Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓變形行為的三維數(shù)值模擬分析研究

李文友

(中國鐵建電氣化局集團有限公司 北京 100043)

1 引言

目前高速鐵路接觸懸掛的承導線電學與力學性能要求越來越高[1]，Cu-Cr-Zr合金在鐵路接觸網(wǎng)得到了應用，其電學與力學性能全面優(yōu)于現(xiàn)有的Cu-Mg合金[2]。對Cu-Cr-Zr合金進行加工的工藝主要是熱軋工藝[3]與連續(xù)擠壓工藝[4-5]。采用現(xiàn)行的熱軋工藝對Cu-Cr-Zr合金進行加工時，存在工藝復雜、產(chǎn)品性能不穩(wěn)定、生產(chǎn)成本高等諸多問題。而上引連鑄連擠法作為我國自主研發(fā)的高速鐵路用承導線生產(chǎn)工藝，已廣泛應用于各類型銅合金承導線的生產(chǎn)[6]，采用連續(xù)擠壓工藝對Cu-Cr-Zr合金粗晶鑄造桿料進行處理后可以得到細小且均勻的組織，達到細晶強化的效果，從而全面提升該類產(chǎn)品的綜合性能[7]。目前，已有學者對Cu-Cr-Zr合金的連續(xù)加壓工藝進行了研究[8]，也有學者分析了連續(xù)擠壓對Cu-Cr-Zr合金組織與性能的影響。但迄今為止對Cu-Cr-Zr合金進行連續(xù)擠壓塑性加工時的塑性變化行為還未見報道。本文將在之前研究方法的基礎上[9]139-144，[10]489-494，以Cu-Cr-Zr合金為研究對象，進行有限元數(shù)值模擬分析，研究其連續(xù)擠壓塑性加工時的變形行為，為以后Cu-Cr-Zr合金承導線生產(chǎn)工藝提供理論與數(shù)據(jù)支持。

2 試驗材料、設備和方法

2.1 試驗材料與設備

試驗材料采用Cu-Cr-Zr合金的上引連續(xù)鑄造桿坯，試驗設備采用TLJ500連續(xù)擠壓機。通過連續(xù)擠壓工藝成形技術將直徑為φ20 mm的桿料制備成φ25 mm合金擠壓桿。Cu-Cr-Zr合金的上引連續(xù)鑄造桿坯化學成分(質量分數(shù))見表1。

表1 Cu-Cr-Zr合金桿坯化學成分 %

2.2 試驗方法

在550℃的電阻爐內放入4根350 mm長的Cu-Cr-Zr合金上引連續(xù)鑄造桿料，保溫1 h后送入到擠壓輪內進行預擠壓。擠壓參數(shù)為：擠壓輪旋轉速度0.927 rad/s，擠壓擴展比1.25[11]。待Cu-Cr-Zr合金擠壓桿制成后，截取多段Cu-Cr-Zr合金擠壓桿作為熱變形模擬試驗材料，研究高溫熱變形過程中擠壓桿件的變形行為，先構建本構方程，后進行計算機模擬試驗。因此，本文選擇了0.01 s-1、0.05 s-1、0.1 s-1、1 s-1、10 s-1五組不同的應變速率以及400℃、500℃、600℃、700℃、800℃五組不同的溫度條件，來研究Cu-Cr-Zr合金的塑性變形行為。

3 構建Cu-Cr-Zr合金的本構方程

3.1 連續(xù)擠壓3D模型的建立

建立TLJ500連續(xù)擠壓機內擠壓模具的三維幾何模型，并將建模軟件建立的模型轉化成合適的格式，導入到有限元分析方法的工藝仿真系統(tǒng)(Deform 3D)軟件平臺，最終建立了3D有限元連續(xù)擠壓模型，如圖1所示。

圖1 連續(xù)擠壓模型

3.2 前參數(shù)處理

在實際操作過程中，桿料在初始擠壓時，為充分填滿型腔需要加入高溫引料，方便擠壓模腔的充形。因此，針對這一實際情況，并使之盡可能地接近現(xiàn)實條件，優(yōu)化了試驗的模擬過程。具體做法是：(1)底銅的初始溫度狀態(tài)設置為480℃；(2)桿料的初始溫度設置為20℃；(3)桿料為理想的圓柱形桿料，滿足金屬材料的米塞斯屈服準則[12]。

3.3 Cu-Cr-Zr合金本構方程的建立

3.3.1 熱變形試驗結果與分析

截取多段Cu-Cr-Zr合金擠壓桿作為熱變形模擬試驗材料，分別在不同應變速率條件和不同溫度條件下進行高溫拉伸試驗。不同試驗結果繪制成圖2所示的變化曲線。

從圖2變化曲線可以看出：在400℃的溫度條件下，Cu-Cr-Zr合金的流變應力隨應變速率的增大而降低；但是在500～800℃的溫度范圍內的同一變形溫度條件下，Cu-Cr-Zr合金的流變應力隨應變速率的降低而降低。從Cu-Cr-Zr合金的曲線變化趨勢可以得出：在初始變形階段，流變應力均快速增大，并在極小的應變范圍內達到峰值；到達峰值后呈下降趨勢，并在之后的一段應變范圍內趨于動態(tài)穩(wěn)定；在動態(tài)穩(wěn)定后的一段應變范圍內，流變應力隨真實應變的增加而緩慢上升。

圖2 Cu-Cr-Zr合金真應力-應變曲線

根據(jù)Cu-Cr-Zr相圖[13]，隨溫度的上升，Cr、Zr元素在Cu基體中的固溶度逐漸升高。400℃時，Cr在銅基體中的固溶度為0.03%；950℃時，Cr在銅基體中的固溶度為0.3%。而本次試驗所用合金的Cr含量為0.85%，因此，本次試驗所用的Cu-Cr-Zr合金有一定數(shù)量的Cr元素殘留。根據(jù)文獻[14]的研究成果認為，Cu-Cr合金中添加Zr元素對改進合金組織和性能起了很大作用，不但細化了原合金中的Cr相，使Cr相的形狀更傾向于球形，而且該合金中含有的Zr元素能夠在合金中形成Cu-Zr共價第二相粒子，修飾析出的Cr粒子，減小Cr粒子分布間距，綜合提高合金的抗軟化性能及強度[15]。從圖3所示的Cu-Cr-Zr合金固溶態(tài)動態(tài)穩(wěn)定控制系統(tǒng)分析結果曲線可以看出，溫度為390℃時，Cu-Cr-Zr合金出現(xiàn)了吸熱反應。因此，在本次Cu-Cr-Zr合金的熱模擬試驗過程中高溫和形變會持續(xù)加速Cr相的析出。與此同時，析出的彌散顆粒與位錯將會發(fā)生顯著的交互作用，通過阻止合金的位錯運動抑制該合金動態(tài)再結晶過程。因此，圖2所示曲線表現(xiàn)出來的末尾階段流變應力呈現(xiàn)出緩慢上升的現(xiàn)象。

圖3 Cu-Cr-Zr合金固溶態(tài)動態(tài)DSC結果

3.3.2 Cu-Cr-Zr合金高溫變形本構方程的建立

根據(jù)文獻[16]的研究成果可知，利用第二相強化的合金材料與固溶合金、純金屬一樣，其高溫變形過程也屬于熱激活過程。但第二相粒子強化合金的高溫蠕變具有自己特點。

本文采用了1944年Hollomon等[17]驗證的金屬材料高溫拉伸試驗關系法來描述Cu-Cr-Zr合金高溫變形時流變應力的本構關系[10]493。通過對圖2的試驗數(shù)據(jù)分別進行擬合，繪制出了曲線和ln(sinh(ασb))-ln曲線，如圖4所示。

通過Matlab軟件平臺對圖4a、b中的兩組曲線進行擬合，得到曲線圖4a的斜率的平均值B1＝6.39，曲線圖4b的斜率平均值為B2＝0.316。同理，計算得到Arrhenius雙曲正弦函數(shù)[18]的各待測值，最終建立了Cu-Cr-Zr合金的高溫熱變形本構方程，如式(1)所示。

通過圖3所示的分析曲線和式(1)所示合金的高溫變形本構方程綜合分析計算，可知Cu-Cr-Zr合金熱變形時，其熱激活過程所需的熱激活能為380.52 kJ/mol。

圖4 擬合曲線

4 模擬結果及分析

根據(jù)文獻[19]，將連續(xù)擠壓過程中的Cu-Cr-Zr合金劃分區(qū)域進行模擬分析，如圖5所示。

圖5 連續(xù)擠壓分區(qū)

圖6為擠壓輪轉速V＝0.927 rad/s時Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的流變速率場分布圖。觀察圖6可知，連續(xù)擠壓加工Cu-Cr-Zr合金時，流動速度在不同區(qū)域的變化較大：從孔型軋制區(qū)到墩粗區(qū)，材料的流變速率逐漸增加到65.7 mm/s；從墩粗區(qū)到直角彎曲變形區(qū)，材料的流變速率逐漸下降；在直角彎曲區(qū)內，堵頭的阻擋作用使材料改變流動方向，進入到擠壓模腔內，此時材料的流變速率增加到43.5～65.5 mm/s；材料進入到擴展成形區(qū)內，材料的流變速率趨于穩(wěn)定，維持在1.53 mm/s左右。在擠壓模腔內，由于內壁的摩擦力作用，導致材料表面流速較中心區(qū)域流速較慢，而在擴展成型區(qū)的錐形變形區(qū)內存在變形死區(qū)，該區(qū)域的材料不參與桿料塑性流動。

圖6 Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓流變速率場分布

圖7為擠壓輪轉速V＝0.927 rad/s時Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的溫度場分布圖。觀察圖7中可知，Cu-Cr-Zr合金桿料從摩擦剪切區(qū)進入到墩粗區(qū)，其溫度從351℃上升到480℃以上；從墩粗區(qū)進入到粘著區(qū)后，材料的溫度進一步提高至550℃；進入到直角彎曲區(qū)后，溫度達到最高為682℃；隨著Cu-Cr-Zr合金桿料的進一步流動進入到擴展成形區(qū)后，材料的溫度從616℃逐漸降低到483℃；待桿料擠出模腔并成形后，桿料的溫度保持在銅合金的再結晶溫度以上。結合圖3所示的動態(tài)DSC分析結果可知，在連續(xù)擠壓的過程中，Cu-Cr-Zr合金將發(fā)生過飽和固溶體的析出及分解。

圖7 Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓溫度場分布

圖8為擠壓輪轉速V＝0.927 rad/s時Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的等效應變場分布。觀察圖8可知，Cu-Cr-Zr合金桿料依次進入到孔型軋制區(qū)、摩擦剪切區(qū)、鐓粗區(qū)、粘著區(qū)等區(qū)域時，材料的等效應變呈逐漸增大的趨勢，在直角彎曲變形區(qū)等效應變值達到最大；而桿料進入到擴展成形區(qū)后，等效應變逐漸減小。

圖8 Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓等效應變場分布

圖9為擠壓輪轉速V＝0.927 rad/s時Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的等效應變速率分布。觀察圖9可知，Cu-Cr-Zr合金桿料依次進入到孔型軋制區(qū)、摩擦剪切區(qū)、鐓粗區(qū)、粘著區(qū)等區(qū)域時，應變速率逐漸增大，在直角彎曲區(qū)材料的應變速率最高，峰值達到了1.50 s-1；當桿料進入到擴展成形區(qū)時，材料的應變速率有所降低，至0.964～0.107 s-1。

圖9 Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓等效應變速率分布

圖10為擠壓輪轉速V＝0.927 rad/s時Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的正壓力場分布。觀察圖10可知，Cu-Cr-Zr合金桿料進入到鐓粗區(qū)、粘著區(qū)、直角彎曲變形區(qū)、擴展成形區(qū)等區(qū)域時，變形體邊緣區(qū)域存在較大的正壓力分布梯度，這與文獻[9]所研究的Cu-Mg合金相似，該現(xiàn)象的產(chǎn)生將導致變形體邊緣區(qū)域存在密集分布的微觀分層裂紋。

圖10 Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓正壓力場分布

5 繪制加工圖

結合模擬結果和圖2的合金應力變化曲線，應變量以2.8為例，統(tǒng)計該應變量條件下的流變應力值，如表2所示。并以表2數(shù)據(jù)為基礎，繪制Cu-Cr-Zr合金的真實ln-lnσ曲線，如圖11a所示。

表2 應變量2.8時Cu-Cr-Zr合金的流變應力MPa

根據(jù)Cu-Cr-Zr合金的加工圖，結合模擬分析結果圖可知，Cu-Cr-Zr合金在進行連續(xù)擠壓時，其熱加工失穩(wěn)區(qū)主要出現(xiàn)在墩粗區(qū)、粘著區(qū)、擴展成形區(qū)的死區(qū)部位。從圖11b所示的加工圖可以看到：Cu-Cr-Zr合金在進行熱塑性加工時，該合金熱塑性加工的失穩(wěn)區(qū)主要分布在450～530℃、應變速率小于0.8 s-1的范圍內；而Cu-Cr-Zr合金最佳熱塑性加工的應變速率小于0.04 s-1，溫度范圍是725～780℃。另外，通過圖10所示的壓力場模擬分布圖可知，在粘著區(qū)，墩粗區(qū)和擴展成形區(qū)邊緣區(qū)域存在較大的正壓力分布梯度，結合圖11b所示的加工圖可知，上述三個區(qū)域邊緣部位的變形體極易出現(xiàn)壓力激變點，該壓力激變點的出現(xiàn)可能導致分層裂紋、表層材料脫離等缺陷的產(chǎn)生。

圖11 Cu-Cr-Zr合金應變量為2.8時的加工圖

6 結論

(1)在0.01～10 s-1的應變速率和400～800℃的溫度條件下對Cu-Cr-Zr合金進行熱變形試驗的結果表明：熱塑性加工Cu-Cr-Zr合金時，隨應變量的增加，材料的流變應力先快速增大，達到峰值后緩慢下降，最后逐漸趨于平穩(wěn)；隨著應變量的進一步加大，流變應力又出現(xiàn)緩慢的上升，通過Cu-Cr-Zr合金的動態(tài)DSC分析試驗結果可知，該現(xiàn)象的產(chǎn)生與Cu-Cr-Zr合金的過飽和固溶體析出分解產(chǎn)生的第二相粒子有關。

(2)根據(jù)Cu-Cr-Zr合金的熱變形試驗結果和Matlab軟件平臺擬合曲線，分析計算建立了Cu-Cr-Zr合金熱變形本構方程：

(3)利用有限元分析方法的工藝仿真系統(tǒng)模擬了Cu-Cr-Zr合金連續(xù)擠壓時的流變速率場、溫度場、等效應變場、等效應變速率、正壓力場的分布狀態(tài)，并分析了各個分區(qū)的熱塑性變形特征。

(4)通過Cu-Cr-Zr合金的動態(tài)DSC分析試驗結果可知：溫度為390℃時，Cu-Cr-Zr合金出現(xiàn)了吸熱反應，并促使過飽和固溶體發(fā)生分解析出第二相，強化了Cu-Cr-Zr合金的高溫性能。

(5)通過固溶態(tài)Cu-Cr-Zr合金動態(tài)DSC分析結果曲線圖和熱變形本構方程計算可知，Cu-Cr-Zr合金熱變形時，其熱激活過程所需的熱激活能為380.52 kJ/mol。

(6)通過分析Cu-Cr-Zr合金的加工圖可知：Cu-Cr-Zr合金在進行熱塑性加工時，最佳熱塑性加工的應變速率小于0.04 s-1，溫度范圍是725～780℃。而失穩(wěn)區(qū)主要分布在450～530℃、應變速率小于0.8 s-1的范圍內。