)外層金屬變形更加均勻協(xié)調(diào)。由于ECAE變形坯料存在“出口膨脹”現(xiàn)象,道次之間需要對(duì)坯料表面進(jìn)行二次處理。因此,每道次變形后銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料長(zhǎng)度和包覆層厚度均略有減小。本試驗(yàn)條件下,銅鋁雙金屬經(jīng)4道次ECAE擠壓獲得了連續(xù)且完整的結(jié)合界面,在純鋁芯棒的外表面均勻復(fù)合了一層純銅,包覆層厚度較為均勻,雙金屬界面無(wú)間隙存在,結(jié)合質(zhì)量良好。

圖6 銅鋁雙金屬ECAE復(fù)合坯料宏觀形貌圖Fig.6 Macrograph of the Cu/Al bimetallic billets after ECAE process

2.2.2 擠壓力分析

圖7為不同道次下銅鋁雙金屬ECAE擠壓載荷-位移曲線,其中實(shí)線表示模擬值;虛線表示實(shí)測(cè)值。從圖7可以看出,不同道次ECAE變形過(guò)程,擠壓載荷的變化都可分為兩個(gè)階段:

圖7 銅鋁雙金屬不同擠壓道次ECAE變形過(guò)程載荷-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of the Cu/Al bimetallic biliet during different ECAE passes

1)載荷驟升(Rising):擠壓初期,坯料在通道內(nèi)向下運(yùn)動(dòng),填充轉(zhuǎn)角圓弧且輕微鐓粗膨脹,短暫協(xié)調(diào)變形過(guò)程中,載荷有序增加。之后隨著坯料與通道腔壁完全接觸以及坯料頭部發(fā)生轉(zhuǎn)角剪切,載荷驟升以克服增大的變形難度。ECAE模具外角處圓弧設(shè)計(jì),有效改善了坯料流動(dòng)性,材料在轉(zhuǎn)角處過(guò)渡平滑,與模具內(nèi)壁實(shí)現(xiàn)緊密貼合,未出現(xiàn)擠壓“死區(qū)”。

2)載荷穩(wěn)定(Stabilizing):當(dāng)坯料頭部進(jìn)入水平通道,此時(shí)變形協(xié)調(diào)且發(fā)生完全變形,無(wú)額外變形需求,載荷保持穩(wěn)定。隨著變形的深入,坯料整體連續(xù)、平穩(wěn)地向前流動(dòng),不斷被擠出,已變形區(qū)不斷增大,未變形區(qū)不斷減小,摩擦阻力逐漸降低,整體載荷表現(xiàn)為穩(wěn)中有降。

同時(shí),對(duì)比載荷模擬值與實(shí)測(cè)值,發(fā)現(xiàn)單道次載荷-行程曲線吻合度最高;2道次在載荷驟升和載荷穩(wěn)定階段的前期吻合度較高;4道次在峰值階段略有差異。這是由于實(shí)際變形過(guò)程中,隨著道次的增加,變形坯料內(nèi)部組織的變化更加復(fù)雜,不確定變量更多,模擬精度略有下降。

2.2.3 顯微硬度

圖8為不同條件下銅鋁雙金屬坯料橫截面顯微硬度變化情況,同時(shí)給出了不同道次下ECAE載荷峰值對(duì)比情況。從圖8可以看出,隨著擠壓道次的增加,材料不斷發(fā)生加工硬化,變形難度逐步增大,擠壓載荷峰值不斷增加,同時(shí)載荷峰值的模擬值與實(shí)測(cè)值大小接近,變化趨勢(shì)完全一致。從坯料內(nèi)部顯微硬度值變化情況看,與載荷峰值變化趨勢(shì)一致,坯料內(nèi)部顯微硬度隨著道次增加不斷增大。純銅包覆層與純鋁芯棒由于初始硬度存在較大差異,每道次變形后坯料內(nèi)部顯微硬度差別仍較大。同時(shí),由于兩者材料內(nèi)部晶體結(jié)構(gòu)不同,塑性較好的純銅材料內(nèi)部發(fā)動(dòng)剪切變形所需的滑移系更多,變形更加容易且劇烈變形累積效果更加理想。這就導(dǎo)致純銅隨每個(gè)道次的增加顯微硬度不斷攀升,而純鋁在單道次有較大顯微硬度增幅后,后續(xù)道次增幅明顯放緩。

圖8 銅鋁雙金屬不同擠壓道次ECAE變形過(guò)程峰值載荷和均顯微硬度Fig.8 Peak load and average microhardness of Cu/Al bimetallic billets during different ECAE passes

3 結(jié)論

1) 模擬網(wǎng)格與物理網(wǎng)格試驗(yàn)對(duì)比表明,ECAE工藝下銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合棒材內(nèi)部存在3個(gè)變形區(qū),未變形區(qū)(Ⅰ)、正在變形區(qū)(Ⅱ)和已變形區(qū)(Ⅲ)。復(fù)合坯料由不穩(wěn)定變形逐漸過(guò)渡到均勻協(xié)調(diào)變形,完成劇烈剪切變形后,已變形區(qū)坯料網(wǎng)格受剪切被拉長(zhǎng)呈近似平行四邊形,整體變形量大且均勻。

2) 復(fù)合坯料內(nèi)部處于理想的三向壓應(yīng)力狀態(tài),靜水壓力較高,界面處金屬結(jié)合緊密。4道次ECAE擠壓后,銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合坯料整體變形相對(duì)均勻,平均累積等效應(yīng)變量為4.49?？v剖面應(yīng)變追蹤表明,芯部變形量明顯大于包覆層材料。

3) 對(duì)銅鋁雙金屬進(jìn)行室溫4道次ECAE擠壓,獲得了外形完整、表面光滑且無(wú)明顯缺陷的復(fù)合棒材。載荷-位移曲線模擬值與試驗(yàn)值大小接近、趨勢(shì)相同,表明有限元模型是可靠的。隨著擠壓道次的增加,載荷峰值不斷增加,同時(shí)復(fù)合坯料內(nèi)部顯微硬度也不斷升高。但包覆材料與芯部材料由于內(nèi)部晶體結(jié)構(gòu)、初始硬度等均存在較大差異,導(dǎo)致包覆材料硬度均值與硬度增幅均大于芯部純鋁。