工艺参数对AA7075热冲压摩擦性能的影响外文文献翻译中英文翻译Word格式文档下载.docx

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研究静态和动态时效对AA6082合金磨损和摩擦行为的影响，发现要形成的材料的冶金条件会影响磨损率，但是这项研究仅限于相对寒冷的条件，测试温度低于140℃，对热冲压条件来说仍然相去甚远。

对于AA7xxx系列，研究仅限于与材料流动应力有关的方面[16]、冲压件的力学性能[17]，但目前还没找到摩擦学方面的研究。

本研究旨在探讨AA7075热冲压条件下，材料热处理对摩擦磨损和粘着磨损行为的影响。

重点比较在不同工艺参数即正压、滑动速度和温度下，常见T6热处理条件与高温变形时的溶解态。

本文分为三个部分：

在简要介绍行业参考案例的基础上，对调查的材料对象进行描述。

第二部分是实验室测试和实验的描述。

最后，在数值模拟实验的基础上，对实验结果进行讨论。

2.工业案例参考

工业工艺的参考是AA7075铝合金子航空航天和汽车上的热冲压。

不同的热冲压周期的例子可以在文献中找到[18]，主要的区别是在高温下（在电炉或煤气炉中超过480℃）保持坯料以获得合金元素的溶解（高达600s）的时间。

然后，在转移到冷模之后[7,18]，冲压步骤是使用冲压速度，从5mm/s到50mm/s来保持毛坯温度尽可能接近350-450℃。

最后，工件保持15s以保证板材淬火。

典型的应用压力范围为10-15Mpa，滑动速度范围为5-30mm/s[19]。

最终，对零件进行时效处理，在120℃下时效24h得到T6状态[20]。

在每个冲压周期中，板材都要使用特定的润滑剂进行热成形[21]，以减少由于模具磨损而产生的滑动助理和可能出现的缺陷。

3.材料

3.1金属板

商用铝合金AA7075在T6状态下以2.0（±

0.1）mm的厚度薄片提供。

表1列出合金的标称化学成分和在交付条件下的力学特性。

采用三维表面轮廓仪SensofarTMPluNexo，测量金属板表面粗糙度Sa=0.60（±

0.10）μm。

图1为未润滑（z1区）和润滑状态（z2区）试样的形貌。

表1AA7075的标称化学成分（wt%）和机械特性

图1未润滑（区域1）和润滑（区域2）试样表面形貌

3.2工具钢

工具钢等级为ENX38CrMoV5-1合金钢，其标称化学位置见表2。

对工具钢进行调质处理，使其表面硬度达到51（±

1）HRC的终值，这与高强度铝合金热冲压工艺中使用工具的特性一致。

该工具的表面制造获得最终表面粗糙度Sa=0.019（±

0.005）μm，并通过3D轮廓仪进行验证。

图2（a）为模具形状和滑动面的形貌，图2（b）为沿χ、у方向的平均粗糙度。

根据参考工艺条件实现了表面纹理的定向。

表2ENX38CrMoV5-1钢的标称化学成分（wt%）

图2（a）EXX38CrMoV5-1模具的表面形貌；

（b）沿主轴的表面轮廓

3.3润滑剂

根据工业实践选用的润滑剂是可商用的粘结剂L-GPAquadag，它是由分散在水基触变凝胶中的石墨粉末组成。

90%的石墨颗粒的最大粒径小于1μm。

当在93-177℃的温度下应用于金属薄板时，形成一种完美地附着在表面的润滑剂薄膜。

为达到最佳使用效果，该润滑剂在脱矿化水中按15%的比例稀释，通常采用喷涂技术[18]。

图1表示润滑样品和润滑区域的形貌（样品的z2区域）。

润滑剂的应用不会改变金属片样品的峰高，因为喷射的液体倾向于填满表面的沟谷。

4.实验

4.1实验的程序

为了研究材料热处理和工艺参数对AA7075热冲压件粘着磨损的影响，进行了不同材料和摩擦学试验。

首先对处于T6硬化状态（交付条件）的铝合金试样进行热硬度测试（HHT），然后对其进行增溶热处理，以检测材料性能的变化，并评估及金属板上机械性能的均匀性。

然后，通过高温拉伸试验（HTTT）获得了不同热处理条件下的流动应力曲线，并对用于研究材料与模具微观接触的有限元（FE）材料模型的本构参数进行了标定。

最后，在两种不同的热处理条件下进行热平板拉伸试验（HFSDT），考察温度、压力和滑动速度等主要工艺参数的影响。

具体的实验设置和实验方案如下。

4.2热硬度测试（HHT）

高温下的洛氏表面硬度测试是使用Instron-WolpertRockwell2000热硬度计进行的，配有电炉，可在750℃下进行测试。

分别再T6和溶解条件下对10.0×

10.0×

2.0（±

0.1）mm样品进行测试。

在室温、200（±

2）℃、250（±

2）℃、300（±

2）℃和350（±

2）℃五种温度条件下，使用总负荷为15kgf的1/8"

钢球进行HR15W试验，由于材料强度急剧下降，无法在较高温度下进行试验。

加载周期为初始加载F05秒，恢复压头的弹性变形，再加载F110秒。

每次试验后用乙醚清洗压头。

表3为测试数据的详细信息。

表3HHT的实验方案

4.3热拉伸测试（HTT）

对狗骨样品进行高温拉伸试验[22]，测量长度为50.0（±

0.1）mm，宽度为12.5（±

0.1）mm，厚度为2.0（±

0.1）mm，激光切割于切割的薄片。

使用MTS-32250KN测功机对试件进行测试，该测功机配有30KW高频发电机和前端加热炉。

由于K型热电偶点焊在试样计中部，所以在整个试验过程中温度被控制在闭环状态。

形变场周期由一个加热步骤的升温速率30℃/s（±

1）测试温度，分别为200（±

5）℃、250（±

5）℃、300（±

5）℃、350（±

5）℃、400（±

5）℃和450（±

5）℃，紧随其后的是一个保持时间为10s允许适当的温度均匀化和最终应用程序的拉伸变形到断裂应变率等于0.1s-1。

表4为测试参数的详细信息。

表4HTT的实验方案

4.4热平板拉伸试验

在图1所示的AA7075试样上进行高温平板拉伸试验，试验条件为交付状态和溶解状态。

每个样品都是通过专门开发的喷涂装置润滑的，使所有产品应用可靠且可重复[25]。

沉积前用短波红外线将每个试样加热至110（±

3）℃，因此一旦喷上润滑剂，水组分蒸发，石墨元素附着在表面。

涂层试样在z2区域的形貌，此处沉积1.5（±

0.2）g/m2的润滑剂。

图3（a）HFSDT装置；

（b）试验过程中负荷和热循环的方案

图3（a）为描述的热平板拉伸试验[23,24]。

试样夹在热台上，使其在通过测压元件测得的受控法向力FN作用下滑动。

工具的接触面设计为336mmm2,外周拟合半径为2.0（±

0.1）mm（见图2）。

由于摩擦系数仅为试样一侧的接触系数，摩擦系数计算公式为：

μ=FT/FN

（1）

其中FN和FT分别为模具施加的法向力和试样滑动过程中测得的切向力。

在整个试验过程中，通过传导加热来控制试样的温度，加热速率为5（±

1）℃/s，试样在试验温度下的保温时间为10s。

图3（b）为热循环和负荷循环的应用情况，表5为HFSDT试验方案。

表5HFSDT的实验方案

5.结果和讨论

5.1机械行为

图4为5种不同温度下的硬度测试结果。

正如预料的那样，T6热处理条件下的表面硬度值高于溶解材料，两种情况下的平均差异均为16%。

在这两种情况下，当温度高于250℃时，AA7075的温度会突然下降。

由于材料表现出的低屈服强度，未对350℃以上的温度条件进行测试。

图4在不同测试温度下的硬度

图5（a）和（b）分别显示在T6条件下的流动应力行为和在六种不同测试温度、应变速率为0.1s-1的溶解条件。

在这两种情况下，测试温度越高，流动应力行为越低，溶解材料的应力值越低。

在温度为300℃和350℃以上时，T6和可溶性材料的流动应力值相似。

图5（a）T6中AA7075的流动应力；

（b）溶解条件

最终抗拉强度（UTS）的变化趋势相同，其值如图6所示。

温度越高，析出物的溶解强度越高，使力学差异与350℃以上的温度无关。

图6UTS在不同测试温度下工作

5.2摩擦系数（COF）

图7显示在两种不同测试条件且没有（a）和有（b）摩擦的情况下，摩擦系数（COF）与测定行程间的关系。

在（a）的情况下，经过从静态摩擦过渡到动态摩擦的初始峰值后，COF在整个测试行程中是稳定的，没有任何粘附现象，如图7（a）所示。

相反，在（b）情况下，随着相关磨损和材料从金属板转移到模具表面，COF急剧增加。

图7在没有（a）和有（b）摩擦的情况下，COF与测定行程间的关系

图8总结了4.4节提出的实验方案进行的HFSDT的结果，显示出COF在不同正压和滑动速率下随温度的变化。

虽然溶解后的试样的COF值较低，粘着现象较少，但是两种热处理条件下的COF变化趋势相似，都是在300℃下开始减小，在较高温度下，相关粘着现象减少。

在工艺参数中，滑动速率对材料附着力的影响大于正压，使材料磨损开始向较高工艺温度发展。

图8不同滑动速度和正常压力下的COF与温度的关系

（a）10mm/s-5Mpa，（b）10mm/s-10Mpa，（c）50mm/s-5Mpa，（d）50mm/s-10Mpa

从T6的情况看，350℃以上对材料附着力影响更大，因为COF增加到大于1时，意味着在界面处发生严重的塑性变形。

在可溶性条件显示COF减少到400℃，材料的起始附着为450℃以上,测试的滑动速度为50mm/s，正压为5Mpa时，未出现任何磨损（见图8（c））。

在所有测试条件下，350-400℃时，COF最小值为0.2。

在固溶热处理条件下发现,较低的附着力可用T6条件下析出物的存在及其与模具材料的化学亲和力解释。

图9与T6（a）和溶解（b）条件下光学显微镜得到的AA7075的微观结构进行对比:

前者显示出大量的沉淀物，因溶解处理而完全溶解，见图9（b）。

图9在T6（a）和溶解（b）条件下AA7075的微观结构

用分散扫描电子显微镜（SEM-BSE）和能量弥散x射线分析（EDX）对T6条件进一步分析，如图10所示。

对材料在表面的不同位置进行局部分析，如图10（a）中P1、P2、P3所示，分析化学成分：

P1为基体铝合金的代表（图10（b））；

P2中白点代表铁基沉淀物（图10（c））[25,26]，而位于深灰色区域的P3则代表由化学光谱中的峰高亮显示的硅基沉淀物（图10（d））[25,26]。

由于这种沉淀物类似于模具钢等级的元素，在高温、高压下，化学亲和力被认为是决定局部粘着磨损的原因之一。

在可溶性合金中，析出物完全溶解在铝基体中，即使在高温下，附着力的影响也较小。

图10

（a）用SEM-BSE和EDX在T6条件下对AA7075进行化学分析；

（b）基体材料；

（c）铁基沉淀物；

（d）硅基沉淀物

5.3摩擦学的行为

用三维表面轮廓仪对模具表面进行分析，研究磨损表面的形貌。

图11为在350℃、滑动速度为10mm/s、正压为10Mpa的实验中，T6铝与模具表面的粘附情况。

模具的接触表面因两种不同类型的附着力而令人感兴趣：

前部（图中z11区域）提出以长材料条纹与滑动方向一致的形式进行更大的物质转移，达到最大高度为20（±

5）μm。

相反，在后部（图中z12区域）显示局部焊接材料沿冲程方向排列的一些小且不连续的区域。

在这种情况下,粘附材料的最大高度小于10（±

附着力的两个区域的磁强化如图11（c）所示，其中峰的形状和长度明显不同。

图11

（a）在350℃、正压为10Mpa、滑动速率为10mm/s的情况下，测试后的模具表面；

（b）模具表面形貌

图12（a）为T6工况下350℃、滑动速率为10mm/s、正压降至5Mpa时的模具表面形貌。

在这种情况下发现粘着磨损,但模具定位在一个小区域的转移焊接材料的最大高度等于25（±

图12（b）为沿x轴方向的表面轮廓，其中包含滑动过程中产生的粘附材料的峰值。

结果表明，接触压力的影响与磨损表面的扩展有关:

压力越大，粘着区域越大，而在低正压下，材料在模具表面的转移集中在很小的区域。

图12

（a）正压为5MPa，滑动速度为10mm/s,350℃试验后模具表面形貌；

（b）粘附材料的轮廓

粘接剂磨损机理示意图如图13所示:

施加切向载荷和法向载荷（图中分别为FT和FN）后，各峰值局部接触，破坏润滑层（I）。

随着滑动的进行，在接触峰处的应力决定了局部塑性应变和温度的升高，导致材料软化和增强化学亲和力（II）。

该润滑剂最初沉积在表面的沟谷中，但由于是固体沉积，所以不能保证接触区域的温度冷却。

因此，铝在接触峰处开始塑性变形直至断裂，其数量由施加的正压（III）决定。

然后，铝的小颗粒从带材中分离，粘附在模具上。

转移的铝，由于塑性变形而硬化，增加了模具的表面粗糙度，为材料的进一步积累创造了抓地力（IV）。

冲程越长，正压越高，滑动方向上的粘结越长，其形貌与图11中z11区域相似。

图13粘结机理

图14为不同滑动冲程下粘着的铝颗粒。

图14（a）和（b）表示在测试行程开始时在模具表面能找到的材料小颗粒，与图13中描述的步骤Ⅲ对应。

在滑动方向为20µ

m、平均长度和宽度低于10µ

m时，形状是细长的。

由于其机械强度高，这些新的峰改变了模具的表面粗糙度，代表铝附着力增长的临界点。

图14（c）显示粘结的累积，图14（d）显示磨损的连续形态，这在较大的笔画中是很明显的。

图14不同放大倍数下刀具表面的AA粘结表现出不同的区域，即:

（a）（b）未累积的AA小粘结；

（c）AA累积粘结；

（d）形态连续的AA累积粘结

图15（a）和（b）分别显示被转移材料在粘着力早期的形貌和横向X方向的对应剖面。

这些峰有一个高度约1µ

m和一个典型的宽度小于10µ

m。

图15（a）刀具表面显示初始粘结的形貌；

（b）相对于刀具

的粗糙度沿不同截面的粘结轮廓

6.有限元分析

采用有限元分析，研究在相同的试验条件下，金属薄板的热、力学效应及其在微观尺度上对材料性能的影响。

该数值模型是用ForgeNXT2.0TM软件开发的。

金属条和模具标本的部分接触表面是20×

20µ

m的实体模型：

金属板作为弹塑性变形体,而模具则近似刚体。

几何形状是通过光学测角仪进行测量获得的，见第5.3节，以便在微观尺度上准确描述接触的峰和谷。

根据公式

（2）描述的Hansel-Spittel模型，对材料行为进行建模:

σ是等价的流动应力,应变ε；

应变速率、温度、A、m1、m2、m3、m4、m5、m7、m8、m9是本构参数，根据4.3节对拉伸试验结果进行校准。

表6显示计算参数的值。

表6数值模型中采用Hansel-Spittel本构参数

A

m1

m2

m3

m4

m5

m6

m7

m8

T6

8235

-0.0053

0.0042

-0.0051

-0.0373

6.6679

-0.3396

可溶性

8467

-0.0044

0.0078

0

-0.0037

-0.0178

3.9857

-0.4627

根据库仑定律建立了管材与模具之间的边界摩擦条件，即:

其中，τ为切向应力,σn为正常压力,ΔV为相对速度,σ0为材料屈服应力。

在热参数中，用传热系数（HTC）为2000W/m2K的模具模拟热通量[27]。

图16为在350℃、10mm/s和10Mpa条件下的温度和局部应力数值结果。

结果表明，应力主要集中在两体接触的峰值处，局部应力集中区域与冲程开始时转移材料尺寸一致。

当地气温上升影响局部塑性变形,这就等于在40℃时冲程达到80µ

m,见图16（c）和（d）。

数值足够高,减少材料流动应力从100MPa降到50MPa（见图5）,使得铝粒子更容易从带状物向模具表面转移,影响在T6状态下的相关的化学亲和力,已在5.2节讨论过。

图16

（a）接触峰；

（b）正压；

（c）在20µ

m冲程后的温度；

（d）在80µ

m冲程后

7.结论

本文对AA7075铝合金薄板热冲压件的粘着磨损进行了实验和数值研究。

通过在滑动速度为50mm/s、200-450℃范围内进行拉伸试验，研究固相石墨对溶解和T6材料条件下的润滑作用。

结果表明：

（1）在所有试验条件下，溶解试样的摩擦系数值较低，粘着现象较少；

（2）两种热处理条件的摩擦系数随温度的变化趋势相似，其特征是温度在300-350℃之间的变化最小；

（3）在工艺参数中，滑动速度对材料附着力的影响大于正压，使磨痕开始向较高的工艺温度移动；

（4）与模具钢等级相似的化学成分，能增强AA7075在T6中析出物的亲和力，有助于粘着磨损；

（5）材料的附着力与法向压力的关系较弱，其主要作用是磨损表面的延伸；

（6）由于在峰值接触处应力水平显著，塑性变形可能导致局部温度升高。

随着材料流动应力值的降低，使材料更容易从AA带转移到模具表面。

参考文献

[1]A.E.Tekkaya,N.B.Khalifa,G.Grzancic,R.Hö

lker.轻金属零件的成形:

对新技术的需求.ProcediaEng,81（2014）28–37.

[2]S.Polak,P.Skwarskia,M.Zwierzchowskia,W.Chorzę,J.Krawczyka,M.Skwarskia,

M.Zwierzchowskia,W.Chorzępa.7075铝合金热成形.ProcediaEng,207（2017）2399–2404.

[3]N.R.Harrison,S.G.Luckey.从高强度铝板AA7075热冲压b柱外部.SAEInt.J.Mater.Manuf,7（3）（2014）567–573.

[4]H.Wang,Y.Luo,P.Friedman,M.Chen,L.Gao.高强度铝合金AA7075的热成形性能,译.NonferrousMet.Soc.China,22（2012）1–7.

[5]M.Rajamuthamilselvan,S.Ramanathan.7075合金的热变形行为.J.Alloy.Compd,509（2011）948–952.

[6]K.Mori,P.F.Bariani,B.A.Behrens,A.Brosius,S.Bruschi,T.Maeno,M.Merklein,J.Yanagimoto.超高强度钢件的热冲压.CIRPAnn.Manuf.Technol,66（2017）755–777.

[7]J.Zhou,B.Wang,J.Lin,L.Fu,W.Ma.侧门冲击梁铝合金热冲压成形缺陷,译.NonferrousMet.Soc.China,24（11）（2014）3611–3620.

[8]M.D.Hanna.Tribological.铝和镁薄板高温成形的评价.Wear,267（2009）1046–1050.

[9]G.Li,X.Long,P.Yang,Z.Liang.冲压成形摩擦的研究进展.Int.J.Adv.Manuf.Technol,96（2018）21–38.

[10]A.Ghiotti,S.Bruschi,F.Medea.铝合金薄板热冲压件的起始磨损.Wear,376（2017）484–495.

[11]Y.Liu,Z.Zhu,Z.Wang,B.Zhu,Y.Wang,Y.Zhang.6061铝合金高温下的流动与摩擦性能及b柱的热冲压试验研究.Int.J.Adv.Manuf.Technol,96（2018）4063–4083.

[12]F.Medea,A.Ghiotti,S.Bruschi.AA1050合金冷锻过程中温度对有机润滑剂的影响.ProcediaManuf,5（2016）308–318.

[13]J.Pujiante,L.Perlcastre,M.Vilaseca,D.Casellas,B.Prakash.铝合金-工具钢摩擦片在不同温度下的磨损磨损机理研究.Wear,308（2013）193–198.

[14]E.Huttunen-Saarivirta,L.Kipli,T.J.Hakala,J.Metsajoki,H.Ronkainen.刀具钢-铝合金摩擦材料在不同温度下的性能研究.Tribol.Int,119（2018）567–584.

[15]S.Das,L.Pelcastre,J.Hardell,B.Prakash.静态和动态时效对6082铝合金磨损和摩擦性能的影响.Tribol.Int,60（2013）1–9.

[16]W.Xiao,B.Wang,Y.Wu,X.Yang.AA7075在热拉伸变形过程中的流动行为和组织演变的本构模型.Mater.Sci.Eng,712（2018）704–713.

[17]K.Omer,A.Abolhasani,S.Kim,T.Nikdejad