7075鋁合金和QRO90模具鋼在熱成形工況下的摩擦磨損行為*

鄧 亮 徐冰倩

(上海應用技術大學機械工程學院 上海 201418)

金屬熱成形技術早在1977年就由一家瑞典公司開發用于鋸片和割草機刀片生產并獲得專利[1]。金屬件通過熱成形技術可獲得更高的強度，并可以很好地提升成形能力，減少回彈量[2]。 如圖1所示，典型的熱成形過程主要包含板料的加熱、工件轉移到模具工位、沖壓、合模冷卻和工件切割。1984年，薩博汽車公司首次將熱成形技術運用到乘用車部件生產。2005年，英國帝國理工大學的林建國等提出了鋁合金熱成形技術[3]。熱成形生產的鋁合金結構件強度滿足汽車的安全要求，同時實現節能減排[4]。

圖1 熱成形工藝的典型生產步驟Fig.1 Typical production steps of hot forming process

鋁合金熱在成形過程中，存在嚴重磨損，導致工件表面出現拉毛、開裂，甚至造成鋁合金板料表面破裂[5-6]。研究人員利用銷-盤高溫摩擦試驗對熱成形的摩擦磨損展開研究，發現接觸副中的混合磨損顆粒的氧化層對摩擦磨損行為有重要影響[7-8]。熱成形工況下的摩擦學問題受到復雜的力學場和溫度場的影響，加上磨損會改變接觸表面形貌，測量、研究和分析難度較大。VENEMA[9]進一步探討鋁合金熱成形過程中接觸副的接觸情況，建立了基于統計學分析下的表面微凸體的摩擦模型。現階段對鋁合金熱成形的摩擦學研究正在展開，相關實驗方法、測量和分析手段逐步完善。本文作者針對汽車用鋁合金板料熱成形，選取7系鋁合金板料與典型熱作模具鋼為研究對象，通過單向高溫摩擦磨損試驗平臺模擬實際熱成形工況；結合光學觀測和有限元建模技術，獲取連續沖壓過程中的摩擦行為，討論粗糙形貌在摩擦過程中的作用，為下一步研究用以控制摩擦和減少磨損的表面工程技術提供基礎。

1 試驗部分

1.1 單向高溫摩擦試驗

熱成形過程中的摩擦磨損主要發生在沖壓階段。為了模擬7075鋁合金板料與QRO90模具鋼之間的摩擦磨損過程，搭建了單向高溫摩擦試驗裝置，如圖2所示。其中模具鋼銷規格為10 mm×10 mm，滑條規格為2 mm×20 mm×600 mm。相較于研究硼鋼熱成形中的摩擦問題的銷-盤往復試驗設備[10]，文中試驗設計的單向滑移的摩擦方式，較好地避免了摩擦過程中由于磨損顆粒聚集在磨痕中形成保護層，其實際上阻礙了模具材料與板料材料的直接接觸。

圖2 模具鋼銷及板料滑條組成的單向高溫摩擦試驗裝置Fig.2 Unidirectional high temperature friction test device composed of die steel pin and sheet sliding bar

基于TIAN等[11]和YANAGIDA等[12]的工作基礎，文中試驗在實現單向滑移的基礎上，通過替換鋁合金滑條，保留模具鋼銷的方式，實現模具鋼材料在“新鮮”的鋁合金板料上的長距離摩擦過程，確保摩擦結果分析包含磨合階段和平穩階段，同時可以實現模具表面上的磨損形貌累積。試驗使用管式電阻加熱爐進行加熱，加熱爐爐腔采用耐高溫性能良好的石英管，采用石棉作為保溫措施，見圖3。

圖3 試驗設備整體結構Fig.3 Overall structure of experimental equipment

為保證板料在爐內加熱時溫度快速上升且受熱均勻，分別在加熱爐前、中、后區域設置PID溫度控制系統。由電機控制速度、交流伺服電機-滾動絲杠平穩傳動板料，用應變片測量拉力，經過NI ENET-9237 DAQ 采集后轉換成相應的力值，壓力采用固定的壓頭；用 Optris CT3M-LH-ST 紅外傳感器測溫，經NI USB 6008 DAQ 采集后轉換為溫度，在試驗過程摩擦口前面固定紅外測試儀進行測溫。整個試驗過程中溫度和拉力信號將存儲在PLC-LabVIEW控制系統中。

試驗參數見表1，文中試驗使用小載荷，目的是把研究重點放在表面形貌對摩擦磨損的影響，暫時不考慮基材的塑性變形對摩擦磨損的影響。模具鋼銷表面與實際試模工況一致，未作表面拋光處理或涂層，表面加工方向與滑移方向垂直。板料在490 ℃爐內保溫25 min，與實際產線工況一致[13]，待裝夾到模具鋼銷工位需經歷13～15 s空冷，與實際熱成形生產線上的工件從加熱爐轉移到沖壓模具工位的空冷時長相同。試驗后用Bruker ContourGT三維光學輪廓儀對磨損形貌進行分析，同時利用HITACHI S-3400N掃描電子顯微鏡中的能譜分析儀對磨痕內的黏結物進行EDS能譜分析。

表1 試驗參數Table 1 Experimental parameters

試驗選用的板料是7075-T6鋁合金和瑞典ASSAB公司提供的QRO90熱作模具鋼，化學成分如表2所示。7075-T6態鋁合金板料室溫下力學性能如表3所示[14-15]。

表2 7075鋁合金和QRO90模具鋼的化學成分Table 2 Chemical composition of 7075 aluminum alloy and QRO90 die steel

表3 7075鋁合金室溫下的力學性能Table 3 Mechanical properties of 7075 aluminum alloy

1.2 接觸副的有限元模擬

基于有限元建模技術，PEREIRA等[16-18]對接觸壓力在整個沖壓過程中的演化以及模具接觸轉角的影響展開一系列研究，研究表明，在接觸轉角處的瞬間接觸壓力可到1 000 MPa，同時模具表面的不平加劇了瞬間極大值。由于熱成形實際接觸表面粗糙度各異，摩擦過程中表面形貌持續改變，分析其局部接觸副的接觸情況，是研究表面粗糙度、表面工程技術摩擦學行為影響的基礎。

基于GREENWOOD和WILLIAMSON[19]提出的微凸體摩擦理論，建立微凸體與微凸體的仿真模型，可以獲得微觀尺度下的接觸條件[20]。微凸體接觸摩擦模型是基于對接觸表面微凸體高度分布的統計，單個微凸體的彈塑性分析較難運用于工業實際。文中對單向高溫摩擦試驗的接觸副局部進行有限元建模，利用波伏狀曲線代替按一定數量概率分布的微凸體(見圖4)，尺度介于宏觀與微觀之間，以期實現預測熱成形過程中的摩擦磨損，從而實現工業應用價值。

圖4 接觸副接觸表面形貌起伏Fig.4 Contact surface topography fluctuation of contact pair

以模具表面形貌的光學測量數據為基礎，利用正弦函數模擬表面起伏，在商業有限元軟件LS-Dyna中建立介觀下的板料與模具局部對摩模型。在2.5 mm長的接觸副中，模具鋼表面由波幅為2 μm的正弦函數構建5個波峰組成，鋁合金表面由2個振幅為1 μm的正弦函數構成，見圖5。針對7系鋁合金采用基于von Mises屈服準則的彈塑性增量的熱-力耦合本構模型，高溫下的應力-應變曲線參照文獻[21]。模具鋼相關材料參數、力學參數以及熱傳導、熱膨脹等的選取自文獻[22]。該有限元模型包含315 540個節點和300 160個六面體實體單元，在接觸表面采用密集排布，接觸面單面最短邊尺寸為0.02 mm，向基材底部逐漸擴大至0.1 mm。在模具鋼銷塊底部施加3個方向的限制移動條件，先在模具鋼銷塊頂部施加力，然后對滑塊加載位移。文中模型采用顯式計算和基于罰函數的接觸算法[23]。作為對局部接觸情況的初步探討，在對摩模型中采用定值庫侖摩擦因數，忽略微觀尺度下的微凸體由于犁溝、分子間吸引和邊界潤滑等因素。表4列出了介觀下滑移過程中有限元模型涉及的試驗參數。滑條和模具鋼塊溫度、滑移速度和名義壓力均與高溫單向摩擦試驗保持一致。為了簡化模型，摩擦因數選定試驗結果中摩擦因數穩定階段的平均值0.45。

表4 有限元介觀滑移模型設定參數Table 4 Set parameters of finite element model

2 結果與分析

2.1 摩擦行為

試驗過程中通過點紅外傳感器測量了模具鋼工位區域的鋁合金滑條溫度，結果顯示，在鋁合金滑條進入模具鋼銷工位直至其終端完成摩擦試驗的20 s期間，模具鋼銷進口處滑條溫度從490 ℃降低到430 ℃。通過公式(1)計算摩擦因數μ。其中Fd是拉力，Fn是法向加載力。在表1所列試驗條件下，通過更換2次滑條，實現模具鋼銷上的累積磨損過程。3次摩擦試驗的摩擦因數見圖6。

(1)

圖6 模具鋼與鋁合金滑條之間的摩擦因數Fig.6 Friction coefficient between die steel and aluminum alloy slider

從圖6可看出，第一次試驗中，在前200 mm的滑移階段摩擦因數逐漸上升，是摩擦副的磨合階段，直至到達峰值1.75；然后，由于黏滑效應(stick-slip)造成滑條震動[24-25]，摩擦因數經歷了一個下降又上升的過程。

圖7所示為試驗后模具鋼銷和滑條磨痕。從圖7(a)可發現，在第一次滑移過程中模具鋼銷產生了明顯的黏著磨損，磨損顆粒一部分聚集在模具鋼銷前端，另一部分在滑移過程中進入摩擦副并在模具鋼銷表面形成磨粒磨損。由于鋁合金在高溫下屈服強度顯著低于模具鋼，模具鋼銷接觸表面的粗糙峰凸在滑條表面形成了顯著磨痕，如圖7(c)所示。第一次試驗時，磨損顆粒形成的三體磨粒磨損分布較為均勻，如圖7(a)、(c)所示。

圖7 試驗后模具鋼銷和滑條表面磨痕Fig.7 Surface wear marks of die steel pin and sliders after tests：(a)die steel pin surface wear mark after the first test；(b)die steel pins surface wear mark after the third test；(c)sliders surface wear mark after the first test；(d)sliders wear marks after the second test

如圖6所示，在第二次摩擦試驗中，由于更換了新的鋁合金滑條，接觸副中的部分磨損顆粒被移除，摩擦因數經歷了一個短暫的由低值上升的過程，直至達到1.75；隨著磨損顆粒逐漸被壓實在磨痕軌道內，形成保護層并且凸起的磨損黏結物使得實際接觸面積縮小，加之黏滑效應引起的滑條震動，摩擦因數迅速下降并趨于一個穩定值。圖7(d)顯示在第二次滑移過程中，因為磨損顆粒黏附在模具鋼銷前端，形成局部應力集中，造成更多的后續磨損顆粒并堆積，由此在鋁合金滑條上形成相對集中的磨痕。

如圖7(b)所示，在第三次摩擦試驗中，由模具鋼銷上的磨損黏結物堆積造成的局部應力集中更加顯著，加劇了后續磨損顆粒的形成并沿著滑移方向堆積在已有的黏結物周圍，形成了更嚴重的黏結磨損。因此，摩擦因數從第二試驗中平穩階段的較低值驟升至2.6，如圖6所示；之后由于較多的三體磨粒磨損對粗糙的模具鋼銷表面有“削峰填溝”作用，使得摩擦因數下降。相近的結果在硼鋼熱成形工況下的摩擦試驗中也被觀察到[26]，但是鋁合金滑條在高溫下更軟，故而滑痕更明顯。另外，鋁和鐵元素相親性較高，磨屑的產生和堆積更為顯著。由于文中試驗時滑條一段被夾具牽引作滑移運動，另一端并未固定，所以加劇了因為黏滑效應造成的震動，在摩擦因數與滑移距離的曲線圖上有明顯的“波浪”曲線。由于實際熱成形較少使用壓邊圈，即沖壓過程中對板料“流入”模具型腔的阻力較小，所以熱成形模擬仿真中觀察到的板料與模具的接觸力在一定范圍內波動，與滑移摩擦試驗中的震動情況一致[27]。

接觸副中的磨損顆粒和黏結物使得摩擦因數呈現較為明顯的初始上升階段、平穩階段和最終因劇烈磨損并伴隨著滑條震動的明顯波動階段。可見，滑移過程中形成的磨損顆粒在模具鋼銷上堆積，進而引起的犁溝效應是摩擦阻力的重要成因。結合摩擦過程中模具鋼銷表面磨損形貌的變化，分析形貌與磨損顆粒之間的相互作用是搞清摩擦機制的前提。

2.2 介觀下的形貌

試驗中硬度較高且較粗糙的模具鋼銷滑過較軟且較粗糙的鋁合金滑條，形成明顯的犁溝現象，由于鐵與鋁元素的相親性和在微凸峰上形成黏著磨損，磨損顆粒在持續滑移過程中形成磨粒磨損。通過光學觀測，模具鋼銷表面有明顯的隨著滑移距離逐漸增長的黏結物以及擦傷痕跡，如圖7(a)、(b)所示。通過對模具鋼銷上顯著黏結物的EDS能譜分析，發現主要元素是Mg、Al，含有少量Zn、Fe和O元素，如圖8所示。這表明，磨損黏結物主要是由鋁合金滑條上的磨損顆粒混合氧化物組成。經過表面超聲波清洗后，發現模具鋼銷表面有磨損顆粒劃過和黏結物嵌入的痕跡，如圖9(a)所示。這表明磨損顆粒在磨損形貌上存在“削峰填溝”現象，之后摩擦因數下降，說明其對后續的摩擦行為可能有重要影響。DECROZANT-TRIQUENAUX等[27]指出，磨損試驗中形成的磨屑層(tribolayer)可顯著降低摩擦因數和磨損量，而磨屑層的穩定性取決于表面粗糙度和材料相親性。另一方面，文中試驗時模具鋼銷的表面加工方向與滑條的滑移方向相垂直，可能更容易造成磨損顆粒的堆積。圖9(b)顯示第二次摩擦試驗的鋁合金滑條磨痕軌道內有較為明顯的黏結物，其表面較為平整且有磨痕，有被壓平的跡象。接觸表面上的“峰凸”的塑性變形或者斷裂形成磨損顆粒堆積并被反復壓實，在連續滑移過程中造成加工硬化作用。通過對模具鋼銷表面磨痕區域內3個任意點的硬度測量，其值均在800HV以上，顯著高于非摩擦區域硬度值。綜上結果表明，熱成形的摩擦過程包含兩表面之間的黏結、犁溝和變形。

圖9 三次摩擦試驗后模具鋼銷表面形貌(a)和二次摩擦試驗后鋁合金滑條磨痕形貌(b)Fig.9 Surface morphology of die steel after the third test(a)and wear mark morphology of aluminum alloy slider after the second test(b)

2.3 摩擦副的仿真結果

針對高溫單項滑移摩擦試驗，建立介觀下的粗糙接觸表面之間的相互滑移過程的有限元模型，用以分析局部接觸條件，以期揭示磨損發展過程的機制。模型中邊界條件與試驗條件一致，所采用的材料本構模型均在前期工作中得到驗證[14-15，21-22]。模型中的接觸面模擬加工等因素造成的起伏，因此實際接觸面積小于名義接觸面積，故而局部接觸壓力大于名義壓力。在加載階段接觸副內表面波峰上最大壓力達到3.11 MPa。滑移過程中實際最大壓力沿著表面波幅依次傳遞，其分布的不均勻性對表面工程的粗糙度加工標準和潤滑油定量投放有著重要指導意義。根據Hertz壓力理論，剛體球-彈性平面接觸副中形成接觸半徑為R的接觸圓面積，最大剪切應力出現在表面下0.49R處。文中模型中強度較大的模具鋼波峰與強度較低的鋁合金板料的接觸情況類似，在加載階段最大等效應力出現在鋁合金板料表面下30 μm處(見圖10(a))，符合理論模型。同時，最大等效應力出現在表面一定深度之下，表明在滑移過程中磨損顆粒的生成與材料破裂準則之間存在關聯。WANG等[28]指出，熱成形板料上的涂層在高溫下顯示出脆性斷裂特征。MOZGOVOY等[29]的研究表明，堆積在接觸表面的黏結物會重新斷裂形成新的磨屑。探明接觸點的局部力學場是揭示黏結磨損的生成和斷裂的交替機制的重要基礎。模擬結果發現，當模具鋼銷表面波峰滑過鋁合金滑條表面，峰凸前部鋁合金材料受到擠壓，而峰凸后面的鋁合金材料受到拉伸。在連續滑動過程中，鋁合金接觸部分承受壓縮-拉伸交替影響，如圖10(b)所示，形成黏著-滑移運動。由材料破裂所形成的磨損顆粒，在接觸點實際受到的交替循環的擠壓和拉伸作用下的累計增長和斷裂，將把摩擦學研究從磨損的定性分析，深入到對磨損黏結物非線性增長的定量研究上來。同時，黏著-滑動運動對熱成形工況下的摩擦學行為有重要影響，是否適用庫侖摩擦因數值得探討。POPOV[25]根據不同的震動方向和波形提出有效摩擦因數模型，或為下一步預測摩擦因數的有效方法。

3 結論

(1)在鋁合金熱成形工況下，粗糙的接觸表面所引起的接觸壓力顯著大于名義壓力，磨損黏結物在接觸材料之間相親性和不均勻的接觸壓力作用下，在滑移過程中形成較大的黏結塊并被壓實。

(2)通過對磨痕軌跡的分析發現，黏結磨損與磨粒磨損同時存在，同時接觸表面存在加工硬化現象。磨損顆粒在接觸副內的運動可能是影響后續摩擦學行為的重要因素。

(3)提出的有限元模型獲得了鋁合金熱成形工況下的局部接觸條件，發現實際接觸壓力大于名義壓力。同時，滑條上的材料在局部表面峰凸的作用下，存在壓縮-拉伸交替現象，初步實現了對細觀摩擦過程的模擬，為后續預測黏結磨損的非線性增長提供了方法。

(4)文中對鋁合金熱成形工況下的摩擦磨損行為展開了初步研究，后續研究將結合介觀下滑移過程的有限元模型，優化潤滑方案并對磨損進程展開定性和定量分析以及預測。