金屬橡膠輥壓成形工藝及力學性能關聯分析

李昂熙， 薛新， 白鴻柏

(福州大學機械工程及自動化學院, 福建 福州 350108)

0 引言

金屬橡膠是一種由金屬絲線相互鉤連且具有一定空間網狀結構的多孔材料， 它不僅具有傳統橡膠高彈性、 大阻尼的特點， 而且因為其基材為純金屬， 具有耐高溫、 耐腐蝕、 承載能力強等更高的服役性能. 針對目前金屬橡膠普遍采用模具冷沖壓成形工藝的單一性和尺寸局限性[1-2]， 提出采用輥壓成形制備平板狀金屬橡膠， 毛坯在制備過程中受到與沖壓方式不同的變形路徑， 勢必導致金屬橡膠內部細觀結構的差異性， 進而影響其力學性能.

目前大部分學者對金屬橡膠成形工藝的研究主要集中在金屬絲材質與毛坯纏繞方式上. 盧成壯等[3]對比兩種金屬絲制成的金屬橡膠的疲勞強度， 認為單相奧氏體鋼絲能更好地提高金屬橡膠的疲勞強度. 郝慧榮等[4]研究非圓截面金屬絲金屬橡膠， 認為采用非圓截面絲能較好地改善金屬橡膠阻尼性能. 洪杰等[5]研究一種記憶合金金屬橡膠， 不僅具有金屬橡膠高阻尼的優點， 還具有突出的單向形狀記憶效果.金屬橡膠力學性能是其細觀結構的綜合體現， 如何通過科學的定量化表征技術， 揭示結構-性能之間的映射關系成為國內外學者研究的熱點和挑戰. 國內外學者先后提出懸臂梁、 曲梁和微元彈簧等本構模型[6-8]. 黃凱等[9-10]、 Ren等[11]通過建立金屬橡膠空間彎曲螺旋線參數化方程和有效的結構模型， 研究金屬橡膠材料非線性剛度特性及能量耗散機理. 馬艷紅等[12]通過對金屬橡膠試件的熱穩定性的數值模擬分析， 提出金屬橡膠熱膨脹模型.

本研究對比分析輥壓與沖壓兩種金屬橡膠試件的細觀結構， 并探究細觀結構與宏觀力學性能的關聯性. 另外， 通過工藝優化設計， 確定輥壓成形優選參數， 為輥壓成形制備平板狀金屬橡膠提供一定的工程應用價值.

1 平板狀金屬橡膠制備工藝

金屬橡膠材料的傳統沖壓工藝主要包括4個工序: 1) 繞制螺旋卷； 2) 螺旋卷拉伸； 3) 制備毛坯； 4) 壓力成形(圖1). 金屬螺旋卷相關參數見表1， 金屬橡膠的結構尺寸為長60 mm， 寬60 mm， 高度4 mm.

圖1 金屬橡膠沖壓成形工藝Fig.1 Stamping process for metal rubber

本研究提出的金屬橡膠輥壓成形工藝基于旋轉軋輥與金屬橡膠毛坯之間的摩擦， 將毛坯拖入間隙中， 并承受均勻的軋輥載荷而產生塑性變形的過程， 如圖2所示. 軋輥在徑向壓力N的作用下， 產生垂直于N的切向摩擦力T. 作用點處的徑向力N和切向力T可分解為水平分量Nx和Tx以及垂直分量Ny和Ty. 考慮兩個軋輥的作用， 垂直分力Ny與Ty對毛坯起壓縮作用， 使金屬橡膠毛坯產生塑性變形.Nx與Tx作用在水平方向上，Nx與毛坯水平運動方向相反， 阻止毛坯進入軋輥輥縫中， 而Tx與毛坯運動方向一致， 主要作用是將毛坯拖入軋輥中.

圖2 金屬橡膠輥壓成形原理及設備 Fig.2 Schematic diagram of the rolling process for metal rubber and the used rolling equipment

2 三維建模及有限元分析

為探究成形工藝對金屬橡膠試件內部細觀結構的影響， 采用ABAQUS有限元軟件對兩種工藝的成形過程進行有限元仿真. 根據試件的細觀結構建立金屬橡膠材料的模型. 金屬絲結構和材料參數依照表1進行設置， 其中溫度20 ℃， 楊氏模量為194.020 GPa， 泊松比為0.3, 沖壓模具及輥壓設備采用剛體模型. 由于成形過程中螺旋金屬絲的彈性變形遠小于其塑性變形， 仿真時忽略其彈性變形， 所以對其采用剛塑性模型. 螺旋金屬絲與模具和軋輥之間的摩擦系數為0.2. 由于輥壓時毛坯在厚度方向上關于中心面對稱， 為提高分析效率， 在仿真時只對上軋輥和毛坯1/2模型進行分析.

影響金屬橡膠構件成品質量的因素包括輥壓壓下率、 毛坯進料方向和軋輥轉速等. 壓下率定義為輥壓壓下量Δh與毛坯輥壓前的高度H之比的百分數， 即(Δh/H)×100(%)， 如圖3所示. 毛坯進料方向分為0°、 45°和90°， 如圖4所示， 這里提到的進料方向定義為金屬螺旋卷纏繞方向與軋輥旋轉切線方向之間的夾角. 此外， 軋輥轉速分為150、 300與450 r·min-1. 采用對照試驗確定最優工藝參數.

圖3 輥壓示意圖Fig.3 Rolling diagram

圖4 進料方向示意圖Fig.4 Schematic diagram of rolling direction

圖5所示為沖壓成形過程仿真. 在滑移階段毛坯只發生豎直方向的位移， 金屬絲之間堆疊鉤連并相互咬合， 此時螺旋金屬絲并未發生明顯的變形. 當載荷逐漸增加， 螺旋金屬絲發生塑性變形. 持續保壓一段時間后， 金屬絲之間保持交叉鉤連的狀態. 卸載后金屬絲單元產生一定的回彈并最終保持成形狀態. 圖6為輥壓成形過程仿真， 在軋輥的載荷作用下， 大多數螺旋金屬絲不僅產生豎直方向的塑性變形， 而且螺旋結構發生較大角度的變化. 輥壓后螺旋金屬絲同樣也產生一定位移的回彈， 并最終保持鉤連狀態.

圖5 沖壓成形過程仿真Fig.5 Finite element analysis of stamping process

圖6 輥壓成形過程仿真Fig.6 Finite element analysis of rolling process

3 金屬橡膠準靜態力學性能測試和表征

薄壁平板金屬橡膠的準靜態力學性能試驗在天辰WDW-200型電子萬能試驗機上進行. 該試驗機位移分辨率為1 μm， 移動速度可在0.01～500 mm·min-1調節， 速度控制精度1%， 最大試驗力為200 kN. 試驗前， 對試件進行循環多次加載和卸載， 以保證其力學性能的穩定性[13]. 本次準靜態力學性能試驗采用力控制且最大壓縮載荷為2 kN， 加載保壓30 s后卸載， 準靜態加卸載過程如圖7所示.

圖7 準靜態加卸載試驗Fig.7 Quasi-static loading and unloading tests

金屬橡膠的典型加載和卸載曲線如圖8所示. 金屬橡膠能量耗散的微觀機制一般認為是由于金屬橡膠材料中線匝之間相對滑動產生的干摩擦導致的. 可根據試驗數據計算得出金屬橡膠的損耗因子和剛度等力學性能參數. 損耗因子η表征了金屬橡膠的阻尼效果， 加載與卸載所圍成的面積可理解為循環過程中耗散的能量ΔW， 遲滯回線中線下方的面積為一個循環中存儲的最大能量U[14]. 金屬橡膠材料的剛度Ki是指在力-位移曲線上第i點的斜率， 其定義為：

(1)

式中：Fi+1、Fi-1分別為第i點前后的靜載荷， kN；Xi+1、Xi-1分別為第i點前后對應的靜變形值， mm.

根據式(1)可計算得到每個i點的剛度， 但由于金屬橡膠剛度曲線并不光滑， 如圖9所示, 為更好地比較剛度的規律變化， 本文對剛度曲線進行多項式擬合. 由擬合結果可看出， 金屬橡膠剛度呈非線性增加， 具有較好的線彈性特征. 本研究采用位移為0.4 mm時的剛度作為金屬橡膠的彈性表征量.

圖9 金屬橡膠剛度曲線Fig.9 Stiffness curve of metal rubber

4 結果與討論

4.1 成形工藝對試件準靜態力學性能的影響

圖10(a)是根據準靜態試驗數據繪制得到的載荷-變形曲線， 可以看出， 輥壓試件的滯回曲線低于沖壓試件. 圖10(b)為計算得到的試件損耗因子和剛度. 從力學性能結果可以看出， 兩種工藝制備的金屬橡膠在阻尼耗能方面差異并不大， 但輥壓成形試件的剛度明顯小于沖壓成形試件.

圖10 沖壓與輥壓兩種試件準靜態力學試驗結果Fig.10 Quasi-static mechanical test results of stamping and rolling specimens

為探究金屬橡膠細觀結構與力學性能之間的關聯性， 將兩種金屬橡膠試件在鎢燈絲掃描電子顯微鏡上進行觀察. 圖11為兩種試件在厚度方向觀察的結果圖像及螺旋金屬絲空間結構示意圖. 可以看出， 兩種試件結構差異性主要表現在孔隙度和螺旋金屬絲的空間結構上. 沖壓工藝制備的試件在結構上為緊密排列的單層螺旋卷， 而輥壓工藝制備的試件， 在厚度方向上金屬絲呈現多層次結構， 層次之間會有明顯孔隙. 由文獻[15]可知， 螺旋金屬絲在成形壓力作用下存在3種接觸狀態， 即螺旋金屬絲未接觸、 滑移接觸和擠壓接觸. 孔隙度的增加會使輥壓試件結構相對松散， 進而在準靜態力學試驗中， 金屬絲接觸狀態的轉變時間更長， 但金屬絲之間的接觸數量不變， 所以兩種工藝試件的損耗因子沒有產生較大差異.

圖11 金屬橡膠厚度方向微觀結構Fig.11 Microstructure of metal rubber in the normal direction

剛度的差異性主要由于結構中螺旋金屬絲的承載機理不同. 沖壓成形過程中在模具的約束下， 毛坯內部的螺旋金屬絲只發生垂直方向的位移變化， 線圈所在平面與水平面之間的角度呈近乎90°. 沖壓試件可認為是受徑向載荷的微彈簧結構. 輥壓制備時， 水平分力Nx會產生一個與進料方向相反的力矩， 使試件內部金屬絲單元的傾斜角度變化較大， 可以認為材料是軸向受載的微彈簧結構.

根據兩種工藝試件在試驗中微彈簧承載機理的不同， 分析其對剛度的影響. 取試件中一段螺旋彈簧分析， 假設微彈簧后端固定， 前端受到徑向載荷Pr作用時， 在距離作用端ξ處取一分析點A.

可以根據彈簧理論和力學理論推導出當螺旋卷彈簧受到徑向載荷時的剛度為：

(2)

當螺旋卷彈簧受到軸向載荷Pz， 同樣可以推導出彈簧軸向剛度為

圖12是根據式(2)～(3)繪制的兩種剛度與螺旋角的關系曲線. 從圖12中可看出， 在彈簧的螺旋角小于40°時， 其徑向剛度大于軸向剛度， 根據彈簧理論得出螺旋角在20°左右. 因此， 這種結構的差異性使沖壓成形的試件在剛度上大于輥壓試件.

圖12 受載螺旋微彈簧的軸向與徑向剛度 Fig.12 The axial and radial stiffness of the micro- spring under loading condition

4.2 壓下率對試件準靜態力學性能的影響

不同壓下率制備的金屬橡膠試件損耗因子和軋制力仿真結果如圖13所示， 由圖13(a)可看出， 采用小壓下率進行多道次輥壓的金屬橡膠能得到更好的減振效果. 從13(b)可看出， 軋制力與每道次的壓下率成正比. 這是因為在輥壓過程中， 隨著壓下率的增加毛坯表面出現加工硬化且變形抗力增大，軋制力隨之增加. 軋制力的增加會破壞金屬螺旋卷的相互鉤連， 使相互摩擦的金屬絲數量減少， 導致損耗因子降低.

圖13 壓下率對損耗因子及軋制力的影響Fig.13 Effect of reduction rate on loss factor and rolling force

4.3 軋輥轉速與進料方向對試件準靜態力學性能的影響

圖14為不同輥壓轉速和毛坯進料方向制備的金屬橡膠損耗因子測試結果， 由圖14可知， 轉速和進料方向對金屬橡膠阻尼性能影響不明顯， 可從軋制力的仿真結果看出. 軋輥轉速與進料方向對軋制力沒有產生明顯的影響， 如圖15. 這是由于輥壓過程中， 壓下率沒有改變， 轉速和進料方向對毛坯在厚度方向的變形和變形抗力影響很小， 金屬橡膠毛坯中金屬絲單元的變形情況大部分保持一致.

圖14 軋輥轉速和進料角度對損耗因子的影響Fig.14 Effect of rolling speed and rolling angle on loss factor

圖15 軋輥轉速和進料角度對軋制力的影響Fig.15 Effect of rolling speed and rolling angle on rolling forcer

5 結語

1) 兩種制備工藝對金屬橡膠的阻尼性能影響不明顯， 對剛度影響較大. 輥壓試件的剛度明顯低于沖壓試件， 其更適用于低剛度的工作條件.

2) 隨著壓下率的降低， 試件的損耗因子呈上升趨勢. 采用多道次小壓下率進行輥壓， 可以有效降低軋制力， 改善金屬絲的鉤連狀態和接觸緊密度， 提高試件的減振效果.

3) 軋輥轉速和毛坯進料方向沒有對試件的細觀結構產生影響， 進而對軋制力和損耗因子影響不明顯. 轉速的增加可以提高薄壁平板金屬橡膠的制備效率， 進料方向可優化試件的外形尺寸.