全国服务热线
0512-6883-0001
18016327626
镁合金薄板在高温下的硬化性能及其力学性能及其在失效分析中的应用:失效分析

摘要:根据100°C下测得的简单拉伸试验数据,对AZ31B镁合金薄板(厚度为0.5mm)的力学性能进行了各向异性,随温度变化的硬化(包括其变质)和应变率敏感性的表征,第一部分中分别为150°C,200°C和250°C。对于各向异性,沿三个(滚动,横向和中间)方向进行了简单的拉伸试验,以校准Hill1948的屈服函数。对于与温度有关的硬化,基于反向标定方法,在数值上表征了超过均匀伸长极限的硬化及其变质(或软化)行为,其中还考虑了应变速率敏感性。对于表征过程中涉及的所有简单拉伸测试,通过应变局部化确定了机械性能,可以正确预测失效。最终,在作为NUMISHEET2011会议的基准问题而开发的十字形杯形拉拔试验中,第一部分中描述的机械性能最终应用于第二部分中,通过应变局部化来分析失效[1]。结果表明,具有硬化劣化的机械性能可以正确地预测失效,而没有劣化(按照常规惯例获得)的硬化则不能正确预测失效,这证实了在拉伸性能表征中包括硬化劣化的重要性,特别是通过应变局部化来预测成型失效。

关键词:镁AZ31B合金薄板。硬化变质(软化)。反校准。热成型。十字形杯子拉伸试验

介绍

由于镁板的轻质性将提高燃油效率,因此人们为在汽车工业中利用镁板做出了巨大的努力。然而,它们在室温下的可成形性差是其全面应用的主要障碍。克服镁合金薄板成型性差的最普遍做法是在高温下成型产品,因为随着附加滑移面的激活,其成型性显着提高[2]:镁合金薄板的热成型(温度成型)。在较早的工作中,已针对等温条件下的深冲实验对诸如冲头速度和成型温度之类的工艺参数进行了实验优化[2-4]。后来,考虑到部分加热的毛坯夹和冲头以改善成形性能,实验过程的优化已扩展到非等温条件下的深冲试验。最近,为了提高工艺优化程序的效率,已将基于有限元方法的计算方法与实测成形极限图(FLD)结合使用,用于各种形状的拉伸试验,例如圆形[6],正方形[7],8]和十字形[9]杯子。作为FLD的替代方案,还利用了Cockcroft-Latham[10],Brozzo[11],Ayada[12]和Oyane[13]提出的经验断裂准则[14]。

在平面应力条件下的典型的薄金属板成型过程中,无论是否存在严重的应变局部化,薄板成型都会失败。对于应变局部化的情况,用成形极限图来衡量薄板突然出现严重应变局部化的倾向性来代替断裂标准,而对于没有应变局部化的情况,则需要采用断裂标准来评估成形失败。作为动量原理和本构律[15,16]的数学结果(边界值问题),严重的应变局部化高度依赖于两个机械特性:硬化和应变率敏感性,这将应变局部化程度降低值变大。然而,当受到薄型变形时,由于微空隙的发展,通常在均匀的伸长极限之后发生片材的硬化劣化(软化)。在升高的温度下,软化变得更加严重,与动态恢复和动态重结晶有关的附加贡献[17、18、19],促进了应变局部化,而应变率敏感性显着增强,从而降低了应变局部化。因此,这两个主要特性在高温下彼此相对作用,以实现应变局部化。

在这项工作中,在第一部分中表征了厚度为0.5mm的AZ31B镁合金薄板的机械性能(包括这两个主要性能),而在第二部分中应用了这些性能以分析应变局部化的破坏。在十字形杯形图上进行的拉伸测试已成为NUMISHEET2011会议的基准问题[1]。为了预测应变局部化的破坏,在数值模拟中直接评估了应变局部化,而不参考(测量的)成形极限图。为了评估软化行为的影响,在有/没有软化行为的情况下进行了仿真。

属性表征

在该工作中考虑的薄板是厚度为0.5mm的AZ31B镁合金薄板(由HITACHI生产)。根据分别在100°C,150°C,200°C和250°C下测得的简单拉伸试验数据,对机械性能的各向异性,随温度变化的硬化(包括其劣化)和应变速率敏感性进行了表征。我(提到的细节)。对于各向异性,沿三个(滚动,横向和中间)方向进行了简单的拉伸试验,以校准Hill1948的屈服函数。表1列出了杨氏模量(E),屈服应力(YS)和R值随温度变化的各向异性力学性能(假设恒定泊松比为0.33),而随温度变化(但应变率不敏感)的各向异性表2列出了Hill1948收益函数的系数。

至于与温度有关的硬化行为和应变率敏感性,沿轧制方向进行了简单的拉伸试验,将其视为参考状态,并采用四种不同的拉伸速度(每种拉伸速度温度;因此,总共进行了16个不同的测试):8毫米/秒,0.8毫米/秒,0.08毫米/秒,0.008毫米/秒,分别对应于0.16/秒,0.016/秒,0.0016/秒,0.00016/s。考虑到标距为50mm的工程应变率对于每个不同的测试用例,重复进行三个测试,结果显示出良好的重复性。如图1所示,在第一部分中,采用了逆数值校准方法来分别表征四个温度和四个应变速率下的硬化曲线(这些曲线以表格形式应用于ABAQUS商业代码[20])。

表1各向异性力学性能

image.png 

故障分析

十字形杯子拉伸试验

对于利用基于第一部分中的反演方法表征的材料特性进行的失效分析,进行了针对NUMISHEET2011基准[1]开发的十字形杯状拉拔试验。工具的示意图如图2所示,而工具的具体尺寸和初始毛坯(八边形)如图3所示。该垫用于使杯子的底部保持平坦,并且所有工具部件由硬化工具钢SKD11制成。与毛坯接触的所有表面均为

表2Hill1948的各向异性系数 

image.png 

image.png

图1(a)100°C,(b)150°C,(c)200°C,(d)250°C时带(黑线)/不带(红线)软化的硬化曲线比较

 

研磨至表面粗糙度(Ra)水平小于5μm。在成型过程开始时,毛坯与所有工具接触:其下表面与冲头和毛坯保持器接触,其上表面与垫板(反冲)和模具接触。使用安装在工具内部的加热和冷却通道,在整个测试过程中工具的温度保持恒定(由图4所示的安装在工具上的热电偶确认)。认为工具的两个温度条件列于表3中:垫和冲头的温度为100°C(条件I)和150°C(条件II),模具和毛坯支架的温度条件为250°C。在毛坯中达到温度分布后通过将坯料放置在工具上2000秒钟(加热1600秒钟并保持此后的保持时间)而没有任何工具移动的稳定状态(通过数值模拟证实),冲头以0.15毫米/秒的速度向上移动18毫米。几乎是静态的。为了润滑,在工具和毛坯之间使用了BarriertaL55/2(高温润滑脂)。如图5所示,当模具静止时,毛坯保持力和垫力设置为线性增加。如图6所示,当冲头移动12.5mm时,在条件I下成功完成了杯成形,但在条件II下由于壁上的应变局部化而使成形失败。

图2十字形杯子拉伸测试的示意图(对称性的四分之一)

image.png 

图3(a)冲头和垫片(b)模具和毛坯支架以及(c)初始毛坯的特定尺寸(单位:mm)image.pngimage.png 

图4十字形杯子拉拔试验的布置

十字形杯子绘图模拟

有限元模拟包括两个阶段。在第一阶段,使用ABAQUS/标准代码[20]进行传热分析以达到坯料的稳态温度,然后在第二阶段使用ABAQUS/Explicit代码进行热机械成形模拟[20]。考虑对称性,两个阶段仅模拟了空白的四分之一。

表3温度条件

image.png  

图5毛坯保持力和垫力

对于第一阶段,采用具有七个集成点的四节点传热四边形壳单元(DS4),具有不同的网格尺寸(最小网格尺寸为0.3mmx0.3mm,以覆盖与角点接触的区域)。如图7所示。在确认数量进一步增加后不影响结果的情况下,确定了七个积分点。至于热性能,温度无关值是从文献[21]中获得,如表4所示。对于热边界条件,利用了与间隙有关的传热系数[22]:0.0〜4500W/(m2。°C),并且线性插值法(工具与坯料之间)的间隙为0.1〜0.0mm。工具的温度保持恒定,如表3所示。在此,未考虑空气与毛坯之间的热对流,因为毛坯大部分被工具覆盖,如图2所示。数值模拟证实获得了稳态工具达到表3中所列的目标温度后,分别在条件I和II的118s和109s后的坯料上。

image.png 

图6(a)条件I和(b)条件II的十字形杯子拉伸试验的实验结果

image.png 

图7毛坯的初始网格

对于第二阶段仿真,利用在第一阶段获得的稳态温度分布作为初始坯料温度,利用具有降低的积分(S4RT)和七个积分点的四节点热耦合壳单元。毛坯的网格分布和热性能以及热边界条件在第一阶段和第二阶段均相同,而所有工具均假定为刚体。使用自动质量缩放技术选项控制稳定的时间增量。非弹性热分数(塑性功的分数)

表4热性能[22,21]

image.png 

image.png 

图8冲头18mm时条件I的仿真结果(a)有软化的硬化数据和(b)没有软化的硬化数据

耗散转化为热量)假定为0.9。至于机械性能,则使用了基于Hill1948屈服函数(用于壳单元)的温度相关的弹塑性各向同性硬化模型。为了进行比较,使用了图1中所示的两个硬化数据(以表格形式表示):基于逆方法表征的硬化(具有软化),以及基于均匀拉伸率在均匀伸长极限内获得的另一个(未经软化)。常见的做法。关于摩擦系数,这里考虑到在高温下成形时摩擦系数可能会增加,而不是通常在室温下进行钣金成形时的润滑情况下使用的值0.1,而是取值为0.2。文献[23,24]中报道的镁合金薄板成形工艺,也因为该值导致了良好的冲压力预测,如图9所示。

对于条件I和II,模拟结果分别绘制在图8,图10和图11中,其中考虑了带有/不带有软化的硬化数据(此处所有图均为中表面的结果)。对于条件I的情况,两个硬化数据均导致成功的杯成形(没有任何元素的局部伸长),与实验一致(如图6a所示)。使用这两种数据模拟的冲压力也与条件I的实验非常吻合,如图9所示。对于条件II的情况,基于带有软化的硬化数据的结果表明,应变局部化是失败的(证实为严重拉长)网格(如图6b所示),而没有软化的数据无法预测应变局部化,从而验证了基于逆方法获得的数据。

对于条件II,使用第一部分第3.2节中的相同方法估算了具有严重应变局部化的破坏的开始。关键元素被确定为位于壁上,并且其十个相邻元素沿冲头移动方向排列(大约如图11a)所示,选择模拟的1.5毫米网格大小(如果实验完成)。如图12所示,跟踪了关键元素的有效应变及其相邻元素的平均有效应变的发展情况。结果表明,当冲头行程为时,随着软化的数据,出现了发生严重应变局部化的破坏。11.7毫米(当平均应变为0.43时,临界应变为1.51,它们的增量之比为30.0)。在实验中,失败发生在冲头行程为12.5mm之前(如图6所示,在刚开始的确切时刻停止试验机是不可行的),这与模拟结果相当吻合。如图6所示,在壁上模拟的起爆点与实验结果吻合良好。对于没有软化的数据,应变本地化直到冲程达到15mm时才发生(平均应变为0.57时,临界应变为如图12所示,它们的比率为0.82,它们的增量之比为1.43)。

image.png 

图9测得和计算出的冲模力(条件I)

图10冲头15mm时条件II的仿真结果(a)有软化的硬化数据和(b)没有软化的硬化数据

image.png 

图11对于(a)带有软化的硬化数据和(b)不带软化的硬化数据的条件II在11.7mm冲模冲床上的模拟结果

 

image.png 

image.png 

image.png

图12关键和相邻单元的有效应变及其增量之比

最后,请注意,所有四种情况的模拟结果均表明,压缩变形模式(带有增厚)主要发生在成型期间温度高于200°C的法兰区域(毛坯支座和模具的温度为250°C)),这可以忽略不对称的压缩硬化行为(与孪生引起的塑性变形有关),这主要是在150°C以下观察到的。

总结

根据测得的简单拉伸试验数据,可以得出厚度为0.5mm的AZ31BMg合金薄合金板的力学性能,其温度依赖性硬化(和软化)和应变速率敏感性在UTS点以外进行了数字表征,以利用第I部分中的反校准方法。利用第I部分中表征的力学性能,分析了应变局部化导致的十字形杯拉拔试验的破坏。在两种工具温度条件下NUMISHEET2011会议的基准问题。为了评估软化行为的影响,在有/没有软化行为的情况下进行了仿真,当正确考虑了软化时,故障预测是准确的,从而确认了其重要性。关于应变局部失效的判据,成功地采用了直接在数值模拟中评估应变局部而无需参考(实测)成形极限图的方法。此方法适用于典型的板材成型,在该板材中,应变位于薄化模式的整个范围内(包括单轴,平面应变和平衡双轴拉伸模式)。该方法对于此处的热成型情况特别有用,因为该方法不需要对温度较高的FLD测试数据进行实验测量,这是一项挑战,而且通常不可靠,涉及昂贵的工具设置。


转载请注明精川材料检测地址:www.jctest.vip

《上一页 下一页》