純鉭薄壁構件高速級進拉深應變率效應及成形性研究

摘要：

針對純鉭薄壁構件高速拉深成形過程中因應變率效應引起的成形性問題，首先開展純鉭薄板拉伸應變率效應研究及相關本構模型參數識別，構建考慮材料應變率效應的高速拉深成形Johnson-Cook本構模型，結果表明，純鉭薄板表現出明顯的應變率強化效應，動態加載下的屈服強度遠高于準靜態拉伸下的屈服強度。然后開展鉭電容器外殼高速級進拉深成形熱力耦合仿真及成形實驗研究，分析構件在低速和高速級進拉深成形時的壁厚、溫度場分布情況，結果表明，壁厚分布仿真結果與實驗結果較為相符，成形速度增大時會導致最終成形件壁厚非均勻性增加；最終級進拉深成形件的最大減薄區出現在筒壁靠中間區域，該區域溫度最高且其溫度與成形速度正相關；不同速度下的最終成形筒形件的金相組織沒有發生明顯變化，僅不同變形區的晶粒形狀和大小略有差異。

關鍵詞：高速級進拉深；應變率效應；率相關本構；純鉭薄板

中圖分類號：TP182

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2024.12.008

Strain Rate Effect and Formability Research of High-speed Stage Deep

Drawing for Pure Tantalum Thin-wall Members

XU Teng DENG Chunyang QIU Guoqiang XIE Zefeng RAN Jiaqi GONG Feng

School of Mechanical and Electrical and Control Engineering，Shenzhen University， Shenzhen，

Guangdong，518060

Abstract： In view of the formability problems caused by the strain rate effects in the high-speed stage deep drawing process of pure tantalum thin-wall members， the identification of the constitutive model was carried out， and the Johnson-Cook depth-forming model was constructed considering the strain rate effects of materials. The results show that the pure tantalum sheet shows an obvious strain rate reinforcement effect， and the yield strength under dynamic loading is much higher than that under the quasi-static stretch. The thermal coupling simulation and forming experiments of high speed stage deep drawing of tantalum capacitor shells were carried out. The results indicate that the simulation results of wall thickness distributions are relatively consistent with the experimental ones， and the wall thickness of the final pieces increases when the forming speed increases; the maximum thinning area of the final drawn parts occurs in the middle areas of the cylinder walls， where the highest temperature is positively correlated with the forming speed; the metallographic structures of the final shapes do not change significantly at different forming speeds， with only change the grain shape and size of different deformation areas.

Key words： high-speed stage deep drawing; strain rate effect; rate dependent constitutive; pure tantalum plate

收稿日期：2024-07-01

基金項目：國家自然科學基金（52005341）；深圳市教育學會2023年度教育科研課題（YB2023013）；廣東省社會科學界聯合會扶持社科類社會組織課題（GD2024SKFC32）

0 引言

純鉭薄壁容器件是軍事、航天、通信及醫療電子器械等領域不可缺少的一類重要基礎零部件，如燃氣渦輪機噴嘴、導彈藥型罩、熔煉坩堝及液體全鉭電容器外殼等［1］。拉深是生產此類薄壁容器件以及其他殼體零件的重要工藝。鉭電容器外殼一般需通過拉深等塑性成形方式來實現顯微組織的細化以生產出性能符合要求的產品［2］。計算機、5G通信、新能源汽車、電子工業等領域對鉭電容器的需求迅速增長，此類薄壁構件的需求量、生產批量規模（產量一般為幾萬到幾千萬件）及現代工業生產效率要求，驅使此類零件的沖壓成形速度不斷提高，但成形速度提高帶來的高速下拉深的成形性及成形缺陷問題（如開裂、起皺缺陷）不能忽略。

成形速度是級進拉深成形中一項重要工藝參數，在一定程度上決定了生產效率的高低，同時也是材料變形時應變率的宏觀表現。沖壓成形速度不斷提高，影響成形過程中材料的應變率，而金屬和合金在不同應變率下的力學響應十分復雜，在高應變率下的塑性變形行為特性明顯異于準靜態下的變形行為特性［3］，而體心立方 （body centered cubie， BCC） 金屬對應變率變化比較敏感。純鉭屬于比較典型的BCC金屬，其力學性能受到微量雜質含量的影響，而且對溫度和應變率極為敏感，因此，探明成形速度帶來的應變率效應對高速級進拉深成形的影響，對指導純鉭薄壁構件的實際生產有重要意義。

HOGE等［4］研究了溫度與應變率對鉭流動應力的影響，發現在應變率為10-4" s-1量級、溫度由298 K降低到78 K時，純鉭屈服強度增加了4倍，在應變率為103" s-1量級、應變在10%左右即出現絕熱失穩現象。MEYERS等［5］研究了大變形、高應變率加載下純鉭的本構行為，以及溫度和應變率對材料力學性能的影響，得到純鉭的流動應力對溫度和應變率的變化非常敏感的結論。彭建祥等［6］研究了溫度在-100～400 ℃、應變率在10-5～103 s-1范圍內溫度和應變率的變化對純鉭流動應力的影響，結果表明純鉭的流動應力對溫度和應變率的變化相當敏感。郭偉國［7］應用Instron液壓伺服試驗機和分離式Hopkinson壓桿對經鍛造和熱處理的鉭材在不同溫度、不同應變率下的性能進行試驗，建立了用于預測純鉭塑性流動應力的本構模型。

上述關于高速成形的動態本構模型較少涉及有限元拉深成形仿真的應用，尤其是高速級進拉深成形。本文開展不同應變率作用下純鉭動態力學特性研究，構建純鉭薄板率相關本構方程，借助考慮應變率效應與溫度效應的板料成形仿真來分析應變率與材料成形之間的關系。

1 鉭薄板力學性能

板材在高速成形過程中應變率較高，材料力學性能與應變率顯著相關，高速成形帶來的應變率效應會影響純鉭薄壁構件的成形質量。為了更好地認識純鉭薄板材料應變率效應以及純鉭薄壁構件高速級進拉深過程中的塑性變形過程，本文開展純鉭薄板的準靜態和動態力學特性研究。

1.1 拉伸力學性能試驗方案

1.1.1 準靜態拉伸試件

本文試件為厚0.2 mm的電子束熔煉軋制退火純鉭薄板材料，采用電火花線切割機沿著純鉭薄板軋制方向0°切割取樣，盡量減少加工方式對材料的影響［8］。準靜態拉伸試樣具體尺寸和形狀如表1和圖1所示。

1.1.2 霍普金森拉桿試樣

鉭的流動應力對溫度和應變率的變化相當敏感。針對純鉭薄壁構件拉深成形過程中材料的變形及受力特點，本文選擇霍普金森拉桿裝置（SHTB）進行動態試驗。受現有實驗設備及材料條件限制，設計了兩種不同標距的SHTB試樣［9］，如圖2所示。其中標距為8 mm的試樣用于加載應變率低于2000 s-1的動態試驗，標距為4 mm用于加載應變率高于2000 s-1的動態試驗，厚度均為1.4 mm。

1.2 準靜態拉伸力學性能曲線

使用電子萬能拉伸試驗機進行準靜態拉伸試驗，試驗溫度為室溫293 K，拉伸速率為 3 mm/min，名義應變率為0.002 s-1。為排除偶然因素影響，確保重復性和一致性，共進行3次平行試驗，獲得應力-應變曲線如圖3所示。

由圖3可見，3條應力-應變曲線基本保持一致，材料力學性能比較穩定。試驗曲線最開始為彈性階段，應變增大后進入塑性變形階段，曲線存在一段應力水平基本保持不變的屈服平臺，呈現明顯的非連續屈服特點，屈服平臺之后材料發生均勻塑性變形，材料進入應變硬化階段，材料應變硬化比較明顯，隨著應變增大，應力增加，達到最大值（抗拉強度）后發生頸縮，然后應力減小，直至斷裂，斷裂應變均在0.22左右。準靜態加載下的純鉭具有明顯的應變硬化現象，即塑性變形段的流動應力隨著應變增大而增大，這是因為低速加載下的材料塑性變形過程中內部位錯密度和位錯阻力增大導致變形抗力增大。純鉭薄板基本力學性能參數如表2所示［10］。

1.3 動態拉伸力學性能曲線

為表征動態加載下純鉭薄板應變率效應并分析其動態力學特性，動態拉伸試驗在SHTB裝置上進行。試驗的應變率分別為600，1000，1500，2000，3000，4000，4500，5000，6000 s-1，試驗在室溫293 K下進行。采用線切割制備動態拉伸試樣，試驗時采用專用膠進行膠粘固定。每個應變率試驗重復3次。SHTB試驗數據處理后可以得到純鉭薄板不同應變率下室溫動態拉伸力學特征曲線，如圖4所示。

2 純鉭薄板應變率效應分析

流動應力即材料進入塑性變形之后的力學響應描述，包括屈服點的屈服應力到頸縮斷裂點前的應力、應變硬化行為。由圖3、圖4可見，低應變率與高應變率下的應力-應變曲線存在明顯差別，在動態高應變率加載下，純鉭薄板的流動應力明顯高于準靜態拉伸時的流動應力。

2.1 應變率與動態屈服強度的關系

由準靜態拉伸應力-應變曲線可以知道，純鉭具有明顯的屈服平臺，可以直觀地觀察到屈服點的大概位置。動態屈服強度是金屬材料動態力學性能的一個重要指標，可以體現材料的應變率效應，然而SHTB試驗獲得的純鉭應變力-應變曲線無法觀察到明顯的屈服平臺，動態屈服強度的獲取沒有準靜態拉伸試驗那么方便。由圖4所示動態拉伸曲線可見，在高速加載初期，曲線不可避免地出現比較大的振蕩，材料在屈服之前應力均勻性假設不適用。為了得到純鉭高速加載的屈服強度，參考SUN等［11］的方法，將SHTB試驗得到的應力-應變曲線進行處理，如圖5所示，去除彈性變形階段數據，對塑性段的數據進行線性擬合處理并得到趨勢線，并使用0.2%應變偏移法，作一條由準靜態拉伸應力-應變曲線得到的彈性模量的趨勢線與其交于一點，該點作為該應變率下的動態屈服點，由此確定動態屈服應力。

純鉭動態屈服強度如圖6所示。可以明顯看到，動態加載下，動態屈服強度均遠高于準靜態下的屈服強度，這說明純鉭薄板屈服強度具有明顯的應變率強化效應。在0～600 s-1范圍內，隨著應變率的增大，材料的屈服強度相對于靜載時的屈服強度增加非常顯著；在600～1500 s-1范圍內，屈服強度隨應變率增加的敏感性下降，在此塑性變形過程中產生了一定程度的溫升和熱軟化，導致該應變率范圍內材料的屈服強度產生較小程度的下降；在1500～4000 s-1范圍內，隨著應變率增大，屈服強度對應變率的敏感性產生一定程度的恢復，然而由于高應變率導致的溫升和熱軟化作用，此范圍內屈服強度的增加較為平緩； 在4000～4500 s-1、5000～6000 s-1范圍內，材料屈服強度對應變率的敏感性再次變弱，與600～1500 s-1范圍下的情況相似，然而上述階段應變率更大，溫升和熱軟化作用也更嚴重，導致屈服強度下降趨勢更顯著；在4500～5000 s-1范圍內，應變率強化效應作用增強，且遠遠超出溫升與熱軟化作用在降低屈服強度方面的影響，最終導致此階段屈服強度的快速增大。總體而言，在600～6000 s-1范圍內，隨著應變率增大，屈服強度整體呈上升趨勢，由準靜態的254.42 MPa增大到635 MPa；但在1000 s-1、1500 s-1應變率下，屈服強度稍有下降，下降幅度大概在20MPa左右，同理，屈服強度在4500 s-1以及6000 s-1應變率下也出現了下降。圖6所示屈服強度曲線的轉折點除了受應變率效應與溫升和熱軟化交替作用影響外，還與材料本身有關，已有研究表明，鉭的力學行為受內部雜質含量、加工工藝及組織結構影響［12］。

2.2 應變率與斷裂應變、流動應力的關系

由圖4所示動態拉伸應力-應變曲線可知，從600 s-1開始，隨著應變率增大，純鉭薄板的最終斷裂應變也逐漸增大，應變率增大到6000 s-1時，最終斷裂應變達到0.275。

在600～3000 s-1范圍內，應力-應變曲線在經歷了初期劇烈振蕩之后，進入一段比較平緩的塑性變形階段，曲線應變硬化不明顯，特別是600 s-1和1000 s-1兩條曲線相差不大。

在1500～3000 s-1范圍內，則有相對明顯一些的應變率強化效應，但應變硬化率低于準靜態下的數值，水平流動應力整體變化趨勢是隨著應變率的增大而增大，應變率越高，變形過程中材料內部位錯運動速度越高，應變硬化起主導作用。

應變率達到4000 s-1及以上數值時，對應的應力-應變曲線在加載前期劇烈振蕩，隨后進入塑性變形階段，應力呈現下降趨勢，是絕熱所致熱軟化效應造成的應力下降。已有研究表明，在高應變率下，應變超過0.1即會出現絕熱軟化效應［4］，這點與本文試驗結果大致吻合。

此外，觀察到應變率3000 s-1時的曲線沒有明顯的應變硬化現象，也沒有出現絕熱軟化發生應力下降的情況。但現有研究表明，在100 s-1量級應變率下的曲線也有比較明顯的絕熱軟化效應，因此，應變率3000 s-1時的曲線表現出的特性，可能是應變硬化與絕熱軟化共同作用，且作用程度幾乎相同導致的。而應變率高于3000 s-1時，絕熱軟化效應強于應變硬化，占主導作用，使得流動應力隨著變形的進行逐漸減小。

在600～3000 s-1范圍內，應力-應變曲線的塑性變形段之間大致平行，表明應變硬化在此區間并不明顯，且應變硬化與應變率關聯性不強。在600～1000 s-1范圍內，兩條曲線的流動應力變化平緩，上升趨勢不明顯，且兩條曲線之間大致平行，水平流動應力差別不大，在此應變率范圍內表現出較低的應變率敏感性以及應變硬化率。相對于600 s-1和1000 s-1下的曲線，1500～3000 s-1區間內的曲線具有較明顯的應變率強化效應，同一應變下的水平流動應力隨著應變率增大有明顯增大，有較高應變率敏感性；經初步分析，認為室溫條件下，在600～1000 s-1之間，鉭金屬流動應力對應變率的敏感性不高，但在1000～3000 s-1范圍內較為敏感。超過3000 s-1時，將出現較強的絕熱效應，造成熱軟化，這是造成應力下降的原因之一。

2.3 應變率與斷口形貌的關系

為進一步分析純鉭薄板高速拉伸力學性能特征曲線、破壞形式及塑性，使用掃描電鏡對應變率效應較明顯的1500～6000 s-1區間的拉伸試樣斷口形貌進行觀察，觀測結果如圖7所示。

由圖7可見，高應變率下，試樣的斷口有著清晰的撕裂脊與“波浪狀”滑移跡線，且撕裂脊兩邊比較光滑，但越靠近邊緣越粗糙，未觀察到韌窩。在宏觀上可以觀察到斷裂前發生明顯的宏觀塑性變形，試樣拉伸斷裂為韌性斷裂。隨著應變率增大，斷面中間的撕裂脊也越來越尖，說明材料的塑性有明顯的提高，如圖4所示。由斷口上發現的撕裂脊和密集的滑移線可以判斷，在高應變率下，發生了剪切斷裂［13］。

2.4 應變率與變形硬化的關系

使用全自動顯微維氏硬度儀對不同應變率加載下的動態拉伸試樣塑性變形區材料硬度進行測量，并分析應變率對材料變形區硬度的影響。借助小電流線切割設備對高應變率拉伸試樣塑性變形區進行切割并進行硬度測量，試樣頸縮變形區硬度測量位置如圖8所示。每個應變率對應試樣分別測量3次取均值，結果見表3，硬度與應變率的關系曲線如圖9所示。

由表3可見，軋制純鉭薄板初始維氏硬度為80.62HV，其趨勢也隨應變率增大而遞增，尤其當

應變率為3000 s-1時，硬度達到最大值234.95HV，大約為初始硬度的3倍，隨后在更高應變率4000 s-1、4500 s-1、5000 s-1時出現小幅度下降。總體來說，在動態拉伸試驗中，高應變率加載會使得純鉭變形部分的材料硬度明顯增大，應變率效應對純鉭塑性變形區域的硬度影響較大。

2.5 純鉭動態試樣微細觀組織觀察

使用金相顯微鏡對原始板材及室溫動態拉伸后的試樣斷口部分塑性變形區進行觀測，結果如圖10所示。對比純鉭板未變形的金相形貌可見，動態拉伸加載的晶粒形態與未變形的試樣相比有明顯差別，原始晶粒較為粗大且大小不一，動態拉伸試樣在靠近斷口（尖端）變形區域的晶粒被拉長、細化和碎化，隨著晶粒被拉長和細化，晶界的面積增大分布更廣，由經典的位錯滑移理論可知，晶界會阻礙位錯運動，純鉭材料變形抗力會增大，這也進一步解釋了某一應變率區間的應變率強化行為。根據本文的金相組織試驗結果，未能得到微觀組織與材料在高應變率下的絕熱軟化行為之間的關系。

3 純鉭薄板率相關本構模型構建

本構關系是材料在一定變形條件下應力隨應變變化規律的宏觀反映，材料變形過程中出現的硬化、回復、再結晶等現象與應變、應變率、溫度等因素相關，本構關系一般形式如下：

σ=φ（ε，ε·，T）（1）

式中，σ為應力；ε為塑性應變；ε·為應變率；T為溫度。

對于率相關材料，高應變率帶來的應變率效應不能忽略，建立考慮應變率效應的本構模型［14］是研究材料的動態力學行為、進行數值模擬的前提［15］。純鉭薄板高速變形具有明顯的應變率敏感性，因此在構建其本構模型時需要將應變率效應考慮進去。

當前，國內外常見的金屬材料本構模型在數值模擬應用便利性、實驗數據處理復雜性、預測精度等方面各有優缺點。基于現有研究，以及考慮到有限元仿真分析應用的便利性，本文選擇采用經典的Johnson-Cook模型［16］（以下簡稱J-C本構模型）來構建純鉭薄板的率相關模型。該模型是目前應用最廣泛的模型之一，J-C本構模型主體形式簡單，待定系數少，可以通過準靜態和動態拉伸試驗獲得模型中的待定系數。模型含有三項，分別為應變硬化項、應變率項以及溫度軟化項，可以較為全面地模擬金屬薄板塑性成形的大變形數值模擬過程，J-C本構方程表達式如下：

σ=（A+Bεn）（1+Cln ε·）（1－（T）m） （2）

（T）m=（T－Tr）/（Tm－Tr）（3）

式中，A為參考應變率和參考溫度下的屈服應力；B為應變硬化系數；n為應變硬化指數；C為應變率強化系數； m為熱軟化指數；ε·為應變率和參考應變率之比；（T*）m為量綱一溫度；T為當前絕對溫度；Tm為熔化溫度；Tr為參考溫度。

3.1 應變硬化項的A、B和n的確定

取參考應變率為準靜態拉伸應變率0.002 s-1，溫度T為293 K，J-C本構模型可簡化為

σ=A+Bεn（4）

根據準靜態拉伸試驗所得應力-應變曲線可確定A為254.42 MPa。采用一元線性回歸法將式（4）兩邊取對數得到ln（σ－A）與ln ε的關系式如下：

ln（σ－A）=ln B+nln ε（5）

如圖11所示，對應力-應變曲線塑性階段進行擬合，得到參數B、n分別為194.4371 MPa、0.3383。

由圖12可以看出，J-C本構模型基本可以描述準靜態下的純鉭塑性變形應力-應變曲線，但擬合曲線和實驗曲線存在一定的偏差。

因此對模型添加了一個多項式，用λ表示，用于消除存在的偏差，表達式如下：

λ=－13.91+294ε－1235ε2（6）

擬合結果如圖13所示，準靜態載荷下修正硬化項的J-C本構模型擬合曲線與實驗曲線較為吻合。

3.2 應變率硬化系數C的確定

根據動態拉伸數據，可對應變率硬化系數C進行擬合，溫度T為293 K，J-C本構模型可簡化為

σA+Bεn+λ=1+Cln ε·（7）

將變形溫度為293 K、應變率為2000 ，3000，4000，4500，5000，6000 s-1，應變范圍為0.025～0.225的流動應力值代入式（7），計算σ/（A+Bεn+λ）和ln ε·，由此可得到不同應變下的一系列C值，繪制C與ln ε·的關系曲線，得到應變率系數C與對數應變率的關系如圖14所示，C總體呈下降趨勢。C求和后取均值為0.0339。

3.3 考慮絕熱溫升的溫度軟化系數m的確定

純鉭在高應變率加載下，材料局部在瞬時發生劇烈塑性變形，塑性變形功轉化為熱能，而從變形到破壞的發生是瞬時的，熱量無法散出，隨著應變增大發生積熱，導致絕熱溫升，從而出現熱軟化現象，宏觀表現為流變曲線的應力水平下降。J-C本構模型溫度軟化項可用于描述材料中塑性變形時的絕熱溫升對流動應力的影響。模型中的T為絕熱溫升ΔT與參考溫度Tr的總和。

一般來說，當材料發生塑性變形時，大部分塑性變形功轉化為熱能，特別是在材料高應變率下進行變形時，沒有足夠的時間使變形熱從材料中消散，而在準靜態條件下，則有足夠的時間，塑性變形熱的影響可以忽略，因此，動態變形可被視為伴隨溫度升高的絕熱條件。則考慮絕熱條件下塑性變形熱后的絕熱溫升計算公式［7］如下：

ΔT=ηρcV∫ε0σdε（8）

式中，ΔT為絕熱溫升；η為總塑性功轉化為熱量的比例系數；ρ為材料密度，g/cm3；cV為質量定容熱容，J/（kg·K）。

一般純鉭高應變率拉伸變形試驗中η取0.9，室溫下純鉭質量熱容取值142 J/（kg·K），利用式（8）可求出上述變形條件下純鉭試樣的絕熱溫升和絕對溫度，如表4所示。將J-C原始模型進行轉化如下：

m=ln（1－σ（A+Bεn+λ）（1+Cln ε·））ln（T－TrTm－Tr）（9）

參考溫度Tr取值293 K，Tm取值3269 K，代入不同應變率下的真實應變、真實應力、絕對溫度，可求得熱軟化指數m均值為0.5423。

3.4 應變率相關本構模型

所有的模型參數如表5所示。通過將相應參數代入式（9），純鉭的J-C本構模型如下：

σ=（254.42+194.4371ε0.3383+λ）·

（1+0.0339ln ε·）（1－（T*）0.5423） （10）

λ=－13.91+294ε－1235ε2（11）

4 拉深成形熱力耦合仿真

基于前文構建的本構模型，借助ABAQUS有限元分析平臺研究不同成形速度下純鉭外殼的高速級進拉深過程壁厚分布、應力場的分布及溫度場分布規律。

4.1 有限元模型的構建

4.1.1 鉭薄板動態本構模型

本文有限元仿真分析采用前文獲取的J-C本構模型，將該本構模型寫入ABQUS軟件VUHARD子程序中并自定義相關變量用于應變率的輸出。為了判斷拉深過程中是否發生拉裂，在材料屬性中定義了損傷準則為柔性損傷。

4.1.2 模型參數的設置

高速級進拉深成形是一個成形時間極短的過程，塑性變形熱以及摩擦熱在模具內累積，采用完全熱力耦合分析模式來考慮塑性變形熱以及摩擦熱造成的溫升對成形過程的影響。采用基于罰函數算法的通用接觸來表征模具、壓邊圈和板料間接觸關系，根據摩擦磨損實驗結果定義摩擦因數為0.35，以模擬拉深實驗的無潤滑狀態；設定摩擦產生的耗散能百分數為90%，代表摩擦能轉化為熱量的比例。本文有限元模型如圖15所示。

4.1.3 高速級進拉深工藝參數

有限元仿真模型的模具尺寸參數與純鉭薄壁構件級進拉深模具一致，純鉭薄壁構件坯料為直徑19.4 mm、厚度0.2 mm的純鉭圓片，級進拉深各級拉深系數經工藝計算分別確定為0.65、0.84、0.85、0.88。凸凹模間隙為0.22 mm，凸凹模的圓角半徑如表6所示。

4.2 有限元仿真結果分析

為獲得成形質量較好的純鉭電容器外殼，一般采用較低的拉深速度，其缺點是生產效率低，采用更高速度的級進拉深成形可提高生產效率，但易帶來其他問題，最嚴重的就是出現拉裂的情況。為了探究較高成形速度對級進拉深成形性的影響，本文有限元仿真以直徑為8.2 mm、高為10 mm的純鉭電容器圓筒外殼為對象，分別進行五組拉深速度v為5，200，300，400，1000 mm/s的成形模擬。

4.2.1 成形速度對拉深件壁厚分布的影響

分別選取筒形拉深件的5處典型區域進行壁厚觀測，測量級進拉深成形后的純鉭電容器外殼的厚度分布，如圖16所示。

不同成形速度下經歷4次拉深成形的拉深件壁厚分布如圖17所示，橫坐標代表上述5個測量位置。由圖17可見，400 mm/s、1000 mm/s速度下，底部圓角區域（2號區）、筒壁中部區域（4號區）為減薄最嚴重區域。這是由于拉深開始時，這兩處位置的坯料處于凸模和凹模之間，材料轉移較少，受變形程度小，加工硬化程度低，同時，凸模圓角與此處的板料存在間隙，沒有受到凸模的有益摩擦，因此上述區域是最薄弱的區域［17］。級進拉深中，較高的成形速度會影響最終成形件的最大減薄區域，危險斷面不再只出現在圓角及其與直壁相接區域，也會出現在筒壁中間區域。5，20，300 mm/s三組速度下，壁厚在2號、3號、4號位置的厚度變化較大，可見壁厚均勻性較差，筒底厚度變化不大。

筒形件壁厚整體趨勢為隨著速度增大而逐漸減小。不同成形速度下，筒形件底部未變形區厚度較均勻，與初始板料厚度幾乎相同，筒壁中部及以上區域，增厚明顯，當速度超過300 mm/s之后，厚度分布均勻性變差，減薄率較大。其中，1000 mm/s時的最薄區域減小至0.158 mm。因此，較低成形速度有利于提高純鉭外殼筒形件壁厚分布的均勻性，降低拉裂的風險。

4.2.2 成形速度對拉深件溫度場的影響

在拉深過程中，筒形件與凹模表面產生相對滑動，摩擦功轉變成熱能，坯料發生塑性變形，塑性變形功轉變成熱能。在塑性變形大的區域，這兩方面的熱能將使接觸界面溫度升高，因此高速拉深過程應變率效應所致溫升效應對純鉭薄壁構件拉深成形表面質量的影響不可忽略。

靠近筒形件頂部開口區域在拉深過程中發生了增厚，厚度是逐漸增大的。凸模下行時，該區域增厚的筒壁與凹模圓角稍往下的凹模直壁發生擠壓和摩擦，在多次拉深中，熱量累積導致溫度升高，所以從級進拉深最終模擬結果可見，溫度最高的區域為筒形件頂部區域，如圖18所示。可以發現速度越大，應變率和應變越大，溫度越高；1000 mm/s速度下的溫度達到了267.3 ℃，該溫度是摩擦功與塑性變形功共同作用的結果。與級進拉深實驗結果進行對比分析可知，仿真所得的筒形件高溫分布區域與后續的級進拉深實驗中出現的嚴重表面缺陷的區域基本符合。

5 高速級進拉深成形實驗

5.1 實驗工裝及實驗條件

采用公稱壓力50 kN的S5型伺服沖床開展拉深實驗。實驗材料為厚0.2 mm的電子束熔煉軋制退火純鉭薄板，拉深實驗參數如表7所示，所用坯料直徑經過工藝計算為19.4 mm，使用線切割設備制備。凸模和凹模表面粗糙度Ra=0.8，第1級到第4級的凸模、凹模圓角半徑取值與表7數據保持一致。級進拉深模實物安裝如圖19所示。

本文選取5，100，300，400 mm/s不同拉深成形速度開展級進拉深實驗。壓邊板彈簧可提供的最大壓邊力在200 N左右，在不添加潤滑劑的情況下進行級進拉深，分別得到不同速度下的第1級半成品、第2級半成品、第3級半成品以及最后一級的完整沖壓件，實驗所得筒形件拉深樣品如圖20所示。

5.2 實驗結果分析

5.2.1 成形速度對拉深件壁厚分布的影響

使用VHX-2000超景深三維顯微鏡對拉深件目標區域壁厚分布進行觀測，選取不同成形速度下級進拉深件樣品壁厚進行三次測量并取均值繪制曲線，測量位置及測量結果如圖21所示，其中標號數字代表的區域與圖16一致。

由圖21可知，在恒速模式下，厚度減薄區域均在標號2、3、4三處位置，即底部圓角到直壁中部這部分板料厚度是減小的，標號位置壁厚整體隨成形速度增大而減小；成形速度為400 mm/s時，標號3底部圓角與直壁相切位置減薄率最大，為18.5%，是最容易發生破裂的部位；而成形速度為5 mm/s時，該處位置的減薄率僅有9%。由此可見，高速拉深對工件整體壁厚影響較大，會使得工件的壁厚分布均勻性變差，增加破裂的風險。一般情況下拉深件拉深后危險斷面處厚度減薄率在30％之內則拉深件為合格。盡管高速下筒形件壁厚均勻性變差，但是純鉭薄壁構件高速拉深成形較好，所設置的400 mm/s的成形速度下均能完整拉深，這可能與純鉭的良好塑性以及拉深過程中產生的摩擦熱和塑性熱有關系［18］。

成形速度400 mm/s條件下，模擬和實驗的筒形件壁厚分布如圖22所示。實驗測得壁厚相比仿真結果整體上偏小，這是由于仿真設定板料厚度為0.2 mm，而通過測量發現板料原始厚度存在偏差。仿真結果與實驗中壁厚分布規律基本相符。

5.2.2 成形速度對拉深件微觀組織的影響

使用金相顯微鏡對400 mm/s、200 mm/s速度下的級進拉深件最終筒壁和圓角處組織形態進行觀察，觀測結果如圖23所示。

由仿真結果可知，本文冷拉深時最高溫度在523 K左右，而電子束熔煉鉭再結晶溫度在900 K左右，故純鉭薄壁構件的級進拉深過程中材料的金相組織沒有發生變化，發生變化的只有組織的形態和大小。隨著拉深的進行，筒壁晶粒受拉伸變長，與圓角和筒底區域的晶粒形態的差別比較明顯。此外，無論成形速度大小，筒壁晶粒形態和大小幾乎沒有差異，均為拉伸變長。

6 結論

本文分析了純鉭薄板動態力學性能，對純鉭電容器外殼級進拉深成形過程構件壁厚及減薄情況、接觸壓力、溫度場隨成形速度變化的演變規律進行了研究。具體結論如下：

（1）動態加載下，鉭薄板的動態屈服強度均遠高于準靜態下的屈服強度。在600～3000 s-1應變率范圍內，純鉭薄板屈服強度具有明顯的應變率強化效應；在600～1000 s-1應變率之間，鉭金屬的流動應力對應變率的敏感性不高；但在1000～3000 s-1應變率范圍下，流動應力對應變率較為敏感，隨應變率增大，屈服強度整體呈上升趨勢；應變率超過3000 s-1時，將出現較強的絕熱效應，造成熱軟化，這是造成應力下降的原因之一。

（2）高應變率加載下，純鉭薄壁試樣斷裂形式為剪切斷裂。整體上看，高應變率加載會使得純鉭材料變形部分硬度明顯增大，而在高應變率的部分范圍內，材料硬度會隨著應變率增大出現小幅下降。

（3）成形速度增大時，純鉭薄壁構件級進拉深成形最大減薄情況同時出現在底部圓角與直壁相接的區域及筒壁靠近中間位置。級進拉深件壁厚與壁厚分布均勻性整體均隨速度增大而變小。

（4）級進拉深成形速度對溫度影響較大，成形過程中，溫度較高區域為筒形件的筒壁中部及以上區域，成形速度越大，溫度越高。高速拉深對工件整體壁厚影響較大，會使得工件的壁厚分布均勻性變差，增加破裂的風險。

（5）拉深過程中，筒壁材料內部組織只有形態和大小的改變，隨著拉深的進行，晶粒受拉伸變長，且圓角和筒底區域的晶粒形態相近；在實驗速度范圍內，無論成形速度大小，筒壁晶粒形態和大小幾乎沒有差異。

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（編輯 王艷麗）

作者簡介：

徐 騰，男，1988年生，博士、副研究員。研究方向為金屬塑性成形理論、工藝及設備，超聲振動沖壓成形， 伺服沖壓成形。 E-mail：tengxu@szu.edu.cn。

龔 峰（通信作者），男，1982年生，教授、博士研究生導師。研究方向為塑性成形工藝及理論、先進光學制造工藝與裝備。 E-mail：gongfeng@email.szu.edu.cn。