肖昂，顏?zhàn)託J，崔曉輝,,c，王世鵬，林愈弘

（中南大學(xué) a.機(jī)電工程學(xué)院；b.輕合金研究院；c.高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410083）

近年來，隨著航空航天和汽車領(lǐng)域?qū)p量化的要求越來越迫切，輕質(zhì)金屬特別是鋁合金的應(yīng)用越來越廣泛。傳統(tǒng)加工技術(shù)下，鋁合金的室溫成形性能不高，無法滿足成形要求。熱成形又面臨成本提高、組織性能難控和表面質(zhì)量降低的問題。電磁成形（Electromagnetic forming，EMF）是一種利用洛倫茲力驅(qū)動(dòng)工件變形的金屬高速成形技術(shù)，研究表明電磁成形能夠提高材料的成形極限，有效減少零件回彈并抑制材料起皺[1—4]。電磁成形還具有單次加工成本低廉、成形過程無生態(tài)污染等特點(diǎn)，節(jié)能環(huán)保。對(duì)于電磁成形提高材料成形性的原因，認(rèn)為是多種效應(yīng)的共同作用，如慣性效應(yīng)抑制頸縮發(fā)展[4]、高應(yīng)變率下本構(gòu)模型的轉(zhuǎn)變[5]、絕熱溫升帶來的軟化效應(yīng)[6]和電磁體積力利于位錯(cuò)波滑移[7]等。

對(duì)于影響電磁成形提高材料成形極限的因素，國內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。Altynova[8]發(fā)現(xiàn)固溶態(tài)6061鋁合金和6061-T6 鋁合金電磁脹環(huán)過程的斷裂應(yīng)變比準(zhǔn)靜態(tài)下分別提高了 60%和 150%。Sánchez-Santana 等[9]對(duì)存在初始疲勞損傷的6061-T6 鋁合金進(jìn)行了動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)初始損傷可以略微提高材料的成形極限，而初始沖擊速度對(duì)成形極限的影響不顯著。國內(nèi)金淳等[10]發(fā)現(xiàn)，電磁成形對(duì)于完全退火態(tài)和固溶淬火態(tài)2219 鋁合金的成形極限均有提高的作用，但是電磁成形對(duì)固溶淬火態(tài)的效果比完全退火態(tài)的效果更好。劉大海等[11—12]研究了預(yù)變形對(duì)鋁合金動(dòng)態(tài)成形性能的影響，發(fā)現(xiàn)一定預(yù)變形能夠提高動(dòng)態(tài)拉伸伸長率，改善位錯(cuò)分布均勻度和減小位錯(cuò)胞尺寸，動(dòng)態(tài)變形過程中，準(zhǔn)靜態(tài)預(yù)變形組織的存在更易誘發(fā)位錯(cuò)的多系滑移特征。Xu 等[13—14]設(shè)計(jì)了跑道線圈用于電磁單向拉伸，然而得到的試樣存在不完全對(duì)稱的問題。

文中通過有限元仿真研究了試樣和線圈的相對(duì)位置對(duì)變形均勻性的影響，得到了試樣和線圈的最佳成形位置。為了探究材料的初始狀態(tài)對(duì)動(dòng)態(tài)成形能力的影響，文中選用了完全退火態(tài)和加工硬化態(tài)的1060，3003，5052 鋁合金，進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸和電磁拉伸。分析不同狀態(tài)的試樣在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸和電磁拉伸下的成形性能，并探討了電磁成形提高成形極限的機(jī)理。

1 有限元模擬

1.1 有限元建模

電磁單向拉伸成形裝置如圖1a 所示，裝置包括凹模、單向拉伸試樣、跑道線圈和底座。電磁成形裝置的主要參數(shù)為25 kV 的額定電壓和640 μF 的電容。準(zhǔn)靜態(tài)拉伸在WDW-100A 型力學(xué)性能測試機(jī)上進(jìn)行，變形速度為 3 mm/min。圖 1b 為 1060-O 和1060-H24 試樣在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。文中以1060-H24 鋁合金在動(dòng)態(tài)拉伸下的變形行為為研究對(duì)象，進(jìn)行了有限元仿真研究。

圖1 動(dòng)態(tài)拉伸裝置和材料力學(xué)性能Fig.1 Dynamic tensile device and mechanical properties of materials

模型的具體參數(shù)如圖2a 所示，試樣參照準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ISO 6892：1998 來制備，試樣長為160 mm，標(biāo)距段寬b為12.5 mm，厚度為1 mm，標(biāo)距為50 mm，線圈橫截面為3 mm×10 mm 的矩形。將試樣放置在跑道線圈一側(cè)的上方，試樣與線圈距離1 mm，將試樣的下平行段與線圈內(nèi)側(cè)的相對(duì)距離定義為h。仿真采用試驗(yàn)所得的實(shí)際電流數(shù)值，如圖2b所示。1060-O 和1060-H24 試樣在電磁單向拉伸中出現(xiàn)頸縮的電壓分別為3.1 kV 和2.9 kV。文中采用順序耦合法，首先在ANSYS/EMAG 模塊中建立試樣單向拉伸的電磁場模型，如圖2c 所示，模型包括模具、板料、線圈、空氣場和遠(yuǎn)場5 個(gè)部分。計(jì)算完電磁力后，在ANSYS/LSDYNA 模塊中進(jìn)行變形場建模并依次進(jìn)行計(jì)算。圖2d 為建立的變形場模型，將模具和支撐板定義為剛體。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

高速變形下材料的變形行為與準(zhǔn)靜態(tài)條件下大有不同，考慮到高應(yīng)變速率對(duì)成形的影響，在ANSYS/LSDYNA 模塊中采用Cowper-Symonds 本構(gòu)模型進(jìn)行建模。Cowper-Symonds 本構(gòu)模型適用于高速成形，如式（1）所示：

式中：σ為流變應(yīng)力；σs為準(zhǔn)靜態(tài)流變應(yīng)力；為應(yīng)變率；P和m為鋁合金的常數(shù)參數(shù)，P=6500 s-1，m=0.25。

1.2 相對(duì)位置對(duì)感應(yīng)電流密度的影響

由于板料與線圈的相對(duì)位置對(duì)板料寬度方向的受力均勻性有很大影響，設(shè)置了多組參數(shù)來探究板料的最佳位置。圖3 為20 μs 時(shí)線圈板料相對(duì)位置對(duì)板料兩側(cè)電流密度的影響。在h=0.58b時(shí)，板料中心線與線圈左側(cè)中心線重合，由于線圈右側(cè)對(duì)板料也有影響，板料右側(cè)的電流密度為1.86×109A/mm2，大于左側(cè)電流密度1.36×109A/mm2，如圖3a 所示。圖3b 中將板料向左移動(dòng)1 mm，此時(shí)h=0.66b。板料左側(cè)電流密度增大至1.72×109A/mm2，右側(cè)為1.85×109A/mm2，板料兩側(cè)電流密度差距減小，但仍然不均勻。當(dāng)h增大到0.756b時(shí)，板料兩側(cè)電流密度達(dá)到一致，均為1.86×109A/mm2，板料內(nèi)部電流密度分布均勻，如圖3c 所示。當(dāng)h繼續(xù)增大到0.8b時(shí)，出現(xiàn)板料左側(cè)電流密度大于右側(cè)的情況，如圖 3d所示。

1.3 位置對(duì)變形輪廓的影響

變形結(jié)束后，提取板料中間節(jié)點(diǎn)在z軸方向的位移并繪制曲線，節(jié)點(diǎn)路徑如圖2d 所示。圖4 為位移結(jié)果?？梢钥闯霎?dāng)h等于0.58b和0.66b時(shí)，曲線單調(diào)遞減，靠近線圈內(nèi)側(cè)的一邊位移小于外側(cè)；當(dāng)h為0.8b時(shí)，曲線呈上升趨勢，此時(shí)外側(cè)位移變?。划?dāng)h等于0.756b時(shí)，曲線趨于平緩，且左右端點(diǎn)位置位移幾乎一致，此時(shí)變形最為均勻。根據(jù)仿真結(jié)果可知，h=0.756b時(shí)是放置板料的最佳位置。

圖4 不同位置對(duì)應(yīng)的變形輪廓Fig.4 Deformation contours corresponding to different positions

2 結(jié)果與分析

2.1 伸長率與硬度

文中選用1060，3003，5052 這3 種鋁合金材料，材料初始狀態(tài)分別為H24，H24，H32 態(tài)。將上述3 種材料進(jìn)行完全退火處理，得到1060-O，3003-O，5052-O 這3 組材料。將得到的6 組試樣進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸和電磁單向拉伸。圖5 為1060-H24 的原始試樣和變形試樣。試樣原始標(biāo)距為L0，變形后的標(biāo)距為Lu。由于電磁成形后試樣中間段為弧形，考慮到在電磁單向拉伸試驗(yàn)條件下，試樣標(biāo)距內(nèi)寬度方向變形的均勻性和與準(zhǔn)靜態(tài)一致，可認(rèn)定弧形段標(biāo)距Lu范圍內(nèi)試樣變形時(shí)為單向拉伸狀態(tài)。伸長率的測定為標(biāo)距段的變形長度與原始標(biāo)距之比，如式（2）所示：

圖5 變形試樣對(duì)比Fig.5 Comparison of deformed samples

對(duì)于變形后的試樣，選取頸縮或斷裂附近的區(qū)域切下一塊8 mm×8 mm 的小方塊進(jìn)行顯微硬度分析。樣品經(jīng)過機(jī)械研磨表面后使用TMVS-1 維氏硬度計(jì)進(jìn)行測試，加載力為5 N，保持時(shí)間為10 s。每個(gè)樣品保證有5 個(gè)以上有效的硬度值。

圖6—8 分別為1060，3003，5052 鋁合金試樣的伸長率和硬度結(jié)果。對(duì)于1060 鋁合金：1060-O 試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸的伸長率（43.8%）和動(dòng)態(tài)拉伸的伸長率（44.0%）相差無幾，而1060-H24 鋁合金動(dòng)態(tài)拉伸伸長率（20.2%）為準(zhǔn)靜態(tài)拉伸（5.1%）的3.96 倍。對(duì)于3003 鋁合金：退火態(tài)試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸的伸長率為31.0%，動(dòng)態(tài)拉伸的伸長率為43.2%，相比準(zhǔn)靜態(tài)提高了 39.4%；H24 態(tài)試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸的伸長率為12.5%，動(dòng)態(tài)拉伸的伸長率為27.5%，相比準(zhǔn)靜態(tài)提高了120%。對(duì)于5052 鋁合金：退火態(tài)試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸的伸長率為28.3%，動(dòng)態(tài)拉伸的伸長率為43.0%，相比準(zhǔn)靜態(tài)提高了51.9%；H32 態(tài)試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸的伸長率為10.9%，動(dòng)態(tài)拉伸的伸長率為22.5%，相比準(zhǔn)靜態(tài)提高了106.4%。

圖6 1060 鋁合金力學(xué)性能Fig.6 Mechanical properties of 1060 aluminum alloy

圖7 3003 鋁合金力學(xué)性能Fig.7 Mechanical properties of 3003 aluminum alloy

圖8 5052 鋁合金力學(xué)性能Fig.8 Mechanical properties of 5052 aluminum alloy

對(duì)比圖6—8 中伸長率的變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)加工硬化態(tài)試樣電磁成形效果較完全退火態(tài)更好，在1060 鋁合金中尤為明顯。顯微硬度的變化規(guī)律在3種材料中也是相同的。未變形試樣、準(zhǔn)靜態(tài)變形試樣和電磁成形試樣的硬度依次升高。

2.2 斷口分析

圖9a 為1060-O 試樣經(jīng)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌?？梢钥吹綌嗔衙妾M窄，斷口附近有明顯的滑移帶，韌窩大小分布不均。圖9b 為1060-O 試樣經(jīng)動(dòng)態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌。可以看到試樣斷裂面十分狹窄，韌窩大且深。與準(zhǔn)靜態(tài)拉伸不同的是，電磁拉伸斷口韌窩較深且大小分布均勻，說明電磁成形后試樣的韌性更好。上述2 組斷口都表明試樣具有良好的塑性，均為韌性斷裂。圖9c 為1060-H24試樣經(jīng)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸斷裂后的斷口形貌，斷裂面較寬，韌窩面積小且淺。圖9d 為1060-H24 試樣經(jīng)電磁拉伸斷裂后的斷口形貌。比起準(zhǔn)靜態(tài)拉伸斷口，斷裂面較窄，韌窩更大更深，證明H24 態(tài)試樣電磁拉伸的塑性比準(zhǔn)靜態(tài)拉伸好。

圖9 1060 鋁合金斷口形貌Fig.9 Fracture morphology of 1060 aluminum alloy

2.3 TEM 分析

1060 試樣電磁成形后的TEM 結(jié)果如圖10 所示。從圖10a 和圖10b 可以看到，1060-O 試樣電磁成形后的晶粒內(nèi)部位錯(cuò)密度很低，存在數(shù)量不多的位錯(cuò)線，有多個(gè)小尺寸亞晶粒，并能觀察到典型的亞晶界特征。在1060-H24 電磁成形試樣中觀察到位錯(cuò)密度較高，并且出現(xiàn)位錯(cuò)胞結(jié)構(gòu)，這是典型的電磁成形組織結(jié)構(gòu)，證明位錯(cuò)發(fā)生了交滑移，如圖10c 所示。雖然退火態(tài)電磁成形試樣晶粒內(nèi)部位錯(cuò)十分少，但是存在亞晶界和小尺寸亞晶。這與Bach[15]研究的高純鋁電磁成形后的微觀結(jié)構(gòu)較為相似。

圖10 1060 鋁合金電磁成形TEM 結(jié)果Fig.10 TEM photos of 1060 aluminum alloy after EMF

由于退火后晶粒內(nèi)部無位錯(cuò)，同時(shí)純鋁也不存在GP 區(qū)和第二相，導(dǎo)致位錯(cuò)在晶粒內(nèi)部運(yùn)動(dòng)時(shí)的阻礙很小，而常溫下晶界的強(qiáng)度較高，位錯(cuò)遇到晶界的阻礙造成塞積，故觀察到晶界變形。在電磁成形過程中，位錯(cuò)滑移時(shí)由于受到的運(yùn)動(dòng)阻礙小，不會(huì)發(fā)生交滑移，故成形極限沒有得到提高。對(duì)于加工硬化態(tài)試樣來說，晶粒本身存在一些缺陷，如位錯(cuò)和變形晶界等，使得在電磁成形時(shí)，位錯(cuò)的發(fā)生源更多，同時(shí)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)受到的阻礙更多，在高速率大塑性變形下，位錯(cuò)能夠發(fā)生交滑移，實(shí)現(xiàn)成形極限的提高。

3 結(jié)語

基于順序耦合法，分析了試樣和線圈的相對(duì)位置對(duì)板條成形均勻性的影響。采用試驗(yàn)研究了不同初始狀態(tài)鋁合金在電磁單向拉伸條件下的成形性能，得出了以下結(jié)論。

1）通過調(diào)整試樣和線圈的相對(duì)位置可以得到寬度方向變形均勻的試樣，文中的最佳位置為h=0.756b。

2）與完全退火態(tài)相比，加工硬化態(tài)的鋁合金更適用于電磁成形，成形性能得到大幅提高，同時(shí)強(qiáng)度也增加。

3）通過對(duì)1060 鋁合金試樣的微觀分析可知，晶粒中含有的原始缺陷能夠提供更多位錯(cuò)發(fā)生源，并促使位錯(cuò)發(fā)生交滑移，從而提高電磁成形的成形性。