5052鋁合金熱拉伸流變應力及實心凸起板鍛造成形研究

林啟權，王曉偉，董文正,2,，李彥濤，王志剛

(1.湘潭大學焊接機器人與應用技術湖南省重點實驗室，湖南湘潭，411105；2.華中科技大學材料成形與模具技術國家重點實驗室，湖北武漢，430074；3.日本岐阜大學機械與系統(tǒng)工程系，日本岐阜，501-1193)

鋁合金作為一種密度低、比強度高的輕合金材料被廣泛應用于汽車制造、航天航空等工業(yè)領域。然而，鋁合金在室溫下塑性低，成形性能差，因此，其開發(fā)和應用受到了很大制約。針對這一問題，開發(fā)適合鋁合金熱成形工藝引起國內(nèi)外研究者的廣泛研究[1?4]。鋁合金種類眾多，其熱處理后狀態(tài)也各不相同，要通過溫熱成形技術提升鋁合金板材的成形性能，對鋁合金材料的選擇尤為重要。近年來，周國偉等[5?8]對7075和7151等高強鋁合金的熱拉深性能、顯微組織、斷裂行為等進行了溫熱成形技術研究，但7×××系鋁合金生產(chǎn)成本高，主要用于航天航空領域。選擇生產(chǎn)成本相對較低和成形性能良好的5000 系鋁合金板材進行溫成形技術研究具有重要的實踐意義。5052 鋁合金屬于Al-Mg 系合金，耐蝕性和加工性好，并具有中等強度，主要用于制造飛機油箱、油管、汽車鈑金件以及裝飾件、托架、鉚釘?shù)?。對金屬板材本構方程的研究一直是金屬塑性成形研究的重點，目前，關于5052 鋁合金的研究和應用仍主要集中在合金的疲勞性能、組織性能及鋁合金型材的冷熱擠壓成形和板材的常溫成形上。劉陽陽等[9?10]選用5052 鋁合金鑄錠，開展了溫度為573～723 K，應變速率為0.001～10.00 s?1熱壓縮試驗，并基于Zener-Hollmon 參數(shù)模型得到了本構方程；TIAN等[11?12]研究了應變速率對5A02-O鋁合金室溫動態(tài)力學行為和組織演變的影響。目前，有關5052鋁合金板材熱拉伸流變應力研究尚未見報道。板鍛造成形工藝是以板料或者半成品毛坯在不同溫度下將拉深、翻邊、彎曲等傳統(tǒng)的板材成形工藝與模鍛、鐓粗、擠壓等傳統(tǒng)的體積成形工藝相結合的復合成形工藝，目前，板鍛造成形技術在日本、德國等工業(yè)發(fā)達國家得到了大力推廣，并開發(fā)了大量的板鍛造成形零件[13?14]，如MERKLEIN等[15]基于板鍛造成形技術，以厚度為2 mm的C40鋼為坯料，提出了圓筒齒輪板鍛造一體化成形方案，解決了傳統(tǒng)機加工方法成本高、效率低的問題。KO 等[16]采用拉深、鐓擠板鍛造成形工藝，成形帶2個空心凸起的汽車車門鎖扣，大大簡化了傳統(tǒng)成形工藝，并減小了零件的質(zhì)量。WANG等[17?18]對溫板鍛成形、大厚差板材成形進行了研究，解決了傳統(tǒng)加工中空薄壁零件不能滿足使用要求和加工難度大等問題。LIN 等[19?20]對厚板翻邊和薄板凸起的相關板鍛復合成形工藝、筒形件實心凸起板鍛造成形工藝及機理進行了研究。本文作者以5052 鋁合金板材為研究對象， 采用美國Instron3369 電子萬能試驗機進行溫拉伸實驗，獲得不同溫度和應變速率下的的應力應變曲線，基于Hollomen 模型建立適用于熱變形條件下的5052鋁合金本構方程。將獲得的本構方程導入DEFORM 軟件中，對帶有凸起結構的筒形件進行板鍛造等溫成形有限元數(shù)值模擬并對其進行板鍛造等溫成形實驗，探討不同工藝參數(shù)和模具結構參數(shù)下實心凸起的成形性，通過測量成形件凸起高度、底部減薄量以及凸起度的實驗值和模擬值，驗證該本構方程的準確性和有效性。

1 5052鋁合金板熱拉伸實驗

1.1 實驗材料

溫成形技術是指將成形毛坯通過加熱裝置加熱到一定成形溫度，保證材料在該溫度下具有較好的延展性，然后，將加熱后的毛坯件放入模具中進行成形，從而獲得具有深度大、回彈性小、結構復雜的零部件工藝過程。為了得到適用于溫熱成形有限元數(shù)值仿真的流變應力模型，必須對材料進行熱拉伸成形試驗。實驗材料為5052-H32鋁合金板材，其化學成分如表1所示。實驗所用試樣形狀根據(jù)國標GB/T 228.1—2010設計，如圖1所示。在實驗過程中，將試樣放在Instron3369 電子萬能試驗機的加熱裝置中加熱到設定溫度，并保溫3 min，使其試樣溫度均勻，然后，采用位移加載直至斷裂。試驗溫度為523～723 K，應變速率為0.001～0.100 s?1。溫度和應變速率由計算機系統(tǒng)自動控制。

表1 5052-H32鋁合金化學成分(質(zhì)量分數(shù))Table 1 Chemical compositions of 5052-H32 aluminum alloy %

圖1 高溫拉伸試驗試樣幾何尺寸Fig.1 Geometrical dimensions of specimen for high temperature tensile test

1.2 真應力?應變曲線

通過在不同應變速率和溫度下的進行熱拉伸實驗，獲得5052 鋁合金的真應力?應變曲線如圖2所示。由圖2可看出：隨著應變不斷增大，真應力先迅速增大，當升高到屈服強度后，應力增大的趨勢變緩；當應變超過一定值后，應力維持不變或者緩慢下降直至斷裂發(fā)生；在彈性階段時，材料的彈性模量幾乎保持不變，而當塑性變形發(fā)生時，合金材料的組織受到影響，且溫度越高，屈服強度越低，抗拉強度也越低。

圖2 中不同變形條件下的峰值應力見表2。從表2可見：在一定應變速率下，隨著溫度升高，峰值應力與其呈負的相關性，在應變速率為0.01 s?1，溫度從523 K 升高到723 K 時，對應的峰值應力從158.34 MPa 減少到29.19 MPa；而在一定變形溫度下，隨著應變速率增大，峰值應力呈現(xiàn)出正相關性，如當溫度為673 K，應變速率從0.001 s?1增大到0.100 s?1時，峰值應力從26.49 MPa 增大到60.64 MPa。

1.3 5052鋁合金本構方程的建立

圖2 5052鋁合金在不同溫度和應變速率下的真應力?真應變曲線Fig.2 True stress?true strain curves of 5052 aluminum alloy at different temperatures and strain rates

材料在熱變形過程中，材料的流變應力行為與變形溫度、應變率和應變之間存在耦合關系，對材料在溫熱成形工藝的數(shù)值模擬分析有重要意義。任何應變或穩(wěn)態(tài)下的高溫流變應力σ取決于變形溫度T和應變速率ε，普遍采用SELLARS 等[21-22]提出的雙曲正弦形式加以描述，在不同條件下分別表示為以下形式：

表2 不同變形條件下的峰值應力Table 2 Peak stress of alloy under different deformation conditions MPa

在任意條件下，

式中：A1，A2，A，n1，n，β和α均為常數(shù)；A，A1和A2為結構因子；Q為變形激活能；T為熱力學溫度；R為氣體常數(shù)；為應變速率；σ為流變應力；n和n1為應力指數(shù)；α＝β/n1。該流變應力模型可以較好地描述材料熱變形特性。

此外，SELLARS 等[21]通過實驗驗證了熱變形調(diào)件可以通過溫度補償應變速率因子Zener-Hollomon參數(shù)Z來描述：

對式(1)和式(2)取對數(shù)得：

對式(3)兩邊取對數(shù)后偏微分得到熱變形激活能Q：

對式(4)兩邊取對數(shù)得

根據(jù)上述公式和各影響因素進行線性回歸處理得到5052 鋁合金峰值應力與各影響因素線性回歸處理關系曲線，如圖3所示。據(jù)圖3 可求得A=3.14×1014，n=5.055，α=0.0211，Q=162.72 kJ/mol。所以，5052鋁合金熱變形的材料本構方程為

圖3 5052鋁合金峰值應力與各影響因素線性回歸處理關系曲線Fig.3 Linear fitting curves of peak stress and influence factors of 5052 aluminum alloy

1.4 模型計算結果與實驗比較

將所求得的各系數(shù)代回到流變應力方程中，計算理論應力。圖4所示為不同應變、應變速率、溫度下應力的實驗值與擬合值對比。從圖4 可見：應力計算曲線和實驗曲線的變化趨勢和數(shù)值均較接近，最大偏差為5.64%，因此，該模型可以很好地描述5052 鋁合金熱變形流動應力行為，可以用于5052 鋁合金的熱變形流變應力的預測和數(shù)值模擬。

圖4 流變應力實驗值與擬合值對比Fig.4 Comparisons between experiment and fitted flow stress

2 實心凸起板鍛造有限元仿真應用及實驗驗證

2.1 板鍛造成形實心凸起有限元仿真模擬

采用板鍛造成形工藝對中心帶實心凸起的圓筒形件進行等溫成形，如圖5所示。在成形過程中既有板料成形，又有體積成形，金屬塑性流動較復雜，為此，將所獲得的5052 鋁合金熱拉伸流變應力模型導入DEFORM 軟件中，對其成形過程進行有限元數(shù)值模擬，并在YP32-315 比例控制擠壓拉深復合成形試驗機上進行板鍛成形實驗，探討不同工藝參數(shù)和模具結構參數(shù)下實心凸起的成形性，并進一步驗證流變應力模型的準確性。由于零件具有軸對稱性，故采用DEFORM-2D 對其進行成形模擬。在有限元模型中，設板料為塑性體外，其他均設為剛性體，背壓塊、凹模和壓邊圈與板料之間的摩擦因數(shù)設為0.06，凸模與板料之間的摩擦因數(shù)為0.03～0.15，成形速度為2 mm/s。其他相關工藝參數(shù)如表3所示。

圖5 實心凸起板鍛造成形有限元模型Fig.5 Finite element model of solid boss plate forging

本文通過凸起度[23]來表征板料凸起的成形能力，其定義為

其中：σs為材料的屈服強度；P為板鍛造凸起成型過程中單位瞬間背壓載荷；Vb為凸起結構體積；Vp為參與擠壓變形部分的底部板料體積(底部較薄體積)，如圖6所示。

表3 工藝參數(shù)Table 3 Process parameters

圖6 凸起度幾何示意圖Fig.6 Schematic diagram of boss ability

以凸起度作為實心凸起板鍛造成形過程中成形性能的衡量標準，對不同的凸起圓角半徑、凸起半徑及潤滑條件下的凸起度進行探討。研究結果表明：凸起度與變形溫度、模具結構參數(shù)和摩擦條件密切相關；在不同溫度下，凸起度隨著凸起圓角半徑和凸起半徑的變化而變化，如圖7所示；隨著凸起圓角半徑增大，凸起度增大，在凸起圓角半徑一定時，隨著溫度升高，凸起度逐步增大，在673 K 時凸起度最大，如圖7(a)所示；隨著凸起半徑增大，凸起度顯著增高，隨著溫度升高，凸起度穩(wěn)步升高，且在673 K 時凸起度最大，如圖7(b)所示；隨著凸模與板料的庫侖摩擦因數(shù)增大，凸起度明顯升高，凸起度隨著溫度升高不斷增加，在673 K 時達到最大值，如圖7(c)所示。上述結果表明：在523～723 K 范圍中，當成形溫度為673 K時，板鍛造成形實心凸起的性能最好。

2.2 板鍛造成形實心凸起實驗驗證

在YP32-315 比例控擠壓拉深復合成形試驗機上進行實心凸起板鍛造成形試驗，對上述有限元模擬結果進行實驗驗證。進行實心凸起板鍛造成形實驗時，采用直徑為60 mm、厚度為2 mm的5052-H32 鋁合金板材。凸起結構選用凸起圓角半徑為1.00 mm、凸起半徑為1.25 mm的凸模，成形溫度在523～723 K 下進行實心凸起板鍛造等溫成形試驗。

圖8 實驗與模擬結果對比Fig.8 Comparison of experimental and simulation results of forming part and boss ability

通過實心凸起板鍛造成形試驗，將工件沿凸起中心位置割開與仿真結果進行對比，如圖8(a)所示。從圖8(a)可以看出：實驗成形的筒形件筒壁高度、凸起高度和板料底部厚度與有限元仿真結果基本吻合；測量實心凸起零件凸起高度和成形后板料底部厚度，計算其板鍛造成形實心凸起實驗的凸起度，并與板鍛造成形實心凸起有限元模擬的凸起度進行對比，實驗結果與有限元模擬結果基本吻合，如圖8(b)所示。上述結果表明：該熱拉伸本構方程不僅可以準確地描述板鍛造成形凸起過程的特征，而且可以有效地滿足5052 鋁合金熱成形性能的仿真要求。

3 結論

1)5052 鋁合金在熱拉伸變形過程中，流變應力隨應變速率增加而升高，流變應力隨著變形溫度升高而降低。5052鋁合金在溫度為523～723 K，應變速率為0.001～0.100 s?1變形條件下的材料本構方程為

熱激活能Q=162.72kJ/mol。

2)將所獲得5052 鋁合金流變應力模型用于板鍛造成形數(shù)值仿真，通過與實驗結果進行對比，發(fā)現(xiàn)該熱拉伸本構模型能夠準確地描述板鍛造成形凸起過程的成形特征，且5052 鋁合金在673 K時板鍛造成形實心凸起成形性能最好。