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前后径向挤压过程中塑性流动行为的实验研究与数值模拟
- Farhoumand , R. Ebrahimi
摘要
采用有限元方法研究了前向-后向-径向挤压( FBRE )过程中工艺参数对塑性变形行为的影响。轴对称模型的结果表明，模具部件与试样之间的摩擦对材料流动行为有很大影响。虽然应变非均质性指数( SHI )随着摩擦的增加而略有降低，但大部分试样经历了显著的应变非均质性。增大摩擦系数还可使应变非均匀性效应局限于后段，并使应变非均匀性效应扩展到前段。减小FBRE工艺中的摩擦可以减小产品中应变不均匀性的量，同时显著减小所需的冲压力。此外，间隙厚度的增加以牺牲上冲头附近的区域为代价增加了靠近下冲头的区域中的变形。数值模拟结果与试验结果吻合较好，验证了有限元模型的正确性。
1.介绍
与工业应用中使用的其它制造方法相比，挤出具有许多优点，例如:材料浪费最小、尺寸精度高、减少或完全消除加工硬化、表面光洁度好、制品的机械性能优于母体材料。涉及冷挤压的基本工艺根据其成形方向分为正向挤压、反向挤压和径向/侧向挤压[1]。径向挤压工艺可用于制造复杂零件，如轴环法兰、正齿轮、带轴花键和管件[1-3]。
此外，挤压工艺的组合，其中坯料同时向前、向后和径向挤压，也可以有助于消除对相对复杂形状零件的多步成形的需要[4]。例如，前后挤压[5]、径向向前挤压[6-7]、径向向后挤压[4]和双向后挤压[8]是这些工艺中的一些。
由于大部分部件是在经验和试错[ 5]的基础上生产的，因此必须通过建模和优化参数来消除不必要的生产成本。对成形过程进行分析的意义在于确定所需的冲压力、流动特性以及在过程[9]中的应力-应变状态。
在kim等人的一项研究中[ 10 ]，利用二维有限元模型研究了等通道转角挤压过程中摩擦对材料变形的影响。结果表明，摩擦加剧了表面单元的剪切变形。这是由于在处理过程中作用在运动表面相反方向上的摩擦的显著影响。因此，摩擦可以减小过程中变形较小的共享区的范围。
Altan等人利用深杯拉深过程轴对称模型的有限元分析来研究摩擦的影响[ 11 ]。得出的结论是，摩擦系数在小范围内的变化(其中摩擦系数接近实际值)不会显著影响变形，只要材料不在不稳定极限[ 11 ]内。相反，在由于与大的冲压力或大的坯料直径或小的板厚度相关的大的拉伸应力而可能发生材料不稳定性的情况下，该方法对摩擦条件变化的敏感性变得显著。Farhoumand等人采用一种新型挤压工艺的三维有限元分析，定量评估了与工艺参数[ 12，13 ]相关的应变累积。最近，为了增加累积塑性应变并获得更均匀的分布，Shatermashhadi等人提出了一种改进的反向挤压。[ 14 ]和有限元( FE )分析结果证实了改进工艺的成功实施。在易卜拉欣等人的另一项研究中。采用有限元分析研究了铜挤压过程中应变分布的均匀性，并对各种试样和工艺几何形状进行了优化。[ 15 ]。此外，Babaei等人还对挤压过程中的铜变形进行了数值模拟。使用商用有限元软件ABAQUS [ 16 ]。
前向-后向-径向挤压工艺( FBRE )可用于制造具有环形突起的部件，例如带有空心轴[ 17的齿轮和法兰。对FBRE进行了定量研究，以研究工艺参数对产品最终尺寸的影响。但是，尚未研究工艺参数对材料流动行为、应变分布以及最终产品中应变不均匀性的影响。必须清楚地了解最终产品中的应变分布，这将影响产品的机械性能和微观结构。
因此，本研究采用有限元方法研究了加工参数对FBRE加工产品应变不均匀性的影响。利用轴对称有限元模型对应变非均匀性进行了定量分析。通过大量的数值模拟，并与实验结果进行了比较，验证了有限元模型的正确性。
- 有限元分析
采用显式算法在ABAQUS有限元软件[ 18 ]中对轴对称FBRE模型进行了分析。冲头和冲模由于可忽略的弹性变形而被假定为刚性的，而样品材料(工业纯铝)在模型中被认为是可变形的。样品的运动学关系由压缩试验，图1，其由幂律方程表示为sigma;= 133ε0.3 ( MPa )。
将有限元模型中的运动行为与von Misses屈服准则和各向同性硬化相结合。假定试样与模具和冲头表面的接触条件服从库仑摩擦定律。桶压缩试验[ 19 ]用于测量试验摩擦因数( m )。实验摩擦系数( m )为0.13。然而，应当注意，所获得的值仅与所执行的FBRE工艺、所使用的润滑剂以及FBRE模具部件和样品的现有表面条件相关。由于ABAQUS软件中输入变量的限制，Eq( 1 )用于将测量的摩擦因数( m )转换成摩擦系数(mu;)用于数值模拟，
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m0.9 |
|
|
mu; = |
(1) |
|
2.72 (1 minus; m)0.11 |
|
虽然Eq( 1 )已推导出双杯挤压工艺[ 20 ]，该方程被认为适用于FBRE工艺。
图1。在商业纯铝样品的压缩测试之前和之后，用于获得材料的运动学。
图2。FBRE工艺中使用的模具组件示意图和几何参数(间隙和壁厚以及模具角圆角)。
其轴对称性质类似于双杯挤压工艺。FBRE中的几个参数会影响材料的变形行为。摩擦作为一种工艺参数，与间隙厚度、模角圆角等几何参数共同影响着FBRE材料的变形行为。图2示意性地示出了上述参数。
通过仿真分析了摩擦和几何参数对FBRE变形行为和相应冲压力的影响。
- .实验程序
为了进行FBRE工艺的实验研究，设计并制作了合适的模具。冲头和模具由冷加工合金钢(等级: x210cr 12第1.2080号)加工而成，而其它模具部件由中碳钢(等级: CK45第1.1191号)制造。合金钢部件的热处理在970℃下进行，随后在250℃下油淬火和随后回火。在螺旋压力机下的模具装置的组件示于图3 ( a )中。模具被设计成具有可调节的间隙厚度，这消除了对附加模具组的需要。间隙厚度由图3 ( b )中的箭头示出。
图3。在( a )中的螺旋压力机和( b )中的上下模具之间的间隙下设置FBRE。
图4。间隙厚度为2mm ( a )和4 mm ( b )的FBRE处理铝样品的截面图。
直径24毫米、长度20毫米的圆柱形样品由工业纯铝( 1100级)加工而成。FBRE工艺在200 kN容量的螺杆压力机中进行，十字头速度在环境温度下为0.2 mm / sec。
试验装置中的模角圆角和壁厚分别为1 mm和2mm，同时处理具有2mm和4 mm两种不同间隙厚度的样品。处理过的样品的横截面示于图4中。
- .结果和讨论
成形过程中摩擦条件的变化可显著改变应变硬化速率，并随后改变产品内不同部分的机械性能。考虑到产品的应用，应彻底检查产品中机械性能的这些变化，以确保其符合工程设计限制。
因此，在FBRE产品的情况下，并考虑到存在三个不同的部分，即向前、向后和径向，这种摩擦变化需要更深入的研究。因此，在几种摩擦条件下，对FBRE产品不同截面的塑性应变分布进行了分析。通过定义应变非均质性指数SHI来进行定量评估，如下所述，
|
SHI = |
( εmax minus; εmin ) |
||
|
εave |
(2) |
||
其中εmax、εminand和εave表示最大值、最小值和路径上的平均有效塑性应变。
FBRE样品横截面中的不同路径被定义并映射在变形网格中，如图5所示。对于后向截面，沿模拟变形网格壁厚以1 mm间距定义路径。如图5所示，后向截面中的典型路径是从点ai到bi，而I的范围是根据该截面从点A到b的范围来选择的。对于每个摩擦条件，通过使用FE模拟结果按照等式来计算沿着每个路径的SHI。( 2 )。
如图5所示，由于从点C到D的路径被注释为CJ到DJ，所以对前向部分应用了类似的方法。
对于中心部分，如图5所示，在样品的轴对称轴上仅考虑了从上冲头(点E )到下冲头(点F )的一条路径。
4.1。FBRE工艺中试样与模具及冲头表面摩擦的影响
图6 ( a )和图6 ( b )分别示出了不同摩擦条件对FBRE样品前后截面累积应变非均匀性的影响。
图5。具有用于应变非均匀性分析的各种截面的限定路径的网格模型(分别在轴对称轴线的左侧和右侧的未变形和变形网格几何形状)。
在无摩擦情况下，SHI在点A附近为最大值，其向点b快速下降。与点A相邻的这种应变不均匀性是由于冲头拐角处的强烈变形导致局部应变不均匀性。随着摩擦因数从0增加到0.13，图6 ( a )中最大SHI的位置移向点b。随着摩擦因数的进一步增加，m = 0.8，后截面的最大SHI显著增加，这表明摩擦对FBRE试样后截面变形行为的显著影响。此外，SHI不仅随摩擦条件的增加而增加，而且随摩擦条件的增加而减小。因此，后断面摩擦系数的增加不仅加剧了应变的非均匀性，而且限制了材料向后断面的发展。在无摩擦状态下，图6 ( b )中的前部中的SHI在下冲头附近(图5中的点C )更加强烈。随着摩擦系数的增大，试样的SHI值略有减小，但较宽的试样截面存在明显的应变不均匀性。还观察到摩擦因数的增加促进了材料前进到前部，这与前面讨论的后部相反。因此，FBRE工艺中摩擦的增加对前后段具有相反的影响。增大摩擦系数会促进材料向前推进，而不利于向后推进。此外，增大摩擦系数使应变非均匀性曲线在后断面变窄，而增大其最大值则与前断面相反。
对于中心部分，在图7中描述了用于各种摩擦条件的等效塑性应变。当无摩擦条件占优势( m = 0 )时，上冲头和下冲头(点E和F )附近的累积应变高于中段(图7中归一化距离0.4 - 0.8 )。
随着摩擦因数的增加，冲头附近的塑性应变显著减小，这导致中心部分中部的塑性应变显著积累。这表明材料流动偏好随着摩擦系数的增加而改变。在无摩擦条件下，材料塑性流动发生在上冲头和下冲头附近的两个离散区域中。当摩擦增加时，这两个离散区域形成分离的死区，没有进一步的材料流动，而材料中的一个中心区域在FBRE期间负责材料的进一步塑性流动。
图8 ( a ) - ( d )示出了各种摩擦条件下与上下冲头相邻的死区的范围。不管摩擦系数如何，与上冲头相邻的死区的范围比下冲头的范围明显得多。但是，随着摩擦因数的增加，这种差异减小。
从图8可以看出，随着摩擦系数的增加，邻近上冲头的死区的范围延伸，这限制了材料流入后部。因此，材料流入后段的限制促进材料流入前段，因此，前段和后段的高度之差随着摩擦因数的增加而减小。
还研究了摩擦对所需FBRE冲压力的影响，如图9所示。无摩擦条件与m = 0.13情况下的冲压力差异不显著。这是由于在上述摩擦条件下变形行为的相似性。当摩擦进一步增加到m = 0.38时，材料塑性流动局限于中心区域，这又增加了FBRE所需的载荷，如图9所示。
摩擦从m = 0.38进一步增加到m = 0.8对冲头力的增加有显著影响。这种增加可能仅仅是由于沿模具/样品的多余摩擦损失。因为材料流动没有显著变化在m = 0.38和0.8之间的行为。
因此，随着摩擦因数的增加，FBRE冲压力的增加可以是两个因素的贡献。首先，增加摩擦增加了克服模具表面和材料之间的摩擦力所需的冗余功。第二，增加FBRE中的摩擦导致材料流动的偏移被限制在中心区域中，这也限制了变形，因此导致所需冲压力的增加。可以推断，前者对FBRE冲压力要求的影响比后者显著得多。
在无摩擦条件下样品的等效塑性应变曲线如图10所示，分为FBRE的六个不同阶段。可以看出，应变的最高值出现在存在最大变形的地方。在样品与冲压角接触的区域，塑性等效有效应变高于其他任何区域。此外，在该过程的初始阶段，应变的轮廓分布在很大的区域，随着该过程的结束而逐渐减小。
4.2。冲压成形间隙厚度与等效塑性应变的关系
影响FBRE材料变形行为的另一个几何参数是间隙厚度。间隙厚度对中心截面累积有效塑性应变的影响如图11所示。
在FBRE过程中，与常规挤压相似，冲压力在工艺开始时随着冲压行程显著增加，而在一定冲压行程之后，所需的挤压力达到稳定状态。从图11可以看出，不管间隙厚度如何，冲压力的这种转变的位置在大约8 mm冲压行程的点处以某种方式恒定。此外，随着间隙厚度的减小，由于材料流入上模和下模之间的间隙的限制，冲压力增加。仿真结果与实验数据的合理一致性验证了有限元模型的有效性和仿真结果的准确性。
轴对称模型中的网格尺寸在最小化计算量的同时，给出了收敛稳定的解。为了解决该问题，冲头位移通常被划分成大量的无穷小时间步长，每个步长对应于小行程增量。通过对变形路径上的应变速率进行积分，得到了每个时间步长的增量位移场解，并计算了给定时间内的总应变。因此，当在FBRE过程中通过积分恢复有效应变时，误差/噪声逐渐传播。这也可以与图11所示的FBRE的冲压力的计算中的噪声相关。
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