工藝參數對鉬粉燒結體近等溫包套鍛造成形過程中應變的影響

王 寧，李 健，關志軍，譚 凱

(西北工業大學 材料學院，西安 710072)

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工藝參數對鉬粉燒結體近等溫包套鍛造成形過程中應變的影響

王 寧，李 健，關志軍，譚 凱

(西北工業大學 材料學院，西安 710072)

運用有限元軟件對鉬粉燒結體近等溫包套鍛造成形過程進行了分析。討論了不同工藝參數(溫度、摩擦因數、鍛造速率)對應變分布的影響。結果表明：隨著鍛造溫度的升高，坯料的平均等效應變逐漸增大，但變形不均勻；隨著摩擦因數的增加，坯料平均等效應變逐漸增大，同時由于變形不均勻容易出現斷裂裂紋；鍛造速率對坯料應變的影響不顯著。通過正交實驗分析得知，溫度對變形均勻性影響最顯著。

數值模擬；近等溫包套鍛造；鉬粉燒結體；工藝參數；應變

鉬的變形抗力大，韌性差，脆性明顯，塑性變形能力差。經過再結晶后，在室溫下表現出嚴重脆性，加工及使用過程中易產生各種形式的脆性破裂，使得金屬鉬的塑性加工非常困難[1-5]。此外，鉬在大氣中高于400℃時即發生氧化，在高于700℃發生毀滅性氧化，由于鉬的鍛造溫度較高，在900～1500℃范圍內，因此為防止鉬高溫氧化，其鍛造需在保護氣氛下進行。然而，目前國內還沒有封閉的等溫鍛造設備，這就給鉬高溫鍛造帶來了挑戰。包套鍛造工藝采用外加包套的形式可以顯著提高燒結鉬坯鍛造時的塑性變形能力，同時有效地解決了鉬在加工過程中的氧化問題[6,7]。除此之外，包套鍛造還對抑制裂紋，減小鐓粗鼓肚有較好的效果。近等溫鍛造就是將加熱的坯料放到被加熱到鍛造溫度的恒溫模具中，以較低的應變速率進行變形。近等溫包套鍛造工藝對鉬粉燒結體有較好的致密效果，鍛后坯料接近全致密，且密度分布較均勻[8]。近些年，有限元模擬技術已經廣泛地應用于塑性成形過程中的模擬研究, 已經能較為精確地得出各變形參數的分布方式，進而為優化工藝參數和合理選擇設備提供了可能[9-11]。為了能夠準確地描述成形情況，關于塑性成形過程中的變形的耦合分析已引起了塑性加工領域學者的普遍關注，國內外一些對變形過程分析的研究成果相繼發表[12-15]。但這些研究成果大多數是針對致密體的，而對于像鉬粉這樣一個可壓縮的非致密體鍛造成形問題的研究尚少。

工藝參數的選擇對鉬粉燒結體變形均勻性，加工性能和使用性能將產生重要影響。影響鉬粉燒結體近等溫包套鐓粗成形的主要工藝參數有溫度、摩擦因數、鍛造速率。為考察這些工藝參數對成形過程的影響，本文運用DEFORM-2D軟件對鉬粉燒結體近等溫包套鐓粗成形過程進行數值模擬，研究了不同工藝參數(溫度、摩擦因數、鍛造速率)對變形過程中的應變影響規律。通過對模擬結果的分析，得到了不同工藝參數對變形均勻性的影響規律，為生產實踐中合理選擇工藝參數提供依據。

1 實驗方法

本研究采用的包套為封閉式包套，包套材料為304不銹鋼，分別對包套和坯料的上端面與側壁之間進行了倒圓角，圓角半徑為3mm。整個模擬分為兩個過程，第一個是坯料從加熱爐中取出到放入液壓機進行鍛造前，坯料與空氣發生約10s的傳熱。此階段環境溫度為20℃，與環境的換熱系數為21W·m-2·K-1，坯料與包套的換熱系數為1000W·m-2·K-1。第二階段為鍛件的包套近等溫鐓粗過程，上模壓下速率為3mm/s。模擬的初始參數如表1所示。

采用商用有限元軟件DEFORM-2D對鉬粉燒結體近等溫包套鍛造過程進行數值模擬計算。坯料和模具的造型用UG軟件完成，并轉換為IGS格式導入有限元軟件前處理模塊。模擬中采用的坯料和制品都是軸對稱件，因此，選用二維軸對稱熱力耦合分析計算模型，其有限元模型如圖1所示。有限元模擬中邊界條件通常包括傳熱邊界、位移邊界以及力的邊界。該模型對稱軸處按對稱邊界處理，下模固定，上模向下運動，同時坯料、包套、模具以及環境間進行熱交換，壓下量達到80%時模擬結束。

圖1 有限元分析模型Fig.1 Finite element analysis model

取工藝參數鍛造溫度、摩擦因數、變形速率為影響因素進行正交實驗，各因素的取值如表2所示。采用綜合平衡法來對實驗結果進行分析。首先運用單指標正交實驗的分析方法分別對各項指標進行計算和分析，找出各項指標較好的生產和工藝條件，再進行綜合平衡，最終獲得最優的實驗方案。

表2 正交實驗因素水平表

2 實驗結果與分析

2.1 溫度對應變的影響

等效應變的大小及分布情況在一定程度上可以反映出鍛件變形積累的效果，從而進一步決定了材料的致密效果。定義參數β表征坯料的變形均勻性參數，可用式(1)表示：

(1)

式中εmax，εmin，εavg分別代表最大，最小和平均等效應變。β越小，表示芯料變形越均勻，密度分布也越均勻，鍛件的力學性能越好，成形效果越好。

圖2是不同鍛造溫度條件下坯料的變形均勻性隨變形量的變化曲線。由圖2可見，鍛造溫度高于1100℃時，坯料的變形均勻性β值隨變形量的增加而呈減小趨勢，坯料的變形越來越均勻。鍛造溫度為1000℃時，坯料的變形均勻性隨變形量的增加而逐漸變好，在變形量達到50%時，β值減至最小，坯料的變形最均勻，繼續增大變形量，β值略有增大，坯料的變形越來越不均勻。這與鍛造溫度為1050℃時坯料變形均勻性隨變形量的變化規律相似，只是鍛造溫度升至1050℃時，β值在坯料變形量達到55%時減至最小，變形最均勻。相同變形量條件下，隨鍛造溫度升高，β值逐漸增大，坯料的變形均勻性逐漸變差。鍛造溫度越高，坯料的變形均勻性差異越大，變形量越大，坯料的變形均勻性差異越小。在變形量大于55%時，隨變形量的增加鍛造溫度為1000℃和1050℃條件下參數β值相近，坯料變形均勻性相似。

表3為變形量為80%時坯料平均等效應變和變形均勻性參數β。提高鍛造溫度，可以有效地降低鉬的變形抗力，提高鉬的塑性，使之易于變形。然而從表3可見，坯料的平均等效應變隨鍛造溫度的升高而減小，這主要是由于鍛造溫度過高時，鉬的高溫強度遠大于包套材料的強度，鍛造時包套的塑性好于坯料的塑性，致使二者的變形協調性不好，且這種現象隨著鍛造溫度的提高而加劇。變形均勻性參數β隨鍛造溫度的升高而增大，坯料變形越來越不均勻，在1200℃鍛造溫度下變形均勻性參數β達到最大，為0.8472，此時坯料變形最不均勻，同時應變量也最小，為1.23，變形累積量較小，鍛后坯料的致密效果最差。在1000℃時，坯料的應變量最大，為1.52，變形均勻性參數β值最小，僅為0.4737。圖3是鍛造溫度為1000℃條件下鍛后坯料的等效應變分布圖。從圖3可見，坯料約77.90%的節點等效應變在1.42～1.78之間，最大等效應變為1.78，位于坯料軸心處，等效應變分布均勻，成形效果也較好。

表3 變形量為80%時坯料平均等效應變和變形均勻性參數β

圖3 鍛造溫度為1000℃時坯料的等效應變分布圖(a)和分布統計圖(b)Fig.3 Effective strain distribution (a) and histogram (b) of the blank at deformation temperature of 1000℃

2.2 摩擦因數對應變的影響

為研究摩擦因數對成形規律的影響，分別在摩擦因數為0.1，0.2，0.3，0.4，0.5的工藝條件下對燒結鉬坯進行了相同變形量(80%)的近等溫包套鐓粗模擬。

表4為不同摩擦因數下坯料鍛后等效應變。由表4可見，坯料大應變區域(等效應變大于1.40)占總節點的百分比隨摩擦因數的增加呈增大趨勢，但在摩擦因數達到0.3后，變化幅值較小，此變化趨勢較平緩。圖4為摩擦因數為0.3的條件下鍛后坯料的等效應變分布圖。從圖4可見，摩擦因數為0.3時，坯料大等效應變區所占的體積較大，為75.70%。沿徑向方向，鍛后坯料的應變從坯料軸心部到外側面逐漸減小，坯料的平均等效應變為1.48，最大等效應變為1.73，位于坯料軸心部位，最小等效應變出現在上端面外緣區域，為0.998。坯料變形量較大，應變分布比較均勻。

表4 不同摩擦因數時坯料的等效應變

圖4 摩擦因數為0.3時坯料的等效應變分布圖(a)和分布統計圖(b)Fig.4 Effective strain distribution (a) and histogram (b) of the blank with friction coefficient of 0.3

圖5是坯料平均等效應變和變形均勻性參數β隨摩擦因數的變化曲線。從圖5中可見，隨著摩擦因數的增加，坯料平均等效應變逐漸增大。應變值越高，坯料的變形累積量越大。另外，摩擦因數越大，在相同變形量情況下預成形坯的鼓形越明顯，變形均勻性參數β值越大，應變分布越不均勻。在摩擦因數為0.5時，坯料的變形均勻性最差，此時坯料的平均等效應變最大，達到1.57。摩擦因數為0.1時，坯料的變形均勻性最好，β值最小，為0.4607，此時坯料的平均等效應變最小。隨摩擦因數增大，材料的斷裂極限應變值變小，鍛造時容易出現斷裂裂紋。因此，在一定程度上改變潤滑條件可以推遲裂紋的產生，從而提高成形極限和致密效果。

圖5 坯料平均等效應變和應變標準差隨摩擦因數的變化關系Fig.5 Dependence of the blank’s average effective strain and deformation uniformity on friction coefficients

2.3 鍛造速率對應變的影響

為研究鍛造速率對成形規律的影響，分別在0.05，0.1，0.5，1，1.5，2mm/s的工藝條件下對燒結鉬坯進行了相同變形量(80%)的近等溫包套鐓粗模擬。

表5是不同鍛造速率下坯料鍛后等效應變。從表5可見，坯料大等效應變區域占坯料總節點的百分比隨鍛造速率的增加呈增大趨勢，但在鍛造速率達到1mm/s后，大等效應變區所占的百分比幾乎穩定不變。圖6是鍛造速率為1mm/s時鍛后坯料的等效應變分布圖。圖6是鍛造速率為1mm/s條件下鍛后坯料的等效應變分布圖。從圖6中可見，鍛造速率為1mm/s時，坯料大等效應變區所占的百分比達到最大，為82.62%。此時坯料的平均等效應變為1.50，最大等效應變為1.73，位于坯料軸心部位，最小等效應變出現在上端面的外緣處，為1.02，坯料平均變形量較大，應變分布較均勻。

表5 不同鍛造速率下坯料的等效應變

圖6 鍛造速率為1mm/s時坯料的等效應變分布圖(a)和分布統計圖(b)Fig.6 Effective strain distribution (a) and histogram (b) of the blank with forging rate of 1mm/s

從圖7可見，鍛造速率小于1mm/s時，坯料平均等效應變隨鍛造速率的增加而增大的趨勢較明顯，這是由于鍛造速率的增加使得鍛造時坯料所獲得變形能增大，應變也相應增大。鍛造速率達到1mm/s時平均等效應變達到最大值1.5，繼續增加鍛造速率，坯料平均等效應變差異不大。

圖7 坯料平均等效應變和變形均勻性隨鍛造速率的變化關系Fig.7 Dependence of the blank’s average effective strain and deformation uniformity on forging rates

隨著鍛造速率的增加，坯料變形均勻性逐漸變好。鍛造速率為0.05mm/s時，坯料變形最不均勻，β值為0.582。這是由于鍛造速率越小，坯料的變形抗力越小，但坯料與包套由于材料不同，對于應變速率的敏感性也不同，在低應變速率下，二者的變形協調性不好，致使坯料變形不均勻。在鍛造速率達到1mm/s時變形均勻性參數β值減至最小，為0.473，變形較均勻，隨鍛造速率繼續增大，坯料變形均勻性β值略有增大，但變化幅值較小。綜上所述，鍛造速率為1mm/s時，坯料的變形累積量最大，變形均勻性最好。

2.4 多因素正交實驗分析

正交模擬實驗結果分析如表6所示。表中，K1，K2，K3，K4分別表示每個因素水平數相同的各次實驗結果的總和。R代表極差，為K1，K2，K3，K4中最大值與最小值之差，反映了實驗中相應因素對指標作用的顯著性。

表6 正交實驗結果分析

通過模擬正交實驗分析，得到了不同工藝參數對變形均勻性的影響規律：

變形均勻性：鍛造溫度>摩擦因數>變形速率(從主到次)。

確定了平均相對密度較大，變形較均勻的一組工藝參數為：鍛造溫度1000℃，摩擦因數0.1，變形速率 0.5mm/s。

3 結論

(1)隨鍛造溫度的升高，坯料的平均等效應變增大，變形均勻性參數β變小，變形不均勻。

(2)隨摩擦因數的增加，坯料的平均等效應變增大，材料的斷裂極限應變值變小，鍛造時容易出現斷裂裂紋，變形不均勻。

(3)變形速率對坯料變形的影響不顯著。

(4)不同工藝參數對應變均勻性的影響規律：變形均勻性：鍛造溫度>摩擦因數>變形速率(從主到次)。

(5)確定了變形較均勻的一組工藝參數為：鍛造溫度1000℃，摩擦因數0.1，變形速率 0.5mm/s。

[1] OHSER-WIEDEMANN R, MARTIN U, SEIFERT H J, et al. Densification behaviour of pure molybdenum powder by spark plasma sintering[J].Refractory Metals & Hard Materials,2010,28(4):550-557.

[2] LEICHTFRIED GSCHNEIBEL J H, HEILMAIER M. Ductility and impact resistance of powder-metallurgical molybdenum-rhenium alloys[J].Physical Metallurgy and Materials Science,2006,37(10):2955-2961.

[3] SINGH S, JHA A K, KUNAR S. Upper bound analysis and experimental investigations of dynamic effects during sinter-forging of irregular polygonal performs[J].Materials Processing Technology, 2007,194(1):134-144.

[4] HUANG Cheng-chao, CHENG Jung-ho. Forging simulation of sintered powder compacts under various frictional conditions[J]. Mechanical Sciences,2002,44(3):489-507.

[5] SHANMUGASUNDARAM D, CHANDRAMOULI R. Tensile and impact behavior of sinter-forged Cr, Ni and Mo alloyed powder metallurgy steels[J].Materials & Design,2009,30(9):3444-3449.

[6] 華林,毛華杰,趙仲治.粉末冶金鍛造變形力和密度計算[J].粉末冶金工業,2010,10(1):26-31.

HUANG Lin, MAO Hua-jie, ZHAO Zhong-zhi. Calculation of pressure and densification for powder forging[J].Powder Metallurgical Industry,2010,10(1):26-31.

[7] 周燦棟,蔣國昌,朱鈺如.粉末鍛造制備含氮奧氏體不銹鋼[J].粉末冶金技術,2004,22(1):41-44.

ZHOU Can-dong, JIANG Guo-chang, ZHU Yu-ru. Production of nitrogenous austenitic stainless steel by powder forging[J].Powder Metallurgy Technology,2004,22(1):41-44.

[8] 王川.TiAl基合金板材制備與組織性能研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業大學,2007.

WANG Chuan. Preparation, microstructure and mechanical properties of TiAl based alloy sheet[D].Harbin: Harbin Institute of Technology,2007.

[9] 張宏亮.粉末冶金鉬管熱擠壓工藝基礎研究[D].太原:太原理工大學,2010.

ZHANG Hong-liang. The fundamental research of hot extrusion process for powder metallurgy molybdenum tube[D].Taiyuan: Taiyuan University of Technology,2010.

[10] 趙傳濤.非致密體鉬的熱壓扭成形數值模擬[D].合肥:合肥工業大學,2008.

ZHAO Chuan-tao. Numerical simulation of hot torsion and compression of porous molybdenum[D].Hefei: Hefei University of Technology,2008.

[11] 薛克敏,王曉溪,李萍,等.純鉬粉多孔燒結材料ECAP的數值模擬及實驗[J].中國有色金屬學報,2011,21(1):32-37.

XUE Ke-min, WANG Xiao-xi, LI Ping, et al. Numerical simulation study of ECAP on sintered power molybdenum materials[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2011,21(1): 32-37.

[12] HONG Shen-ze, WANG Shu-jun, CAI Ke-yu. Thermo dynamic couple numerical simulation of the temperature field in hot forging forming process[J].Materials Processing Technology, 2009,41(12):1120-1125.

[13] 羅文波,胡云貴,胡自化.圓柱平板間鐓粗的熱力分析[J].塑性工程學報,2000,7(1):64-68.

LUO Wen-bo, HU Yun-gui, HU Zi-hua. Thermo chemical analysis of upsetting of cylindrical billet between rough plate dies [J].Plasticity Engineering,2000,7(1):64-68.

[14] 李萍,薛克敏,呂炎.Ti-15-3合金反擠壓成形的熱力耦合模擬[J].中國有色金屬學報,2002,12(3):578-581.

LI Ping, XUE Ke-min, LU Yan. Numerical simulation of coupled thermo-mechanical behavior of Ti-15-3 alloy during back-extrusion[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2002,12(3):578-581.

[15] CHO J R, YOO Y S, JEONG H S. The Al powder process: its finite analysis[J].Materials Processing Technology,2001,111:204-209.

Effect of Processing Parameters on Strain Distribution During Near-isothermal Canned Forging for Molybdenum Powder Sinter

WANG Ning，LI Jian，GUAN Zhi-jun，TAN Kai

(School of Materials Science and Engineering,Northwestern Polytechnical University,Xi’an 710072,China)

Near-isothermal canned forging for molybdenum powder sinter was investigated by using finite element software. The influence of process parameters (temperature, friction coefficient and forging rate) on strain distribution was discussed. The results show that the average equivalent strain increases with the rising of forging temperature, but the corresponding deformation is non-uniform. Average equivalent strain increases with the increase of friction coefficient, meanwhile, the fracture crack easily occurs owing to non-uniform deformation. The effect of forging rate on strain is not obvious. Through analysis on the orthogonal experiment, the effect of temperature on deformation uniformatity is the most remarkable.

numerical simulation;near-isothermal canned forging;molybdenum powder sinter;process parameter;strain

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.06.008

TG376.2

A

1001-4381(2015)06-0046-06

2013-06-20;

2014-08-25

王寧(1988—)，女，碩士研究生，主要從事材料塑性加工及仿真模擬研究，聯系地址：陜西省西安市友誼西路127號西北工業大學材料學院(710072)，E-mail:wnfriends321@163.com