李 峰, 徐永超, 李 超, 劉曉晶

(1. 哈爾濱理工大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150040；2. 哈爾濱工業(yè)大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001)

鋁合金方環(huán)件壓縮變形規(guī)律及機理

李 峰1, 徐永超2, 李 超1, 劉曉晶1

(1. 哈爾濱理工大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150040；2. 哈爾濱工業(yè)大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001)

為了揭示鍛件預制坯中方環(huán)件壓縮變形的機理，采用有限元模擬及試驗，對 7075鋁合金方環(huán)件壓縮過程進行分析，研究工藝條件對方環(huán)件壓縮變形流動行為的影響規(guī)律。結果表明：隨著方環(huán)件高度的增大，壓縮變形不均勻性明顯增大，金屬沿徑向外流量顯著增多，且壓縮變形后金屬變形行為的復雜程度也隨之增大。通過工藝實驗進行了驗證，所得與模擬結果吻合較好，為復雜鍛件預制坯工藝的制定提供了理論依據。

鋁合金；方環(huán)件；壓縮；數值模擬

鐓粗是塑性成形中最基本的加工工序之一，也是復雜鍛件成形中預制坯過程所采用的主要加工方法，所以，深入研究其變形特征可對復雜鍛件成形的工藝方案設計提供理論依據[1]。

圓柱和圓環(huán)鐓粗的變形特征為壓縮變形，許多學者對此展開了深入研究[2-5]。如在壓縮變形過程中對圓柱施加特定的外部約束條件，進而可使圓柱壓縮過程中金屬的變形流動行為發(fā)生相應的改變[6]。對 3種傳統(tǒng)減小圓柱壓縮變形時產生鼓形措施的對比研究結果表明：套環(huán)內壓縮減小鼓形的效果最為明顯，在很大程度上提高了試件變形的均勻性，這與實際生產是相吻合[7]。因試件形狀及工具接觸等條件的不同，圓環(huán)與圓柱壓縮的差異顯著[8-11]。HAMZAH和STAHLBERG[12]通過對圓環(huán)在平板間壓縮變形過程的模擬研究表明，在摩擦因數和變形程度相同的條件下，隨著高徑比的增大，圓環(huán)外徑呈外凸單鼓形，內徑的變形特征則為3種[12]；摩擦顯著影響圓環(huán)壓縮變形過程中分流面的位置分布，ROBINSON 和ARMSTRONG[13]通過對圓環(huán)壓縮變形過程的深入分析，揭示了使用不同潤滑劑時受壓圓環(huán)的形狀變化規(guī)律，進而確定了不同潤滑劑作用時所對應的摩擦因數；利用超聲波可顯著降低金屬的變形抗力，通過對比可知，常溫時隨著方環(huán)件高度的減小，超聲波作用下圓環(huán)內徑的縮減量均顯著大于傳統(tǒng)圓環(huán)壓縮變形的結果，即使與圓環(huán)熱壓縮相比，超聲波作用下圓環(huán)的內徑縮減量仍略高一些[14]。

綜上可知，目前研究多限于圓柱及圓環(huán)等簡單形狀[15]，對于特殊幾何變形體壓縮行為的研究則鮮見報道。針對以上不足，本文作者以方環(huán)件壓縮過程為例，通過數值模擬研究了工藝條件對金屬變形流動的影響，并進行驗證分析。

1 實驗

1.1 有限元模型建立

采用有限元軟件 DEFORMTM-3D對成形過程進行模擬。為了減少單元劃分數量、提高計算速度和時間，僅取坯料的1/4作為模擬研究對象。利用四面體單元對坯料進行離散，在計算過程中隨時根據網格畸變的情況進行重劃，以保證計算的精度和收斂性。沿對稱面的法向速度為零，有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型示意圖(3/4)Fig.1 Schematic diagram of finite element model(3/4)

模擬過程中不考慮模具的變形，材料屬性為剛性體；坯料選用7075鋁合金作為理想剛塑性模型材料。

1.2 模擬方案

研究用坯料為外邊長24 mm及內邊長分別為8和10 mm兩種規(guī)格的方環(huán)件。壓縮變形過程中影響方環(huán)件變形的因素很多，為了便于研究，模擬過程中，僅改變方形件的高度，分別取為10、15和20 mm，其它方環(huán)件的參數值均保持不變，以進行對比分析。壓縮變形的成形速度為1 mm/s，溫度為室溫。

2 結果與分析

2.1 方環(huán)件的形狀變化特征

圖2所示為外邊長為24 mm、內孔邊長為10 mm的方環(huán)件在不同高度下壓縮變形特征對比。

圖2 不同高度方環(huán)件壓縮變形特征對比(內邊長10 mm)Fig.2 Comparison of compression deformation of square rings with different heights (inner width 10 mm): (a), (a′) 10 mm; (b), (b′) 15 mm; (c), (c′) 20 mm; (a) 15 step; (a′) 35 step;(b) 15 step; (b′) 35 step; (c) 15 step; (a′) 35 step

從圖2(a)和(a′)可以看出，方環(huán)件壓縮變形后外側呈外凸雙鼓形，內側為內凸單鼓形。隨著壓下量的增大，方環(huán)外側雙鼓變形趨勢更為顯著，內側孔徑則進一步縮小。由此可見，壓縮過程中金屬沿徑向內流的變形趨勢更為顯著。高度增大為15 mm時(見圖2(b)和(b′))，隨著壓下量增大，方環(huán)件外側及內孔的變形特征與前者類似，但內孔徑向縮減率顯著降低，由此可知，金屬沿徑向內流量明顯減??；當高度增大到20 mm時，隨著壓下量的增大，方環(huán)外邊呈外凸單鼓變形趨勢，如圖2(c)和(c′))所示，內孔徑縮減率則進一步降低，而沿徑向外流量則顯著地增大。

由此可知，當方坯件外邊長為24 mm、內孔邊長為10 mm時，隨著坯料高度的增加，方環(huán)件壓縮過程中外側變形特征由外凸雙鼓形轉變?yōu)橥馔箚喂男危饘傺貜较蛳蛲鈧茸冃瘟匡@著增大，內孔徑向縮減率顯著降低。

外邊長為24 mm、內孔邊長為8 mm的方環(huán)件，不同坯料高度下方環(huán)件的壓縮變形特征對比如圖3所示。

圖3 不同高度壓縮變形特征的對比(內邊長8 mm)Fig.3 Comparison of compression deformation of square rings with different heights (inner width 8 mm): (a) 15 step, 10 mm; (a′) 35 step, 10 mm; (b) 15 step, 15 mm; (b′) 35 step, 15 mm; (c) 15 step, 20 mm; (c′) 35 step, 20 mm

由圖3(a)和(a′)可以看出，方環(huán)件壓縮后內外側均呈外凸單鼓形變形。隨著壓下量的繼續(xù)增大，方環(huán)外邊的鼓形變形更加顯著，而內孔孔徑顯著縮小，因此可知，壓縮過程中變形體沿徑向的變形分布相對較均勻。當高度為15 mm時，如圖3(b)和(b′)所示，隨著壓下量的增大，方環(huán)件外側外凸單鼓形變形趨勢增大，內孔依然呈單鼓形，但變形量較小。當壓下量增大時，方環(huán)件外側外凸單鼓形趨勢更顯著，但內孔徑縮減率相對降低，可知此時金屬沿徑向內流量相對減??；當高度增大至20 mm時，如圖3(c)和(c′)所示，方環(huán)件外側外凸單鼓形變形趨勢更加顯著，內孔縮減率則進一步降低，金屬沿徑向的變形行為相對集中在外邊區(qū)域。研究結果表明，當坯料外邊長為24 mm，內孔邊長為8 mm時，隨著坯料高度的增加，壓縮過程中方環(huán)外邊的外凸單鼓變形趨勢更加明顯，同時金屬沿徑向向外側的變形量明顯增大，金屬沿徑向的內孔變形量逐漸減少。

圖4 不同壓縮過程中不同坯料高度時等效應力分布對比(內邊長10 mm)Fig.4 Comparison of equivalent stress distribution of square rings (inner width 10 mm): (a), (a′) 10 mm; (b), (b′) 15 mm; (c),(c′) 20 mm

2.2 等效應力分析

圖4所示為外邊長為24 mm、內孔邊長為10 mm的方環(huán)件在不同壓縮過程中等效應力分布對比。

由圖4(a)可以看出，壓下量為10步時，坯料中等效應力數值最大處分布在方環(huán)外側上下邊棱及內孔中部，該處開始發(fā)生塑性變形。而端面處靠近內孔附近區(qū)域等效應力數值較小，相對前者發(fā)生塑性變形相對滯后；隨著壓下量的增大，變形體中最大等效應力分布在方環(huán)外邊、內孔的中部及上下端面靠近內孔處，等效應力最小值則分布在方環(huán)外邊的上下棱。由此可知，隨著壓下量的增大，外側由兩端向中心轉移，內側則主要集中于中間部位并逐漸增大；當坯料高度為15 mm時，如圖4(b)所示，壓下量為15步時，坯料中最大等效應力分布在方環(huán)外側的上下棱和內孔中部，等效應力最小值則分布在上下端面靠近內孔處；當壓下量增大到35步時，坯料中的最大等效應力分布在方環(huán)外邊的中部以及上下端面除內孔附近的大部分區(qū)域，等效應最小值則分布在方環(huán)外邊的上下棱。經對比可知，隨著壓下量的增大，外邊由兩端向中部區(qū)域轉移并在整個外邊呈現均勻的分布，上下端面區(qū)域的金屬變形趨勢也明顯，而內邊中部區(qū)域變形趨勢相對減弱；當坯料高度增大至20 mm，如圖4(c)所示，壓下量為15步，等效應力分布趨勢與前者大致相同，但最大值降低至594 MPa，等效應力數值較小區(qū)域分布與前者分布相同，但最小值降低至329 MPa。當壓下量增大到35步時，坯料中最大等效應力分布在除棱邊外的絕大部分區(qū)域，因此可知，此時絕大部分區(qū)域都發(fā)生塑性變形，而外側棱邊處和內側中部區(qū)域變形相對困難。

外邊長為24 mm，內孔邊長為8 mm的方環(huán)件，在不同壓縮過程中等效應力分布對比如圖5所示。

從圖5(a)和(a′)可以看出，坯料高度為10 mm時，壓下量為10步，等效應力較大值仍分布于外側棱邊和內孔中部，等效應力最小值分布則于端面上靠近內孔處；當壓下量增大到25步，坯料中等效應力較大值分布于外側和內孔中部及端面內孔處，該區(qū)發(fā)生了塑性變形，等效應力較小值分布于方環(huán)件外側棱邊處，可知等效應力分布變化趨勢如下：隨著壓下量增大，外側由兩端向中心轉移，內邊則主要集中于中間部分并逐漸增大。當坯料高度為15 mm，如圖5(b)和(b′)所示，壓下量為15步，變形體中等效應力分布趨勢與前者相似，僅數值略有升高。且由對比可知等效應力分布變化趨勢如下：隨著壓下量增大，外側由兩端向中部區(qū)域轉移，端面區(qū)金屬的變形趨勢顯著，而內側中部區(qū)的變形相對趨勢減弱。高度增大至20 mm，如圖5(c)和(c′)所示。變形體中等效應力分布趨勢如下：外側由兩端逐漸擴展為整個區(qū)域，端部發(fā)生塑性變形區(qū)明顯擴大，而內側中部塑性變形區(qū)顯著縮小。

圖5 不同壓縮過程中不同壓坯高度時等效應力分布對比(內邊長8 mm)Fig.5 Comparison of Equivalent stress distribution (inner width 8 mm): (a), (a′) 10 mm; (b), (b′) 15 mm; (c), (c′) 20 mm

2.3 金屬流動行為

外邊長為24 mm，內孔邊長為10 mm的方環(huán)件，壓縮變形過程中速度矢量場分布對比如圖6所示。

從圖6(a)可以看出，壓下量為10步，方環(huán)件外側由上至下速度值逐漸減小，其端部金屬的流速最快，而方環(huán)件內側速度矢量分布與外邊相似，但同一平面上內側流速值要顯著低于外側。壓下量增加至 25步(見圖 6(a′))，坯料金屬流動最快的區(qū)域集中在外邊，且整個外側速度場的分布變得均勻，而與壓縮方向夾角顯著增大，且隨壓縮量增加，金屬沿徑向的流速增大；圖6(b)、(b′)所示分別為變形體高度15 mm、20 mm時的速度矢量分布對比。當壓下量較小時(見圖 6(b)和(c))中變形初期，其速度矢量的分布規(guī)律大致與前者相似，且在同一平面上內外側流速也變得相對均勻；但隨著壓下量繼續(xù)增大(見圖 6(c)和(c′))，其速度矢量的分布與高度10 mm時有一定差異，但變形體外側速度值仍為由上到下遞減的趨勢分布。

圖7所示為外邊長為24 mm，內孔邊長為10 mm的方環(huán)件，壓縮變形過程中速度矢量場分布對比。

如圖7(a)所示，當壓下量為10步，金屬流動速度最快的區(qū)域為方環(huán)外邊上部，方環(huán)件外側速度值仍為由上到下遞減，方環(huán)件內側速度分布與外側相似；壓下量增大至25步(見圖7(a′))，坯料金屬流動最快的區(qū)域集中在外邊，且外側速度矢量分布變得相對均勻，與壓縮方向夾角則顯著變大，但同一平面內側值仍小于外側。圖 7(b)和(c)所示分別為方環(huán)件高度為 15和20 mm時速度場分布對比。當壓下量較小時，其速度矢量的分布規(guī)律大致與高度10 mm時相同，當壓下量繼續(xù)增大，高度15 mm的變形體外側速度矢量值仍為由上到下遞減規(guī)律分布，上速度場呈相對均勻分布，但速度矢量數值較小，即金屬的流動趨勢相對緩慢。

圖6 速度矢量分布對比(內邊長10 mm)Fig.6 Comparison of velocity field distribution (inner width 10 mm): (a), (a′) 10 mm; (b), (b′) 15 mm; (c), (c′) 20 mm

圖7 速度矢量分布對比(內邊長8 mm)Fig.7 Comparison of velocity field distribution (inner width 8 mm): (a), (a′) 10 mm; (b), (b′) 15 mm; (c), (c′) 20 mm

3 實驗驗證

該實驗是在1 000 kN油壓萬能材料試驗機上進行的，通過控制臺控制壓縮的位移、速度等。采用百分表觀測滑塊行程即方環(huán)件的相對壓縮量，其它條件均與模擬相同。

圖8所示為外邊長24 mm，內邊長分別為8、10 mm的方環(huán)件在不同壓下量的實驗結果對比。

經對比可知，隨著壓下量的增加，內外側壓縮變形趨勢相對均勻，端面形狀變化并不明顯，金屬的流動方向多與壓縮方向一致；外邊長24 mm，內邊長8 mm的方環(huán)件，隨著壓下量的增加，內側呈明顯地外凸單鼓形變形，外側也呈現出較為顯著地外凸變形，相對于內邊長10 mm的方環(huán)件，端面形狀的變化較顯著，即金屬沿徑向的變形量相對增大。

圖8 壓縮結果對比Fig.8 Comparison of compression results: (a), (a′) Blank; (b),(b′) After deformation; (a), (b) Outer width 24 mm; (a′), (b′)Outer width 24 mm, inner width 10 mm

4 結論

1) 方環(huán)件壓縮變形過程中，隨著高徑比增加，金屬沿徑向內流量逐漸減小，而向外流動的金屬量顯著增大。

2) 當變形程度相同時，方環(huán)件壓縮變形過程中金屬流動復雜程度隨坯料高度的增加而加大。

3) 當方環(huán)的內邊長逐漸減小，端面面積增大，即高徑比減小，金屬的軸向上的變形量逐漸減少，徑向上的變形量逐漸增加，即金屬沿軸向越難以壓縮，坯料上下端面的形狀變化越發(fā)明顯。

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Deformation rule and mechanism in compress process of aluminium alloy square ring

LI Feng1, XU Yong-chao2, LI Chao1, LIU Xiao-jing1
(1. College of Materials Science and Engineering, Harbin University of Science and Technology,Harbin 150040, China;2. School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

In order to reveal the mechanism of the square ring compression of the pre-forging billet. The numerical simulation and experiment were employed to analyze the compression of square ring with 7075 aluminium alloy. The effect of deformation condition on the metal flow behaviour of aluminium alloy during the square ring compression was analyzed. The results show that with increasing the height-diameter ratio, the uniformity of deformation increases markedly, the metal outside flow along the radial increases significantly, and the complex degree of metal flow behavior also increases evidently. The results agree well with one of the numerical simulation. This provides a theoretical reference for the investigation of pre-fabricated billet technology.

aluminium alloy; square ring; compression; numerical simulation

TG316

A

1004-0609(2011)11-2751-06

黑龍江省博士后科研啟動基金資助項目(LBH-Q10065)；哈爾濱市青年科技創(chuàng)新人才基金資助項目(2010RFQXG021)

2010-02-25；

2011-07-11

李 峰，副教授，博士；電話：0451-86392501；E-mail: hitlif@126.com

(編輯 龍懷中)