高強(qiáng)高韌鋁合金厚板是現(xiàn)代航空、航天、船舶制造及交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域必不可少的重要結(jié)構(gòu)材料[1]。如7xxx系高強(qiáng)鋁合金是生產(chǎn)高性能鋁合金預(yù)拉伸板的主要材料，在材料熱軋成形過(guò)程中，變形量超過(guò)80%才能保證厚板中心變形充分，完全從鑄造組織轉(zhuǎn)化為加工組織，從而增強(qiáng)板材的整體性能[2]。但是受現(xiàn)有軋機(jī)開(kāi)口度及坯料原始厚度的限制，目前普遍采用的同步軋制很難使坯料達(dá)到80%的變形量，造成軋板表面和中心的變形、組織和性能的不均一，產(chǎn)品殘余應(yīng)力過(guò)高等問(wèn)題，嚴(yán)重影響板材使用壽命和安全性。
為了在不增加總壓下量的前提下達(dá)到提高板材總變形率，鋁合金加工廠家探索了新型的異步軋制方法，通過(guò)在軋制過(guò)程中保持上、下軋輥的表面線速度不同，使變形區(qū)內(nèi)形成“搓軋區(qū)”，達(dá)到增加芯部變形目的。但由于異步軋制過(guò)程中軋件上下端面的變形量不相同，在應(yīng)力的作用下軋制完成后軋件會(huì)在出口側(cè)出現(xiàn)翹曲的現(xiàn)象，翹曲嚴(yán)重時(shí)會(huì)影響軋板進(jìn)入下一軋制道次，甚至?xí)p壞軋機(jī)[3-7]。2001年，荷蘭Corus研究中心提出了蛇形軋制方法，其實(shí)現(xiàn)方式是將異步軋機(jī)的慢速一側(cè)軋輥在軋制方向上向出口方向進(jìn)行一定量的錯(cuò)位，有助于減小軋板的彎曲[8]。蛇形軋制為加工超大厚度鋁合金預(yù)拉伸提供了新思路，然而蛇形軋制是一種典型的非均勻塑性變形過(guò)程，變形過(guò)程中各種條件都會(huì)對(duì)板材的組織和性能造成影響。為了優(yōu)化蛇形軋制工藝精確控制板材的組織和性能，需要通過(guò)數(shù)值模擬研究蛇行軋制過(guò)程中軋板不同位置金屬的流動(dòng)變形規(guī)律。
1 蛇形軋制工藝
如圖1所示為蛇形軋制工藝示意圖，蛇形軋制與同步軋制相比，其主要區(qū)別在于蛇形軋制過(guò)程中，上、下軋輥轉(zhuǎn)速不同(Vm < Vk)，且與異步軋制相比，慢速側(cè)軋輥中心向軋制出口方向有一定的錯(cuò)位量S。
圖1蛇形軋制示意圖
Fig.1 Schetch map of snake rolling
由于蛇形軋制過(guò)程中軋輥線速度不同，上、下軋輥的中性點(diǎn)位置向不同方向移動(dòng)，快速軋輥的中性點(diǎn)向出口方向移動(dòng)，慢速軋輥的中性點(diǎn)向入口方向移動(dòng)。這樣就在上、下軋輥中性點(diǎn)之間的變形區(qū)內(nèi)形成一個(gè)上、下表面摩擦力方向相反的“搓軋區(qū)”?！按贶垍^(qū)”使變形區(qū)中的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生了改變，變形區(qū)除了在豎直方向承受壓縮應(yīng)力，同時(shí)還在水平方向上承受剪切應(yīng)力，使得板材同時(shí)產(chǎn)生壓縮應(yīng)變和剪切應(yīng)變。剪切應(yīng)變有助于將變形向板材中心深入，同時(shí)增加板材的總變形量，改善軋板組織均勻性。錯(cuò)位量S將會(huì)對(duì)軋板施加一個(gè)與軋板彎曲方向相反的作用力，有助于減小軋板的彎曲。與異步軋制相比，蛇形軋制具備異步軋制降低軋制壓力、增加了剪切變形、提高軋制精度的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)還能克服異步軋制在厚板生產(chǎn)中軋板彎曲嚴(yán)重的難題。因此，新型的蛇形軋制技術(shù)從理論上分析可解決超大厚度高強(qiáng)高韌鋁合金預(yù)拉伸板軋制的難題，并可用于改進(jìn)其它用途的厚板、超厚板的軋制工藝。
2蛇形軋制過(guò)程有限元模型的建立
鋁合金厚板蛇形軋制過(guò)程金屬的流動(dòng)變形可以簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，有限元模型采用二維計(jì)算模型。采用剛塑性有限元法，在計(jì)算過(guò)程中忽略上、下軋輥和軋板的彈性變形，考慮軋板變形和傳熱的耦合影響。
鋁合金熱軋過(guò)程中軋板的換熱主要有三種形式，分別為：對(duì)流換熱、輻射換熱和接觸傳熱。軋板與環(huán)境氣體之間的換熱為對(duì)流換熱;軋板與未與軋板接觸的軋輥及軋機(jī)其它部分之間的換熱為輻射換熱;接觸傳熱主要發(fā)生在上、下軋輥與軋板的接觸區(qū)域之間。在模擬計(jì)算中分別通過(guò)施加相應(yīng)的傳熱系數(shù)來(lái)計(jì)算軋板的傳熱過(guò)程。
金屬的流變應(yīng)力反映了金屬發(fā)生塑性變形時(shí)所需要的負(fù)荷，受到變形溫度、變形程度、應(yīng)變速率等因素的影響。建立材料的流變應(yīng)力數(shù)學(xué)模型是對(duì)軋制過(guò)程進(jìn)行準(zhǔn)確模擬的前提條件。在高強(qiáng)高韌鋁合金蛇形軋制中采用的鋁合金材料為7150鋁合金，其流變應(yīng)力采用雙曲正弦函數(shù)來(lái)描述[9]，通過(guò)不同溫度、應(yīng)變速率下的單道次等溫壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果回歸出函數(shù)中的常數(shù)，從而建立7150鋁合金的流變應(yīng)力模型。
3 蛇形軋制過(guò)程中金屬的變形流動(dòng)分析
軋制時(shí)軋件內(nèi)金屬質(zhì)點(diǎn)的除了發(fā)生塑性變形流動(dòng)外，還受到旋轉(zhuǎn)軋輥的機(jī)械運(yùn)動(dòng)的影響，即軋制時(shí)金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)速度是上述兩種運(yùn)動(dòng)速度的合成。蛇形軋制過(guò)程中，由于上、下軋輥速度不同，其軋板中金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)也有自身的特點(diǎn)。
圖2所示為數(shù)值模擬所獲得的同步軋制和蛇形軋制中在軋板厚度方向上的速度分布云圖。從圖中可以看出，同步軋制過(guò)程中軋板上、下側(cè)金屬的流動(dòng)速度沿軋板中心線呈對(duì)稱分布;變形區(qū)內(nèi)在軋板中心線附近的金屬流動(dòng)速度最小，軋板上、下表面的金屬流動(dòng)速度較快;并且軋板變形區(qū)后的速度最大，未變形區(qū)的金屬流動(dòng)速度最小。蛇形軋制過(guò)程中，變形區(qū)內(nèi)軋板金屬流動(dòng)速度由下至上速度逐漸減小，在變形區(qū)后的金屬流動(dòng)速度同樣是由下至上逐漸減小。
圖2 軋制過(guò)程中金屬質(zhì)點(diǎn)速度云圖 (a)同步軋制;(b)蛇形軋制
Fig.2 Metal flow velocity during rolling process
在同步軋制過(guò)程中軋，板表面金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)速度等于軋輥線速度的豎直截面為中性面。中性面之后的區(qū)域?yàn)楹蠡瑓^(qū)，中性面之前的區(qū)域?yàn)榍盎瑓^(qū)。在蛇形軋制中，軋板上表面與上軋輥線速度相同的金屬質(zhì)點(diǎn)和軋板下表面與下軋輥線速度相同的金屬質(zhì)點(diǎn)之間的區(qū)域?yàn)榇贶垍^(qū)，在搓軋區(qū)之后的區(qū)域?yàn)楹蠡瑓^(qū)，在搓軋區(qū)之前的區(qū)域?yàn)榍盎瑓^(qū)。
在圖2(a)中，在軋板表面的B1、B2的流動(dòng)速度為1600mm/s，與軋輥線速度相同，即B1、B2分別為上、下軋輥的中性點(diǎn)，則B1-B2截面為中性面，中性面之前的區(qū)域?yàn)榍盎瑓^(qū)，之后的區(qū)域?yàn)楹蠡瑓^(qū)。在距離B1-B2截面之前和之后45mm分別取豎直截面C1-C2和A1-A2，C1-C2和A1-A2分別處在變形區(qū)的前滑區(qū)和后滑區(qū)。在圖2(b)中，B1-B2截面距上軋輥豎直中心線的距離與2(a)中B1-B2截面距上軋輥豎直中心線的距離相等，A1-A2、和C1-C2截面同樣與B1-B2截面的距離為45mm。圖2(b)中的A1-A2、B1-B2和C1-C2分別對(duì)應(yīng)于蛇形軋制的后滑區(qū)、搓軋區(qū)和前滑區(qū)。將不同截面上金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)速度作于坐標(biāo)系中進(jìn)行對(duì)比，分別如圖3、圖4和圖5所示。
圖3所示為同步軋制和蛇形軋制在A1-A2截面上的金屬流動(dòng)速度?？梢?jiàn)，在后滑區(qū)內(nèi)金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)速度都小于軋輥的線速度。在同步軋制中，軋板上、下部分的金屬流動(dòng)速度呈對(duì)稱分布，軋板中心線附近速度最快，軋板兩側(cè)表面以下30mm處金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)速度最快，軋板表面由于受到軋輥摩擦力的限制金屬質(zhì)點(diǎn)流動(dòng)速度比表面以下位置小。在蛇形軋制中，軋板下側(cè)的金屬流動(dòng)速度要遠(yuǎn)高于同步軋制，達(dá)到了1820mm/s，而在軋板中部及軋板下側(cè)金屬流動(dòng)速度略高于同步軋制。
圖3 A1-A2金屬流動(dòng)速度 (a)同步軋制;(b)蛇形軋制
Fig.3 Metal flow velocity along the A1-A2 direction
圖4所示為B1-B2截面上金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)速度曲線。同步軋制在中性面上的金屬流動(dòng)速度分布規(guī)律為，除了軋板上、下側(cè)表面由于受到摩擦力的限制流動(dòng)速度較慢外，其它位置的流動(dòng)速度都較快，并且軋板中心的金屬流動(dòng)速度最高，靠近軋板兩側(cè)的位置金屬流動(dòng)速度也較高，而在靠近軋板兩側(cè)到軋板中心的范圍內(nèi)的金屬流動(dòng)速度則比較低，但同樣高于軋板上、下側(cè)的金屬流動(dòng)速度。蛇形軋制在B1-B2截面上軋板下側(cè)表面附近金屬流動(dòng)速度最大，達(dá)到了1835mm/s，軋板上側(cè)表面金屬流動(dòng)速度最慢，為1714mm/s。軋板上、下側(cè)表面金屬流動(dòng)速度差達(dá)到了121mm/s。
圖4 B1-B2金屬流動(dòng)速度 (a)同步軋制;(b)蛇形軋制
Fig.4 Metal flow velocity along the B1-B2 direction
圖5所示為C1-C2截面上金屬流動(dòng)速度曲線。同步軋制在前滑區(qū)的金屬流動(dòng)速度分布曲線呈“M”形狀。軋板表面由于受到軋板摩擦力的作用因而金屬流動(dòng)速度最低，軋板表面附近的金屬流動(dòng)速度較高，而軋板中心的金屬流動(dòng)速度也較低。蛇行軋制在前滑區(qū)金屬的流動(dòng)速度沿軋板從下至上的方向逐漸減小。金屬在軋板下表面的流動(dòng)速度最大為1867mm/s，而在軋板下表面金屬流動(dòng)速度最小為1761mm/s。
圖5 C1-C2金屬流動(dòng)速度 (a)同步軋制;(b)蛇形軋制
Fig.5 Metal flow velocity along the C1-C2 direction
4結(jié)語(yǔ)
從同步軋制和蛇形軋制在不同截面的金屬流動(dòng)速度對(duì)比分析可以獲得，同步軋制軋板上、下部分金屬流動(dòng)速度沿軋板中心線呈對(duì)稱分布，在后滑區(qū)軋板中心金屬流動(dòng)速度最小，而在中性面和前滑區(qū)軋板上、下表面的金屬流動(dòng)速度最小。蛇形軋制過(guò)程中，在軋板不同截面上軋板上、下部分金屬流動(dòng)速度沿軋板中心線呈不對(duì)稱分布，軋板下側(cè)金屬流動(dòng)速度均高于軋板上側(cè)，除了在后滑區(qū)軋板中心位置金屬流動(dòng)速度最慢外，在搓軋區(qū)及前滑區(qū)軋板上側(cè)金屬流動(dòng)速度慢。
參考文獻(xiàn)：
[1]王祝堂. 鋁合金中厚板的生產(chǎn)、市場(chǎng)與應(yīng)用[J]. 輕合金加工技術(shù), 2005, 33(1): 1-20
[2]肖亞慶, 謝水生, 劉靜安, 等. 鋁加工技術(shù)實(shí)用手冊(cè)[M]. 北京:冶金工業(yè)出版社, 2005
[3]Gao H., Chen G. Asymmetrical cold rolling realized on plain mill for steel sheet by larser-textured rolls[J]. Iron and Steel, 1998, 33(3): 63-66
[4]Lee J. K., Lee D. N. Texture control and grain refinement of AA1050 Al alloy sheets by asymmetric rolling[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2008, 50: 869-887
[5]Lu J. S., Harber O. K., Schewenzfeier W., Fischer F. D. Analysis of the bending of the rolling material in asymmetrical sheet rolling[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2000, 42: 49-61
[6]Ding Y., Jiang J. H., Shan A. D. Microstructures and mechanical properties of commercial purity iron processed by asymmetric rolling[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 509: 76-80
[7]Gao H., Ramalingam S. C., Barber G. C., Chen G. Analysis of asymmetrical cold rolling with varying coefficients of friction[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 124:178-182
[8]付垚, 謝水生, 熊柏青,等. 鋁合金蛇形軋制軋板曲率解析模型研究[J]. 稀有金屬，2011，35(6)，805-811
[9]Sellars C. M., Mctegart W. J. On the mechanism of hot deformation[J]. Acta Metallurgica, 1966, 14: 1136-1138
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編輯：中冶有色技術(shù)網(wǎng)
來(lái)源：北京有色金屬研究總院、有色金屬材料制備加工國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室
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