基于RSM的鋁合金大鍛件局部加載成形質量控制

王夢寒，馬鵬程，周峻峰，吳道祥，曾慶華

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基于RSM的鋁合金大鍛件局部加載成形質量控制

王夢寒1，馬鵬程1，周峻峰1，吳道祥1，曾慶華2

(1. 重慶大學材料科學與工程學院，重慶，400044 2. 西南鋁業(集團)有限責任公司鍛造廠，重慶，401326)

為解決局部加載條件下鋁合金大型鍛件成形過程中微觀組織不均勻與過渡區筋部充填不滿的問題，借助于響應面法(RSM)與數值模擬相結合的策略對鍛件局部加載成形工藝進行研究。以鍛件微觀組織均勻性和填充性作為質量評價目標，建立坯料溫度、壓力機速度、上模斜角角度、道次與質量指標之間的關系模型，并得到合理的工藝參數：坯料溫度為440 ℃，壓力機速度為10 mm/s，上模斜角角度為158°，3道次成形，各道次壓下量分別為20，20和5 mm，將得到的工藝參數進行再模擬并應用于生產試制。對生產試制得到的鍛件的典型截面進行組織觀察。研究結果表明：模擬和實際生產的鍛件微觀組織均勻，分布規律一致，且鍛件均充填完整，所提出的策略能有效對大型鍛件局部加載成形宏、微觀質量進行控制。

鋁合金大鍛件；局部加載；微觀組織；填充性；響應面法

鋁合金大型鍛件在航空、航天領域應用日趨廣泛。利用傳統的鍛造方法因現有設備噸位不足而無法成形該類鍛件[1?2]。局部加載工藝的出現為此類鍛件的成形提供了一種可能得新思路。局部加載成形時坯料只在某個局部區域發生變形，通過不斷變換加載區域以實現對大型、復雜、整體鍛件的成形，能有效降低成形載荷，改變材料的應力狀態進而提升材料的塑性成形能力[3]。但局部加載成形過程中變形區、未變形區、過渡區交替存在，工藝較復雜，影響參數較多[4]。不當的局部加載參數設置以及加載方式往往導致高筋部位充填不滿，各區域之間晶粒粒度分布不均勻等缺陷。同時，局部加載時特殊的變形方式(變形的不同時性)，使得先變形區域溫度較高以至發生空燒，導致晶粒粒度分布不均勻，這使得鍛件各加載區和過渡區的力學性能存在較大差異。為此，國內外學者針對局部加載成形工藝開展了相關研究。孫志超等[5?6]通過局部加載方式對 TA15 鈦合金H形構件成形過程進行分析，得出過渡區寬度、加載道次以及溫度等對最終鍛件組織的影響規律，并就某大型復雜構件建立了局部加載有限元模型，模擬分析了成形參數與過渡區成形和微觀組織演變的規律。ZHANG等[7]研究了圓角半徑以及拔模斜度對局部加載成形的影響。樊曉光[8]通過TA15鈦合金熱模擬壓縮試驗獲得了該合金多道次熱變形行為和組織演變機制，系統研究了變形過程中溫度、變形速度以及形變量對合金初生相體積分數、晶粒粒度等的影響規律。而局部加載是多工步、多參數、多場耦合作用下的高度非線性復雜物理過程，上述在實際成形過程中對某單一因素或目標進行的研究與控制往往不能滿足航空大型鍛件宏、微觀質量的要求。本文作者以某T型截面7050鋁合金大型鍛件為例，為控制其局部加載宏、微觀質量提出了將響應面代理模型、試驗設計和有限元相結合的綜合解決方案，通過建立以充填性、微觀組織均勻性為質量評價指標，以坯料溫度、壓力機速度、上模斜角角度、道次等工藝參數為響應變量的關系模型，對相應工藝參數進行系統多目標優化，并對采用優化后的工藝參數生產的實際鍛件進行微觀組織檢測。

1 局部加載成形工藝概述

鍛件截面為T型，是某型號飛機重要結構件之一，屬典型高筋寬腹板件，T型截面尺寸如圖1所示。圖2所示為該T型構件局部加載成形的三維模型。

整個局部加載過程分3段進行，在總的壓下量恒定的情況下，道次數目由各道次實際壓下量分配決定。一次成形下搭接區的金屬的充填性能差，晶粒粗大，微觀組織均勻性差；隨著加載道次的增加，過渡區筋部的充填深度增加，平均晶粒粒度減小，因此，主要研究多道次條件下對其成形過程的影響規律。在整個實際生產過程中，第1道次分3段由一端依次壓向另一端，下一道次坯料與上模具的相對運動軌跡呈“品”字型，即下一道次的壓制，上模中心大致對準上一道次2段過渡區的位置。上模具相對于坯料一次進給量為1 300 mm，各道次均從一端模壓至另一端。且整個過程要求1火次或2火次成形。坯料長×寬×高為 600 mm×135 mm×3 700 mm，總的壓下量為45 mm，即從135 mm壓至90 mm。合格的鍛件其筋部須充填完整，各變形區晶粒粒度分布均勻。

單位：mm

圖2 三維模型

2 局部加載成形工藝優化

響應面法是一種數學與統計相結合的方法，為數據處理及分析的有效方式，通過在設計變量范圍內進行試驗、建模、數據分析與最優化等過程對所關注的響應值進行優化。預測模型通常有一階和二階2種，對于4因素試驗，為保證結果的準確性，應盡可能選擇高階模型設計準則[9]，即

式中：為第個設計變量；為目標響應值；為變量x的線性效應；為x與x之間的交互作用效應；為x的二次效應；為誤差項。式(1)中各系數可通過回歸分析確定[10]。

2.1 優化目標選擇

微觀組織尤其是晶粒粒度在很大程度上決定著鍛件的力學性能，晶粒均勻程度亦對性能有著重要影響，混晶越嚴重，其沖擊韌性和抗疲勞壽命越低。在一定壓下量下，過渡區金屬由于其屬于自由變形區，材料的聚集、填充相比于其他區域更加困難，更易出現充填不滿。因此，在研究此加載成形過程時選擇微觀組織均勻性和過渡區填充性能為評價指標。

2.1.1 微觀組織均勻性

局部加載成形后的鍛件組織均勻即為先后成形的各段微觀組織間差異控制在一定合理范圍之內，微觀組織均勻性評價函數如下：

(3)

(4)

式中：和1分別為原始坯料網格總數、成形后被搭接區分開的區域網格數；為所劃分網格的體積；為對應鍛件的體積；和為對應區域每個網格晶粒粒度；ave和分別為最終鍛件的平均晶粒粒度和2個過渡區之間晶粒平均尺寸。

2.1.2 筋部充填性

充填不滿通常發生在筋部，因此選取鍛件筋部剖面與對應的理想鍛件間的面積差異作為衡量鍛件填充性能的評價指標，其目標函數如下：

式中：為鍛件充填性能目標函數；為單元總數；A為鍛件筋部剖面上第個單格中實際鍛件區域的面積。為簡化模型，將2個優化目標線性加權和法后轉化為單目標問題予以研究，分別對優化目標函數進行量綱歸一化處理，得到的線性加權后的目標函數如下：

(6)

鑒于此大鍛件水平投影面積較大、筋部較高，材料在流動時的摩擦阻力大，極大地影響了筋部金屬的充填性；同時，微觀組織均勻性與晶粒粒度也是決定鍛件力學性能的重要因素，且前期的研究發現該鍛件填充性與組織均勻性之間存在一定正相關性，即筋部填充情況較好的區域往往晶粒更加細小，由此加權系數各取0.5[11]。

2.2 試驗設計

應變速率、變形溫度、道次對變形金屬動態再結晶過程有著重要影響[12?13]。前一道次的變形歷史影響著后續道次變形，各道次壓下量也直接決定成形后微觀組織狀態[14]，在設計中首次壓下量通常選取較大值，此次優化過程取20 mm。過渡區金屬的流動與其傾斜角有直接聯系，不同的傾斜角金屬的充填深度和變形程度不同，從而影響過渡區金屬宏觀變形和微觀組織。分步壓制時在坯料表面會形成“臺階”，斜角的設計主要考慮臺階處金屬變形的穩定性，過小易產生金屬折疊，設計中通常為130°~170°。在研究該局部加載成形工藝影響因素時，考慮的工藝參數有坯料初始溫度1、壓力機工作速度2、模具傾斜角參數3、道次壓下量4以及變形次數。變形道次與單次壓下量有關，在考慮變形次數對成形的影響時，取第1道次的壓下量為20 mm，4為第2道次壓下量，則下一道次的壓下量為(45?20?4) mm。選取合理的參數變動范圍，借助試驗設計方法，構造有限元分析樣本點試驗矩陣，以減小響應面模型多項式擬合時的噪音和改善設計空間表述。綜上所述，變量的選擇和因素水平如表1所示。

表1 各因子水平中心復合設計

2.3 數值模擬

坯料為7050鋁合金，材料的流動應力與應變速率、變形溫度和應變的關系為，相關數據取自文獻[15]。在鍛件成形模擬分析中，模具溫度設為380 ℃，坯料與模具以及空氣間的熱傳導系數設為11 W/(m2?℃)，坯料與模具間的摩擦因數取0.3，平均增量步長為0.5 mm．采用4因素5水平的中心復合試驗設計。試驗實施方案和部分試驗結果如表2所示。

2.4 響應面模型

對表2數據進行回歸分析，將得到的系數代入式(1)，得到相應回歸模型為

式(7)為數值方程，各變量的單位見表1。為驗證所建立響應面模型是否能有效反映響應值與設計變量間的對應規律，應用方差分析對回歸模型以及模型中的線性項、平方項及交叉項進行顯著性分析，并得出回歸模型的可靠性評價指標，2和，見表3。由表3可以看出：該模型均小于0.05(=0.05)，由此說明建立的二階模型顯著。通常2和越大且其值越接近，則越小，回歸模型的擬合程度越好。從表3可以看出：所得到的回歸模型的擬合程度達到88%，說明該模型的預測精度較高。通過上述分析，說明該模型可以較精確地描述目標值與設計變量1，2，3和4之間的響應。

2.5 優化結果分析與結論

通過對回歸模型中線性項、平方項、交叉項的顯著性分析，得到設計變量對總的目標響應值的影響顯著性從高到低依次為變形道次、上模斜角角度、溫度、變形速度。變形道次和上模斜角角度的交互項對響應值的影響最大，具體影響規律見圖3。從圖3可以看出：當1=0，2=0時，響應值隨著上模斜角角度和第2道次分配量的增加而減小，當角度為158°時響應值降到0.024以下，響應值有明顯的最小值。綜合響應面，結合實際生產條件和工藝參數允許范圍，通過MATLAB軟件求出可行設計空間中響應面模型的最小值即為響應參數的最優解。最佳工藝選擇3道次成形，對應參數組合如下：坯料溫度為440 ℃，壓力機速度為10 mm/s，上模斜角角度為158°，3道次成形下各道次分配量分別20，20和5 mm，即在此參數下可以獲得筋部填充良好、組織較均勻的鍛件。

表2 部分實驗方案及實驗結果

表3 回歸分析結果

注：擬合優度為88%；為85.92%；預測殘差平方和為0.26；為0.054 553。

圖3 響應值等高線圖

3 試驗驗證

采用得到的工藝參數對該大鍛件進行有限元模擬。過渡區筋部的填充情況是鍛件成形宏觀質量的重要評價指標之一。圖4(a)和(b)所示分別為模擬結果與實際生產的鍛件照片。由圖4可見：鍛件過渡區筋部充填完整，模擬結果和實際生產結果非常符合。圖5所示為優化前后鍛件各典型截面平均晶粒粒度分布情況，典型截面位于兩過渡區之間。由圖5可以看出：優化后的晶粒分布更加均勻，晶粒更加細小(顏色越接近深色，晶粒越細小)。經測定，整體大平面翹曲變形程度小于標準的3%，鍛件總體宏觀質量合格。對成形后的鍛件進行固溶(470 ℃，1 h，水冷)+時效處理(120 ℃，24 h)。沿著典型截面對鍛件進行剖切、取樣后光學顯微觀察。由于筋部區域晶粒易出現粗大現象，所有采樣點均位于筋部中心位置。金相觀察結果見圖6。對圖6中的金相組織按照GB/T 24177—2009“金屬雙重晶粒度表征與測定方法”對其進行晶粒度分析與統計[16]，得出其實際平均晶粒粒度。表4所示為模擬和實際測得的平均晶粒粒度。晶粒的均勻性取決于各截面處平均晶粒粒度的波動情況。按照最佳工藝條件下的對比情況，根據GB/T 24177—2009“金屬雙重晶粒度表征與測定方法”對其進行晶粒度分析與統 計[16]，得出其實際平均晶粒粒度。

從表4可以看出：模擬得到平均晶粒粒度和實際晶粒粒度顯示筋部晶粒均較小，且趨勢較一致，模擬優化結果的準確性得到驗證。鍛件端部脫離模具的趨勢較大，其筋部變形量較小，動態再結晶程度比其他筋部區域低。

(a) 模擬結果；(b) 生產試制結果

(a)~(f) 優化后結果；(1)~(6) 優化前結果

(a) 截面a；(b) 截面b；(c) 截面c；(d) 截面d；(e) 截面e；(f) 截面f

表4 模擬和實際平均晶粒粒度統計

4 結論

1) 將響應面法引入大型鍛件局部加載成形過程中，通過以有限元方法和響應面法相結合的方法建立了以改善鍛件微觀組織質量和充填性能為目標，以坯料溫度、壓力機速度、上模斜角角度、道次表征量為設計變量的二階響應模型，以88%以上的精度描述了各設計變量和目標響應值的顯著性和影響規律。

2) 通過將工藝條件進行參數化表征，利用響應面法有機地與工藝參數結合并納入鍛件成形優化過程中，考慮了工藝及其對應的工藝參數對成形過程的協同影響效應，得到各參數影響的顯著性規律，并最終獲得了最佳的工藝及其工藝參數組合：采用3道次成形工藝，道次分配量分別為20，20和5 mm，坯料溫度為440 ℃，壓力機速度為10 mm/s，上模斜角角度為158°。并可為同類鍛件的生產提供參考。

3) 再模擬和生產試制驗證了得到的工藝參數，金相觀察結果與模擬結果規律一致，生產試制鍛件宏觀和微觀質量合格，可對局部加載復雜成形過程中鍛件的質量進行控制。

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(編輯 陳愛華)

Control of local loading forming quality for aluminum alloy heavy forging based on RSM

WANG Menghan1, MA Pengcheng1, ZHOU Junfeng1, WU Daoxiang1, ZENG Qinghua2

(1. College of Materials Science and Engineering, Chongqing University, Chongqing 400044, China; 2. Forging Branch, Southwest Aluminum (Group) Co. Ltd., Chongqing 401326, China)

The strategy of combining response surface method with FEM was proposed to solve the problems under filling and micro-structural uniformity of 7050 aluminum alloy heavy forging, which was formed in the process of local loading. A response surface model was established, with the micro-structural uniformity and filling capacity as its evaluation objectives, and billet temperature, press velocity, angle of up die and parameter for passes were selected as the design variables of that model. Then the reasonable process parameters were obtained: billet temperature, press velocity and angle of up die are 440 ℃, 10 mm/s and 158°, respectively. The number of passes is three, the amount of each pass was 20, 20 and 5 mm. The parameters obtained above were applied in simulation and practical manufacture. The results show that not only the microstructure of forging obtained by simulation and manufacturer is uniform but also the distribution law of microstructure is consistent. The capacity of filling is good too. The quality of the microstructure and macrostructure of heavy forging can be effectively managed by the strategy proposed.

aluminum alloy heavy forging; local loading; microstructure; filing capacity; response surface method

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.05.005

TG316

A

1672?7207(2017)05?1155?07

2016?07?22；

2016?09?13

中央高校基本科研業務費資助項目(CDJZR14130006)；科技部重大專項(2012ZX04010-081) (Project(CDJZR14130006) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities; Project(2012ZX04010-081) supported by Major Specific Item of Science & Technology Ministry)

王夢寒，副教授，博士，從事金屬塑性成形工藝及模具CAD/CAE/CAM研究；E-mail: cquwmh@163.com