文/楊棟，陳文琳，周瑞·合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院

7075鋁合金活塞等溫擠壓工藝模擬

文/楊棟，陳文琳，周瑞·合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院

針對7075鋁合金活塞結(jié)構(gòu)的特點，通過理論計算與有限元模擬相結(jié)合的方法確定擠壓方案與工藝參數(shù)，分析成形過程中等效應(yīng)力應(yīng)變場、成形載荷的變化；并將7075鋁合金熱變形動態(tài)再結(jié)晶演化模型導(dǎo)入有限元中，對其組織晶粒度進行預(yù)報。

7075鋁合金屬于高層錯能金屬，在熱塑性變形過程中動態(tài)回復(fù)強烈，位錯密度難以升高，不易發(fā)生“形核—長大”機制的非連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶（DDRX）。僅在變形溫度、速度較高的情況下，可能出現(xiàn)部分非連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶，7075鋁合金熱變形時主要發(fā)生連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶（CDRX）。連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶是金屬變形時，位錯不斷向小角度晶界聚集，從而轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠼嵌染Ы纾纬尚碌募?xì)小晶粒的過程。金屬晶粒度會隨連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶的進行而顯著減小，得到非常細(xì)小的晶粒組織，能夠顯著提高鋁合金材料的力學(xué)性能。

活塞件具有結(jié)構(gòu)復(fù)雜、形狀特殊的特點，傳統(tǒng)的加工方法為鑄造成形，鑄件組織晶粒相對粗大，力學(xué)性能差，使用壽命短，而等溫擠壓鋁合金活塞的過程中，發(fā)生連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶，細(xì)化組織晶粒度，提高其力學(xué)性能。

擠壓工藝分析

結(jié)構(gòu)分析

圖1為7075鋁合金活塞零件的三維圖，活塞的整體外輪廓為杯形件，兩筋板處的外形輪廓較為復(fù)雜，且?guī)в型?。活塞裙部?nèi)腔可通過反擠壓成形；對于兩側(cè)的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，若通過后續(xù)的機加工得到，不但生產(chǎn)效率和材料利用率低，而且機加工時切斷了金屬流線，影響產(chǎn)品強度和剛度等性能，因此需要采用多向擠壓工藝來實現(xiàn)對活塞的成形。

在進行工藝計算前，應(yīng)根據(jù)等溫擠壓工藝的特點，將活塞的零件圖轉(zhuǎn)化成擠壓件圖，進而確定擠壓工藝。最終確定擠壓件的尺寸結(jié)構(gòu)如圖2所示，筋板處的通孔和活塞外圍的溝槽通過機加工成形，其他部位通過縱向擠壓和橫向擠壓成形。

圖1 活塞三維圖

工藝分析

為了確保在成形過程中不產(chǎn)生裂紋、開裂等缺陷，一次擠壓的變形程度要在鋁合金的許用變形程度內(nèi)，若零件的變形程度超過材料的許用變形程度，則應(yīng)考慮采用多次擠壓成形或者增加預(yù)擠壓工序。下面分別計算縱向擠壓和橫向擠壓的變形程度，進而確定擠壓次數(shù)。

圖2 活塞擠壓件的二維圖

縱向擠壓時，凸模的工作部分形狀和活塞的氣門孔內(nèi)腔形狀相配合，其橫截面是不斷變化的，因此第一次擠壓后，擠壓坯料的橫截面積A1也是不斷變化的。本文采用擠壓坯料的平均截面積作為A1。橫向擠壓時，凸模的工作部分與擠壓件的筋板外側(cè)形狀相配合，凸模工作部分表面積的計算方法同縱向擠壓一樣，取平均截面積Ap。通過理論計算確定活塞擠壓成形工藝為一次縱向擠壓和一次橫向擠壓。

有限元模型

隨著塑性變形的進行，連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶組織的晶粒尺寸呈負(fù)指數(shù)曲線迅速降低，使用基于唯象理論的指數(shù)模型可以描述連續(xù)動態(tài)再結(jié)晶過程中平均晶粒尺寸的演化模型。將動態(tài)再結(jié)晶晶粒度演化模型嵌入有限元軟件中，坯料材料為7075鋁合金，坯料與模具溫度均為380℃，坯料和模具間的摩擦系數(shù)選為0.12，所建立的兩向擠壓有限元模型如圖3a、b所示。

數(shù)值模擬結(jié)果與分析

數(shù)值模擬完成后進入有限元軟件后處理模塊，得到經(jīng)過縱向擠壓和橫向擠壓后的成形結(jié)果圖，如圖4a、b所示。圖中的點表示已經(jīng)與模具接觸，即已經(jīng)充滿型腔。從圖中可以看出，經(jīng)過縱向擠壓和橫向擠壓之后金屬已經(jīng)充滿型腔，成形效果良好。

圖3 兩向擠壓有限元模型

圖4 成形結(jié)果圖

圖5a、b分別為終擠時的等效應(yīng)力圖和等效應(yīng)變圖。從圖中可以看出，在活塞裙部、銷孔處和筋板的成形過程中，應(yīng)力主要集中在凸模圓角過渡區(qū)域、筋板的邊緣處，以及銷孔外側(cè)的圓環(huán)面上。氣門口底板的應(yīng)力較小，活塞整體應(yīng)力分布較均勻，為50MPa左右，整個變形過程的最大等效應(yīng)力為139MPa。從等效應(yīng)變圖上可以看出，同等效應(yīng)力類似，凸模圓角處的金屬變形程度較大，應(yīng)變較大?；钊?shù)匿N孔部和活塞裙兩側(cè)薄邊應(yīng)變較小，銷孔外側(cè)的圓環(huán)面和筋板邊緣處的應(yīng)變最大，整個變形過程中最大等效應(yīng)變?yōu)?4.8。

圖6a、b所示分別為Z方向和X方向成形載荷曲線。從圖中可以看出，在縱向擠壓階段，Z向載荷隨著時間逐漸增大，最大達95t左右，此時在X方向載荷基本為0，這是由于該階段設(shè)備提供的是縱向載荷，橫向載荷為0。在橫向擠壓階段，隨著橫向擠壓力的增加，金屬逐漸充填型腔，Z方向受到的載荷也逐漸增加，橫向最大擠壓力為6.3t，這是由于在橫向擠壓階段，金屬變形程度相對較小。同時通過結(jié)果可知，該成形過程對設(shè)備噸位要求較低，只需能夠提供縱向和橫向載荷即可。

活塞擠壓成形后平均晶粒尺寸約為19μm，相對初始晶粒明顯減小，細(xì)化率達52%；在活塞裙部兩側(cè)及活塞內(nèi)部底板處晶粒尺寸約為27μm，細(xì)化效果不如其他部位明顯；在活塞銷孔處晶粒細(xì)化更加明顯，細(xì)化到13μm，細(xì)化率達到67.5%。這是由于在縱向擠壓過程中，活塞裙通過反擠壓成形，塑性變形大，此劇烈變形提供的能量導(dǎo)致該中心區(qū)域材料大量位錯纏結(jié)，高度纏結(jié)的位錯之間存在較大的應(yīng)力場。

圖5 等效應(yīng)力應(yīng)變分布圖

圖6 載荷曲線

根據(jù)低能位錯結(jié)構(gòu)理論，這些位錯之間會相互作用并重新排列，形成亞晶結(jié)構(gòu)，而亞晶界會進一步演化為小角度晶界和大角度晶界，引起動態(tài)再結(jié)晶，從而細(xì)化晶粒，使晶粒細(xì)化至27μm，但在橫向擠壓過程中，與銷孔垂直的裙部基本沒有發(fā)生變形，不再發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶現(xiàn)象。而在銷孔處，在縱向擠壓過程中，該處塑性變形與裙部變形一致，同樣發(fā)生劇烈變形；在橫向擠壓過程中，該處塑性變形更加劇烈，使得位錯高度纏結(jié)，位錯相互作用并重新排列，形成亞晶結(jié)構(gòu)，進而發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，以致細(xì)化晶粒。

結(jié)束語

⑴針對7075鋁合金活塞件的結(jié)構(gòu)特點，通過理論計算確定活塞件等溫擠壓工藝，并通過數(shù)值模擬驗證了理論計算的正確性，為鋁合金擠壓工藝在加工復(fù)雜零件上的應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

⑵運用有限元軟件進行數(shù)值模擬，分析工件在成形過程中應(yīng)力應(yīng)變場及載荷情況，對設(shè)備噸位要求不高，只需能夠提供縱向載荷和橫向載荷即可，對企業(yè)設(shè)備選型有一定的指導(dǎo)意義。

⑶通過動態(tài)再結(jié)晶演化模型，對7075鋁合金擠壓成形組織晶粒度進行預(yù)報。