鎂/鋁復(fù)合管錯距旋壓成型有限元模擬及分析

石 寧，王文先，張婷婷，陳洪勝

(太原理工大學(xué) a.材料科學(xué)與工程學(xué)院，b.先進成型與智能裝備研究院，c.機械與運載工程學(xué)院，太原 030024)

鎂合金是密度最低的金屬結(jié)構(gòu)材料，具有高比強度、高比剛度、減震性能優(yōu)異等特點，在結(jié)構(gòu)設(shè)計中可以取代傳統(tǒng)金屬以滿足輕量、環(huán)保的要求，因此在汽車制造、電子通訊、航空航天等領(lǐng)域擁有廣泛的應(yīng)用前景[1-2]。然而鎂合金的室溫變形能力較差且抗腐蝕性能較差，使得鎂合金的實際應(yīng)用受到限制[3]。鋁合金同樣作為輕金屬，具有良好的耐腐蝕性能和塑性變形能力。因此鎂/鋁層狀復(fù)合材料可兼具鎂合金輕質(zhì)高強與鋁合金耐腐蝕的特性[4-5]，有效打破了鎂合金應(yīng)用的局限性。

目前，有關(guān)鎂/鋁層狀復(fù)合材料的研究主要為復(fù)合板材[6]，而同樣用途廣泛的鎂/鋁復(fù)合管材的制備仍處于探索階段。強力旋壓作為一種便捷高效的空心回轉(zhuǎn)體制備方式[7]，在制備復(fù)合管領(lǐng)域具有獨特優(yōu)勢并且為國內(nèi)外學(xué)者所關(guān)注。MOHEBBI et al[8]通過實驗探究了多個工藝參數(shù)對強力旋壓制備Al/Al復(fù)合管的影響，提出減薄率是影響其成型的關(guān)鍵因素。XU et al[9]采用有限元模擬與試驗相結(jié)合的方式探究了材料性能與初始壁厚比對3A21/5A02復(fù)合管協(xié)調(diào)變形行為的影響。潘毓斌[10]研究了旋壓成型Al/Al和Al/Cu復(fù)合管的界面結(jié)合強度及材料組織變化。而有關(guān)Mg/Al復(fù)合管的制備尚未見國內(nèi)外研究報道。

影響復(fù)合管錯距旋壓過程的工藝參數(shù)較多，采用有限元數(shù)值模擬的方式可有效地分析各因素的影響規(guī)律[11-13]，極大地節(jié)約時間及經(jīng)濟成本，同時可以實時提取材料變形過程中應(yīng)力及應(yīng)變場的分布，有助于深入探究材料在旋壓過程中的流變行為。

本研究采用有限元法探究錯距旋壓AZ31Mg/6061Al復(fù)合管在不同工藝條件下的成型性。選取影響復(fù)合管成型的3個關(guān)鍵因素:旋壓溫度、進給比、減薄率進行系統(tǒng)的數(shù)值模擬，分析各因素對其變形行為與界面行為的影響，獲得復(fù)合管的最佳成型區(qū)間，為探究鎂/鋁錯距旋壓成型規(guī)律、提高成型質(zhì)量提供依據(jù)。

1 數(shù)值模擬

錯距旋壓的成型過程如圖1所示。各旋輪沿軸向依次錯開，而沿徑向的下壓量依次增加，使毛坯壁厚依次減薄。在此過程中，毛坯在旋輪的連續(xù)局部加載下發(fā)生塑性變形。對于鎂合金而言，該方式有利于提高其塑性變形能力[3]。

圖1 復(fù)合管錯距旋壓成型過程示意圖

1.1 幾何模型及邊界條件

本研究采用ABAQUS/Explicit有限元模擬軟件，建立AZ31Mg/6061Al復(fù)合管錯距旋壓的單道次正旋模型，如圖2所示。經(jīng)過合理簡化后，數(shù)值模型主要分為毛坯、旋輪、芯軸三個部分，設(shè)置毛坯為變形體，芯軸與旋輪為解析性剛體(其變形可忽略不計)。旋壓過程中毛坯底部與芯軸被固定，旋輪以芯軸中心線為軸向進給，同時沿毛坯徑向減薄。模型中的三對接觸對分別為：芯軸表面與內(nèi)管內(nèi)表面、內(nèi)管外表面與外管內(nèi)表面、旋輪表面與外管外表面。將接觸類型均定義為庫倫摩擦模型，采用Penalty函數(shù)定義，摩擦系數(shù)分別為：0.05，0.6，0.2. AZ31鎂合金內(nèi)管的尺寸為Φ34 mm×50 mm×2 mm，60601鋁合金外管的尺寸為Φ38 mm×50 mm×2 mm.本研究采用的主要工藝參數(shù)如表1所示。

圖2 復(fù)合管錯距旋壓裝配示意圖

1.2 材料模型

本研究采用的材料為6061鋁合金與AZ31鎂合金，參數(shù)如表2所示。通過高溫?zé)釅嚎s實驗獲得不同溫度下材料的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3所示。經(jīng)過公式(1)計算后得到ABAQS模擬軟件所需的σtrue-εpl材料模型。

(1)

表1 復(fù)合管錯距旋壓模型參數(shù)

式中：εpl為塑性應(yīng)變；εtrue為真應(yīng)變；σtrue為真應(yīng)力，MPa；E為彈性模量，MPa.

圖3 6061鋁合金及AZ31鎂合金不同溫度下真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表2 6061鋁合金及AZ31鎂合金材料參數(shù)

1.3 網(wǎng)格劃分

錯距旋壓過程中材料會發(fā)生較大的塑性變形，因此對毛坯進行合理的網(wǎng)格劃分有助于求解過程順利完成。八節(jié)點六面體減縮積分單元(C3D8R)計算精度高，且適用于變形過程分析，因此采用C3D8R單元類型對內(nèi)管與外管進行網(wǎng)格劃分。本研究中毛坯形狀規(guī)則，成型過程中受力均勻，因此不需要對其進行局部細化。沿軸向設(shè)置種子個數(shù)為50，周向種子個數(shù)為80，徑向種子個數(shù)為5，將內(nèi)外管均劃分為20 000個網(wǎng)格單元，離散后的毛坯如圖4所示。

圖4 毛坯網(wǎng)格劃分

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 旋壓溫度的影響

復(fù)合管在變形過程中的變形行為可通過應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值的變化體現(xiàn)。當旋壓溫度在250～400 ℃范圍內(nèi)，減薄率為20%，進給比為1 mm/r時，AZ31Mg/6061Al復(fù)合管沿軸向截面的等效塑性應(yīng)變分布如圖5所示。由圖可知，復(fù)合管產(chǎn)生的塑性變形量由外管至內(nèi)管呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢。當溫度為250 ℃時，外管相對內(nèi)管在端部發(fā)生了錯動，此時內(nèi)管的塑性變形量接近0，處于彈性應(yīng)變狀態(tài)。隨著溫度升高，外管相對內(nèi)管沿軸向發(fā)生的錯動逐漸減小，旋壓終止處出現(xiàn)材料堆積隆起現(xiàn)象。在300 ℃和350 ℃時，內(nèi)外管在軸向的伸長量幾乎一致，表明此時內(nèi)外管變形協(xié)調(diào)性較好。400 ℃時，鋁合金的延展性遠高于鎂合金，因此外管沿軸向的伸長量高于內(nèi)管。

圖5 不同旋壓溫度下復(fù)合管的等效塑性應(yīng)變分布

2.2 減薄率的影響

圖6為350 ℃下，減薄率分別為20%，30%，40%時復(fù)合管沿軸向截面的等效塑性應(yīng)變分布。從圖中可以看出，減薄率從20%增大到40%的過程中，復(fù)合管的應(yīng)變量明顯增加。對于外管，高應(yīng)變量區(qū)域增大，表明發(fā)生了較為均勻且劇烈的大塑性變形；對于內(nèi)管，減薄率的增加使旋壓力增加，有助于增加內(nèi)管的變形量，內(nèi)管同外管之間的變形協(xié)調(diào)性提高。適當增加減薄率有助于提高加工效率，但是當減薄率增加到40%時，外管的壁厚減薄明顯，易導(dǎo)致材料畸變以及表面精度降低。因此選擇減薄率為20%～30%較適合鎂/鋁復(fù)合管的旋壓成型。

圖6 不同減薄率下復(fù)合管的等效塑性應(yīng)變分布

2.3 進給比的影響

進給比是指旋輪軸向進給速度與主軸轉(zhuǎn)速之比，對復(fù)合管的表面質(zhì)量及減薄率的影響顯著。圖7為350 ℃，減薄率為30%的條件下，進給比分別為0.5 mm/r，1 mm/r，1.5 mm/r時，復(fù)合管沿軸向截面的等效塑性應(yīng)變分布。隨著進給比的增加，外管的變形速率增加，沿軸向的伸長量增大，促進內(nèi)外管的變形協(xié)調(diào)。當進給比增加至1.5 mm/r時，表面成型質(zhì)量較差，外管易產(chǎn)生堆積、隆起等缺陷。

圖7 不同進給比時復(fù)合管等效塑性應(yīng)變分布

2.4 復(fù)合管界面處應(yīng)力應(yīng)變分析

通過分析界面處應(yīng)力及應(yīng)變場的分布，探究復(fù)合管的變形協(xié)調(diào)行為。在350 ℃，減薄率為30%，進給比為1 mm/r的條件下，復(fù)合管已變形區(qū)的界面處沿軸向截面的塑性應(yīng)變分布如圖8所示。從外管到內(nèi)管等效塑性變形量逐漸降低，界面處的塑性變形量呈現(xiàn)梯度分布，表明內(nèi)外管變形量的差異是導(dǎo)致其變形不協(xié)調(diào)的原因。對于外管而言，徑向的壓縮應(yīng)變大于軸向拉伸應(yīng)變和切向極小的拉伸應(yīng)變，說明在變形過程中外管的塑性應(yīng)變處于壓縮狀態(tài)。對于內(nèi)管，徑向的壓縮應(yīng)變和軸向的拉伸應(yīng)變幾乎相等，切向應(yīng)變幾乎為0，表明內(nèi)管在變形過程中處于平面應(yīng)變狀態(tài)。

圖8 旋壓過程中AZ31Mg/6061Al雙金屬管沿徑向的塑性應(yīng)變分布

復(fù)合管沿軸向截面的應(yīng)力分布如圖9所示。從圖中可以看出，在旋輪與毛坯的接觸區(qū)即變形區(qū)存在應(yīng)力集中沿中現(xiàn)象。變形區(qū)沿徑向的應(yīng)力分布如圖10所示。徑向、周向、軸向三個方向的應(yīng)力分量均為壓應(yīng)力，三個壓應(yīng)力分量的絕對值由內(nèi)管到外管逐漸增加，表明在旋壓過程中由旋輪局部加載產(chǎn)生的應(yīng)力呈現(xiàn)出梯度分布，這種應(yīng)力的梯度分布正是造成內(nèi)外管塑性應(yīng)變不連續(xù)的原因，即旋壓過程中內(nèi)管和外管變形不協(xié)調(diào)的主要原因是旋輪產(chǎn)生的旋壓力由外向內(nèi)逐漸遞減。

3 結(jié)論

1) 錯距旋壓制備鎂/鋁復(fù)合管時，旋壓溫度在300～350 ℃范圍內(nèi)，減薄率為20%～30%，進給比為1 mm/r時，鎂合金內(nèi)管會發(fā)生較大塑性變形，內(nèi)外管沿軸向的伸長量接近，復(fù)合管的成型性及變形協(xié)調(diào)性良好。

圖9 旋壓過程中AZ31Mg/6061Al雙金屬管的應(yīng)力分布

圖10 變形區(qū)沿AZ31Mg/6061Al雙金屬管厚度方向的應(yīng)力分布

2) 在變形過程中，外管處于壓縮應(yīng)變狀態(tài)，內(nèi)管處于平面應(yīng)變狀態(tài)，由外管到內(nèi)管等效塑性變形量逐漸減小。這是因為旋輪產(chǎn)生的旋壓力由外向內(nèi)逐漸遞減，使得復(fù)合管變形區(qū)域的三個壓應(yīng)力在界面處呈現(xiàn)梯度分布，造成界面處的各應(yīng)變分量存在不連續(xù)性。