摩擦系數(shù)及模角對(duì)鎢合金靜液擠壓過(guò)程的影響研究

王俊杰，楊 建，成小樂(lè)，，丁露露

(1.西安工程大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，陜西 西安 710048；2.中國(guó)重型機(jī)械研究院股份公司，陜西 西安 710032)

0 前言

鎢合金是一種球形的鎢顆粒和Ni、Fe以及少量的其他元素組成的粘結(jié)相在高溫下燒結(jié)而成的一種雙相合金，所以鎢合金具備高強(qiáng)度、高密度、較好的韌性、高耐磨性和高耐腐蝕性等優(yōu)異性能[1-3]。W-Ni-Cu系鎢合金具有良好的射線吸收能力[4]，可作為輻射屏蔽材料，W-Ni-Fe系鎢合金較W-Ni-Cu系鎢合金具有更好的延展性和塑韌性等[5, 6]，被用于軍事領(lǐng)域中的裝甲、防彈材料等。而且高密度鎢合金也被作為硬質(zhì)合金來(lái)使用，且其導(dǎo)電、導(dǎo)熱及焊接性良好[7]。亦可以將其作為鍍層均勻覆蓋在基材表面，有效保護(hù)基材不受腐蝕，所以被也廣泛用于油田中的鉆桿及油管中[8]。

鎢合金的成型工藝有鍛造、快速熱擠壓等。鍛造技術(shù)可以進(jìn)一步增強(qiáng)鎢合金的力學(xué)性能，經(jīng)過(guò)鍛造工藝的95WNiFeCo鎢合金具有更高的密度，強(qiáng)度和高密度[9-11]。通過(guò)快速-熱擠壓工藝，鎢合金的綜合力學(xué)性能較燒結(jié)態(tài)合金顯著提高，而且初始晶粒尺寸對(duì)擠壓后合金性能影響非常顯著[12]。有學(xué)者采用快速熱擠壓技術(shù)對(duì)細(xì)晶93W-4.9Ni-2.1Fe-0.03Y%進(jìn)行變形強(qiáng)化，發(fā)現(xiàn)快速熱擠壓有效降低了鎢合金的應(yīng)變速率敏感性[13]。通過(guò)鍛造工藝和快速熱擠壓技術(shù)的鎢合金力學(xué)性能有所提高，但由于一些新的應(yīng)用領(lǐng)域?qū)︽u合金制品有了更高的要求，傳統(tǒng)的加工方法很難滿足更高品質(zhì)的要求，比如，傳統(tǒng)的擠壓加工方法由于坯料與模具間存在劇烈摩擦，導(dǎo)致成型的制品表面質(zhì)量不好，其強(qiáng)度降低等。靜液擠壓工藝有助于獲得組織和力學(xué)性能優(yōu)異的、符合高標(biāo)準(zhǔn)需求的材料。通過(guò)靜液擠壓變形后鎢合金性能更好，抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度顯著提高[14]。比較靜液擠壓和旋鍛工藝，發(fā)現(xiàn)靜液擠壓工藝可以實(shí)現(xiàn)鎢合金的大變形強(qiáng)化，使其微觀組織纖維化，鎢合金材料的性能得到大幅度提高[15]，而且在變形量相同時(shí)，經(jīng)靜液擠壓加工后的鎢合金性能更優(yōu)異，所以靜液擠壓工藝優(yōu)于普通的旋鍛工藝[16]。

針對(duì)鎢合金的優(yōu)異性能和靜液擠壓特有的優(yōu)勢(shì)，本文主要研究摩擦系數(shù)及模具角度對(duì)鎢合金靜液擠壓過(guò)程的影響機(jī)理，為鎢合金投入實(shí)際生產(chǎn)作理論參考。

1 模型的建立

本文針對(duì)93鎢合金棒材的成型過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，在模擬過(guò)程中，簡(jiǎn)化模型可以減少模擬計(jì)算的運(yùn)算量，進(jìn)而縮短了計(jì)算時(shí)間，本文在鎢合金靜液擠壓成形過(guò)程中，取工模具及坯料的裝配體為四分之一模型進(jìn)行模擬計(jì)算。簡(jiǎn)化后的裝配圖如圖1所示，其次將裝配圖生成STL格式保存，分別將各個(gè)零件導(dǎo)入Deform-3D中，生成模擬計(jì)算模型。此次模擬主要針對(duì)93鎢合金，所以將坯料設(shè)置為塑性體，將工模具設(shè)置為剛性體。各個(gè)零部件的運(yùn)動(dòng)關(guān)系為，擠壓軸被設(shè)定為主動(dòng)件，坯料為從動(dòng)件，凹模、擠壓筒靜止不動(dòng)。

圖1 工模具簡(jiǎn)化圖

1.1 鎢合金材料模型

本文中材料用93鎢合金，其組成成分為93%W-4.9% Ni-21% Fe，其彈性模量為360 GPa，流動(dòng)應(yīng)力為0.92 GPa，泊松比為0.29。由于Deform-3D軟件材料庫(kù)中沒(méi)有93鎢合金的材料數(shù)據(jù)，首先需要建立93鎢合金材料的力學(xué)模型，材料模型采用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型。根據(jù)文獻(xiàn)[17]中應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線建立材料力學(xué)模型。

1.2 網(wǎng)格劃分

由于主要針對(duì)塑性材料坯料計(jì)算分析，所以只對(duì)坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格的數(shù)量和大小要有一個(gè)合理的值，網(wǎng)格太疏會(huì)導(dǎo)致計(jì)算不準(zhǔn)確，結(jié)果太粗略；網(wǎng)格太細(xì)雖然會(huì)使計(jì)算結(jié)果更加精確，但是同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致計(jì)算量過(guò)大，甚至?xí)褂?jì)算進(jìn)行不下去，考慮計(jì)算精度和計(jì)算量，網(wǎng)格數(shù)量保持在20 000個(gè)左右，網(wǎng)格的最小單元長(zhǎng)度為7.5 mm。

2 工藝方案

本文采用單因素變量分析法分析坯料與模具間的摩擦因數(shù)μ，凹模錐角的模具角度α對(duì)擠壓過(guò)程中鎢合金棒材各場(chǎng)變量的影響，模擬中所用的基本方案參數(shù)設(shè)置如表1所示，根據(jù)Deform-3D軟件模擬的結(jié)果，將有關(guān)數(shù)據(jù)導(dǎo)出并作出相應(yīng)曲線圖。

表1 有限元模擬工藝方案參數(shù)設(shè)置

3 結(jié)果與討論

傳統(tǒng)的擠壓加工方法由于坯料與模具間存在劇烈摩擦，導(dǎo)致成型的制品表面質(zhì)量不好，其強(qiáng)度降低等。靜液擠壓通過(guò)高壓介質(zhì)將力作用于坯料，所以坯料在成型過(guò)程中始終都處于很高的三向壓應(yīng)力中，這種壓應(yīng)力對(duì)于坯料變形極為有利，使得坯料在擠壓開(kāi)始前沒(méi)有普通擠壓的鐓粗階段，可以提高材料的塑性，能獲得較大的擠壓變形量，可較大幅度改變擠壓制品的圍觀組織和性能。研究摩擦因數(shù)、模具角度兩個(gè)工藝參數(shù)對(duì)鎢合金靜液擠壓過(guò)程(平均應(yīng)力、等效應(yīng)變、擠壓力)的影響。

由于模具出口處的坯料平均應(yīng)力、等效應(yīng)變等對(duì)模具參數(shù)優(yōu)化及擠壓過(guò)程的參數(shù)控制很重要，所有節(jié)點(diǎn)的選擇均在模具出口處。在每一組模擬試驗(yàn)中的模具出口處分別提取坯料20個(gè)點(diǎn)的平均應(yīng)力、等效應(yīng)變、金屬流動(dòng)總速度的值，然后分別求每一組數(shù)的均方差SD值，即用所求得的每一組SD值來(lái)分別表示各個(gè)場(chǎng)變量的均勻性[18,19]，其定義如公式(1)所示。SD值越小，說(shuō)明均勻性越好，反之越差。

(1)

3.1 摩擦因數(shù)對(duì)鎢合金靜液擠壓過(guò)程的影響

3.1.1 摩擦因數(shù)對(duì)平均應(yīng)力的影響

如圖2所示為摩擦因數(shù)分別為0.1、0.15、0.2、0.3時(shí)，擠壓過(guò)程進(jìn)入到穩(wěn)定階段的情況下，坯料平均應(yīng)力云圖。從4個(gè)云圖整體來(lái)看，擠壓進(jìn)行到穩(wěn)定階段后，坯料平均應(yīng)力的變化都較為均勻，由于坯料和凹模間存在摩擦，則普遍在模具出口處平均應(yīng)力分布最不均勻，應(yīng)力值不太穩(wěn)定，波動(dòng)較大，且在模具出口處的平均應(yīng)力值較大，甚至出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。還可以發(fā)現(xiàn)，平均應(yīng)力的最大值很大，這很可能是因?yàn)樵谶M(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，網(wǎng)格畸變引起的計(jì)算錯(cuò)誤，由于在進(jìn)行每一組模擬計(jì)算時(shí)的網(wǎng)格數(shù)目及劃分方式都相同，所以在每組平均應(yīng)力云圖中都出現(xiàn)了平均應(yīng)力最大值很大的情況。且在四個(gè)云圖中可以看出，坯料表面沒(méi)有出現(xiàn)平均應(yīng)力最大值點(diǎn)，所以平均應(yīng)力最大值應(yīng)該出現(xiàn)在坯料內(nèi)部。從圖2a來(lái)看，擠壓到穩(wěn)定階段后，平均應(yīng)力值基本保持在一個(gè)穩(wěn)定值，在模具與坯料接觸的部分平均應(yīng)力變化雖然不均勻，但是相比其他摩擦因數(shù)下的變化，平均應(yīng)力值較小，因?yàn)槟Σ烈驍?shù)較小時(shí)，坯料與凹模間的摩擦力較小，坯料變形的阻力較小，其應(yīng)力分布也就越均勻。從圖2b中可以看出，坯料被擠出進(jìn)入穩(wěn)定階段后，平均應(yīng)力也基本保持穩(wěn)定。從圖2c可以看出平均應(yīng)力值較大且保持穩(wěn)定，在模具出口處的平均應(yīng)力分布最不均勻。從圖2d中可以看出，在模具出口處平均應(yīng)力分布也不均勻，且有兩處應(yīng)力值明顯較大，在此處很可能出現(xiàn)應(yīng)力峰值，在坯料被擠出進(jìn)入穩(wěn)定階段后，平均應(yīng)力值較穩(wěn)定且保持在1 000 MPa左右。隨著摩擦因數(shù)的增大，坯料與凹模間摩擦力也逐漸增大，使坯料的變形越不均勻，平均應(yīng)力的分布也越不均勻，摩擦因數(shù)越大越不利于坯料的成型。因?yàn)榕髁线€沒(méi)進(jìn)入凹模定徑帶時(shí)，凹模與坯料間的摩擦力只存在于凹模的錐角部分，摩擦力較小，坯料的變形阻力較小，平均應(yīng)力的分布較均勻，在進(jìn)入凹模定徑帶后，增加了凹模定徑帶與坯料間的摩擦力，坯料變形阻力增大，坯料變形不均勻，平均應(yīng)力分布相對(duì)也越不均勻，在擠壓過(guò)程進(jìn)入到穩(wěn)定階段后，坯料已經(jīng)成型，坯料的平均應(yīng)力相對(duì)較穩(wěn)定。

圖2 不同摩擦因數(shù)下各個(gè)場(chǎng)變量云圖

如圖3所示為模具出口處不同摩擦因數(shù)下平均應(yīng)力的SD值變化曲線，從該曲線圖可以看出，隨著摩擦因數(shù)的增大，平均應(yīng)力的SD值是逐漸增大的，摩擦因數(shù)為0.1時(shí)的SD值最小，此時(shí)的均勻性最好，當(dāng)摩擦因數(shù)為0.3時(shí)，平均應(yīng)力的SD值最大，此時(shí)的平均應(yīng)力均勻性最差，說(shuō)明摩擦因數(shù)越小，對(duì)應(yīng)的平均應(yīng)力的均勻性越好，反之，平均應(yīng)力均勻性越差。摩擦因數(shù)小，則凹模與坯料間的摩擦相對(duì)也小，坯料成型過(guò)程中受到的阻力小，平均應(yīng)力分布更加均勻，且不容易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖3 不同摩擦因數(shù)下平均應(yīng)力的SD值變化曲線

3.1.2 摩擦因數(shù)對(duì)等效應(yīng)變的影響

如圖4所示為摩擦因數(shù)為0.1、0.15、0.2、0.3時(shí)坯料在擠壓進(jìn)行到穩(wěn)定階段下的等效應(yīng)變?cè)茍D。從圖4來(lái)看，等效應(yīng)變值普遍較大，且整體等效應(yīng)變分布相對(duì)較均勻，在進(jìn)入模具定徑帶開(kāi)始變形后等效應(yīng)變值增大，在模具定徑帶處的等效應(yīng)變分布最不均勻，應(yīng)變的最大值也會(huì)在此處出現(xiàn)。從圖4a看出由于摩擦因數(shù)較小，在坯料的成型過(guò)程中，等效應(yīng)變的變化較均勻，且其在模具出口處的變化也最為均勻。從圖4b看出此時(shí)在模具出口處的等效應(yīng)變不太均勻，在此處坯料表面的等效應(yīng)變值較大，很可能會(huì)出現(xiàn)等效應(yīng)變峰值。從圖4c看出等效應(yīng)變分布也較為均勻，但是此處的等效應(yīng)變值較之前有所增大。從圖4d看出此時(shí)摩擦因數(shù)較大，相對(duì)應(yīng)的摩擦力也增大，所以在模具定徑帶附近的等效應(yīng)變分布最不均勻，且這種不均勻現(xiàn)象多發(fā)生在坯料表面，坯料表面的等效應(yīng)變值大于坯料內(nèi)部的等效應(yīng)變值，這是在擠壓過(guò)程中坯料表面受到較大的摩擦力所致。隨著摩擦因數(shù)的增大，凹模和坯料間的摩擦力也增大，增大坯料的變形阻力，等效應(yīng)變逐漸減小。

圖4 不同摩擦因數(shù)下的等效應(yīng)變分布云圖

如圖5所示為模具出口處不同摩擦因數(shù)下坯料等效應(yīng)變的SD值變化曲線圖，表示在不同摩擦因數(shù)下等效應(yīng)變的均勻性。從圖中可以看出當(dāng)摩擦因數(shù)為0.1時(shí)坯料等效應(yīng)變的SD值最小，即在摩擦因數(shù)為0.1時(shí)坯料等效應(yīng)變分布最均勻，摩擦因數(shù)大于0.1時(shí)的等效應(yīng)變SD值普遍較大，意味著摩擦因數(shù)較大時(shí)等效應(yīng)變分布不均勻。因?yàn)槟Σ烈驍?shù)增大使得坯料變形阻力增大，坯料變形過(guò)程中的均勻性下降，等效應(yīng)變的分布變得不均勻。

圖5 不同摩擦因數(shù)下等效應(yīng)變的SD值變化曲線

3.1.3 摩擦因數(shù)對(duì)擠壓力的影響

如圖6所示為不同摩擦因數(shù)下的擠壓力變化，從圖中可以看出在整個(gè)擠壓過(guò)程中擠壓力剛開(kāi)始都是緩慢增加的，隨著擠壓時(shí)間的推移，擠壓力逐漸增大且出現(xiàn)較大的波動(dòng)，這是因?yàn)榕髁媳粩D出凹模定徑帶時(shí)需要較大的擠壓力，不同摩擦因數(shù)下的擠壓壓力變化趨勢(shì)基本相同，并且摩擦因數(shù)為0.1和0.15時(shí)的擠壓力相較于摩擦因數(shù)為0.2和0.3時(shí)的擠壓力較小，這是因?yàn)殪o液擠壓中剪切摩擦力僅僅存在于凹模與坯料接觸部分，整個(gè)擠壓過(guò)程中的擠壓力相對(duì)普通擠壓要小很多，所以在靜液擠壓中凹模與坯料間的摩擦因數(shù)對(duì)擠壓力的影響較小。

圖6 不同摩擦因數(shù)下的擠壓力變化曲線

3.2 模具角度對(duì)鎢合金靜液擠壓過(guò)程的影響

3.2.1 模具角度對(duì)平均應(yīng)力的影響

如圖7所示為擠壓進(jìn)行到穩(wěn)定階段時(shí)，模具角度分別為45°、60°、90°、110°時(shí)坯料平均應(yīng)力的分布云圖，從4個(gè)圖整體來(lái)看，模具角度為45°時(shí)坯料平均應(yīng)力值最小，模具角度為60°時(shí)坯料平均應(yīng)力有所升高，模具角度為45°和60°時(shí)模具出口處的平均應(yīng)力分布較不均勻。模具角度為90°和110°時(shí)，坯料平均應(yīng)力整體較高，但是在模具出口處坯料的平均應(yīng)力分布較均勻。因?yàn)殡S著模具角度的增大，金屬材料的流動(dòng)阻力增大，可能引起網(wǎng)格畸變?cè)龃?，平均?yīng)力也隨之增大。

圖7 不同凹模角度下坯料平均應(yīng)力分布云圖

如圖8所示為在模具出口處，不同模角下坯料平均應(yīng)力SD值變化曲線，在模角為45°和60°時(shí)，坯料平均應(yīng)力SD值較小，說(shuō)明此時(shí)的平均應(yīng)力分布較均勻，隨著模角增大坯料平均應(yīng)力SD值也增大，在模角為110°時(shí)坯料平均應(yīng)力SD值最大，此時(shí)的平均應(yīng)力均勻性較差，初步說(shuō)明坯料在模具出口處的模角增大，平均應(yīng)力均勻性有所下降。因?yàn)樵谀＞呓嵌容^小時(shí)，凹模錐面的長(zhǎng)度減小，金屬材料的流動(dòng)轉(zhuǎn)折較小，流動(dòng)較為順暢，坯料的成型質(zhì)量較好，平均應(yīng)力的分布均勻性也越好。

圖8 不同模角下坯料平均應(yīng)力SD值變化曲線

3.2.2 模具角度對(duì)等效應(yīng)變的影響

如圖9所示為擠壓進(jìn)行到穩(wěn)定階段時(shí)，模具角度分別為45°、60°、90°、110°時(shí)坯料等效應(yīng)變分布云圖。從圖9可以看出，模角為45°時(shí)坯料等效應(yīng)變分布不均勻，在坯料成型后邊緣處最不均勻，此時(shí)的坯料等效應(yīng)變值較小。模角為60°、90°及110°時(shí)等效應(yīng)變分布相對(duì)較均勻，且隨著模角的增大等效應(yīng)變值越來(lái)越大，在模角大于45°后，坯料等效應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)幅度很小。

如圖10所示為模具出口處不同模角下坯料等效應(yīng)變SD值變化曲線，模角為45°時(shí)的坯料等效應(yīng)變SD值最小，隨著模角增大坯料等效應(yīng)變SD值也增大，說(shuō)明模角為45°時(shí)坯料等效應(yīng)變均勻性較好，隨著模角增大坯料等效應(yīng)變均勻性降低。隨著模具角度的增大，金屬材料在流出模具出口處時(shí)的阻力越大，越不利于坯料的成型，不利于材料的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，坯料成型質(zhì)量差，其等效應(yīng)變的分布也越不均勻。

圖10 不同模角下坯料等效應(yīng)變SD值變化曲線

3.2.3模具角度對(duì)擠壓力的影響

如圖11所示為不同模角下擠壓壓力的變化曲線，從下圖可以看出，模角為45°時(shí)擠壓力變化最平穩(wěn)且擠壓力最小，模角為90°和110°時(shí)擠壓力的變化趨勢(shì)大致相同，波動(dòng)較明顯。隨著模角增大擠壓力也增大，且擠壓力波動(dòng)較大越不穩(wěn)定，一般情況下模角越大，則金屬的流動(dòng)越不均勻，從而使金屬的變形功增加，擠壓力增大，相反，模角較小，則使金屬流動(dòng)較均勻，從而使金屬變形功降低，擠壓力減小[20]，但是因金屬坯料與模具接觸面積增大，則使摩擦力增大，擠壓力反而會(huì)增大，所以，模角只有在合適范圍內(nèi)才可以使擠壓力最小，由以上分析可知，在進(jìn)行模具設(shè)計(jì)時(shí)，模具角度的選擇不宜過(guò)大，本文中為45°左右較佳。

圖11 不同模角下擠壓壓力的變化

4 結(jié) 論

研究摩擦因數(shù)及模具角度工藝參數(shù)對(duì)鎢合金的靜液擠壓過(guò)程的影響，得出如下結(jié)論。

(1)模具出口處，摩擦因數(shù)為0.1時(shí)坯料平均應(yīng)力的均方差SD值最小，此時(shí)坯料平均應(yīng)力分布最均勻，隨著摩擦因數(shù)逐漸增大，平均應(yīng)力分布均勻性越差，摩擦因數(shù)對(duì)金屬的流動(dòng)速度影響較小

(2)模角為45°時(shí)坯料等效應(yīng)變均勻性最好，隨著模角增大坯料等效應(yīng)變SD值也增大，等效應(yīng)變均勻性降低。模角為45°時(shí)金屬流動(dòng)速度最小，模角大小對(duì)金屬流動(dòng)速度影響不明顯。模角為45°時(shí)擠壓力變化最平穩(wěn)且擠壓力最小，擠壓力隨模角增大而增大。

(3)對(duì)于鎢合金靜液擠壓，摩擦因數(shù)的參考選取范圍為0.05～0.1；模具角度可以選擇45°或略小于45°。