凌利月，唐建國，劉文輝，張新明，陳亮，鄧運來

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蛇形軋制對Al-Mg-Si合金板材剪切變形及織構影響的模擬

凌利月1，唐建國1，劉文輝2，張新明1，陳亮1，鄧運來1

(1. 中南大學材料科學與工程學院，湖南長沙，410083;2. 湖南科技大學機電工程學院，湖南湘潭，411201)

通過有限元模擬，探究蛇形軋制過程中異速比、錯位量和壓下量對AA6016鋁合金板材曲率的影響，并比較對稱軋制與蛇形軋制板材的厚向應變分布及軋制過程中的應變演變規(guī)律。研究結果表明：在一定異速比范圍內(nèi)(1.00~1.20)，異速比越大，軋板越向慢輥彎曲；錯位會引起軋板向上輥彎曲；壓下量越大，軋板越彎向慢輥，但上述結論在有錯位量、異速比小于1.05時并不成立。與對稱軋制過程相比，蛇形軋制過程中板材接觸剪切應力和應變呈對稱分布，整個軋制過程表現(xiàn)出上表層正應變較大、下表層正應變較小，切應變整體向上平移；等效應變則變化不大。蛇形軋制在板材整個厚度方向引入了剪切應變，因此，能夠獲得均勻的近似<111>//ND剪切織構。

AA6016鋁合金；蛇形軋制；剪切織構；有限元模擬

隨著經(jīng)濟的快速發(fā)展，汽車的普及程度越來越高，汽車工業(yè)帶來的能源短缺和排放污染愈加嚴重[1?3]。采用輕量化材料是實現(xiàn)降低能耗的重要途徑，而以鋁代鋼是實現(xiàn)汽車輕量化的最有效方法之一[4]。6000系鋁合金屬于熱處理可強化鋁合金，具有較高的強度、較好的塑性和優(yōu)良的耐腐蝕性，被看作是未來汽車車身板的理想材料[5]。但是，通過常規(guī)軋制方法生產(chǎn)的車身用鋁合金板材，其塑性應變比、杯突值和彎曲半徑均比IF鋼(Interstitial-Free Steel，無間隙原子鋼)的低。板材沖壓性能差是制約鋁合金板材性能的重要原因。板材的室溫成形性能特別是可以通過調(diào)控晶體學織構來提高[6?7]。HU等[8]的研究表明：對于面心立方(FCC)金屬，強的<111>//ND織構有利于提高，但鋁合金內(nèi){111}<110>滑移系特性和軋制的簡單變形特點決定了其軋制板材中難以形成<111>//ND織構。為了在寬幅鋁板中形成較強的<111>//ND織構，國內(nèi)外學者嘗試通過非對稱軋制方式在板材內(nèi)部引入剪切變形。異步軋制[9?11]、單輥驅(qū)動軋制[12]、異通道軋 制[13?14]、錐輥軋制[15]、槽壓制法[16?17]、連續(xù)剪切軋 制[18]等方法通過增加一些變形的非對稱因素(如上下軋輥異速、上下輥徑差、不同摩擦因數(shù))和剪切通道的引入等，在板材內(nèi)部引入強剪切變形來獲得<111>// ND剪切織構，從而提高鋁合金板材的成形性能。但以上非對稱軋制板材板形不易控制，難以應用于商業(yè)生產(chǎn)。本文作者通過采用蛇形軋制[19]的方法，即將軋機的上下軋輥水平錯位并調(diào)控它們的轉速比，在常規(guī)軋制變形模式的基礎上疊加剪切變形模式，以獲得較大的剪切應變分量，從而獲得<111>//ND織構。付垚等[20?22]對AA7150鋁合金板材進行了蛇形軋制實驗，當異速比固定不變時，隨著錯位量的增加，軋板彎曲程度先減小后增大。李學文[23]通過合理匹配異速比和錯位量，在蛇形軋制過程中獲得較平直的板材，同時相比常規(guī)對稱軋制沿板材厚向可獲得更均勻的剪切應變分布。然而，國內(nèi)外關于蛇形軋制過程中板材的織構演變的報道較少。本文作者以汽車車身用AA6016鋁合金為研究對象，通過有限元模擬，探究蛇形軋制異速比、錯位量和壓下量對板材彎曲的影響。比較蛇形軋制平直板材與對應壓下量下的對稱軋制板材的厚向應變分布，并探究軋制過程中板材表面接觸應力、各層應變變化情況。以不同厚度位置的位移梯度作為輸入?yún)?shù)，采用VPSC模型模擬軋制過程不同階段、不同厚度層的織構分布，研究蛇形軋制對板材厚度方向織構分布的影響。

1 有限元模擬

利用ABAQUS有限元模擬軟件構建二維有限元模型，使用ABAQUS/Standard求解器，采用靜態(tài)分析方法進行軋制仿真模擬。

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

2個軋輥半徑均為50 mm，設置屬性為解析剛體。板材設置為彈塑性屬性，長×寬為200 mm×25 mm。剛體錯位量為0，4和6 mm；所研究壓下量Δ為4，6和8 mm，分別建立不同錯位量與壓下量的有限元模型。為了避免軋板難以被軋輥咬入，非對稱軋制軋板的前端設計成與軋縫相匹配的形狀。網(wǎng)格劃分時，為保證板材單元在變形前沒有嚴重扭曲，提高后期剪切應變分析的準確性，對板材部件進行分割，具體分割位置如圖1所示。采用具有沙漏控制功能的平面應變減縮積分單元(CPE4R)對軋板進行網(wǎng)格劃分[23]。

圖1 蛇形軋制軋件分割示意圖

1.2 材料性能

軋板材料為AA6016鋁合金，力學性能見表1。采用各向同性、均勻的彈塑性材料模型，以單向拉伸試驗獲得的應力應變?yōu)閰⒖?，繪得真實應力應變曲線，如圖2所示。

表1 6016鋁合金的力學性能

圖2 真應力?真應變曲線

圖2中的黑色粗線由實際得到的數(shù)據(jù)繪得。為了避免真應變大于0.3以后的真應力缺失，通過非線性曲線擬合，得到圖中細線所示曲線，擬合函數(shù)為

1.3 接觸屬性和邊界條件

軋輥與軋板的摩擦在變形過程中起著重要作用。在軋制變形前，先建立一個軋輥與軋板穩(wěn)定接觸的分析步，使軋板可僅利用摩擦力被持續(xù)咬入。設置接觸摩擦方式為庫侖摩擦，摩擦因數(shù)為0.25。設置上、下輥的平移速度v和v均為0，固定下輥的旋轉速度下=1.57 rad/s，旋轉方向與上輥相反，上輥的轉速上可調(diào)。模型所選取的上輥輥速及其對應異速比V=上/下如表2所示。

表2 模型輥速參數(shù)

注：上輥輥速為正向，下輥輥速為反向。

2 有限元模擬結果與討論

2.1 蛇形軋制板材的彎曲行為

影響不對稱軋制板材彎曲的因素較復雜，異速比、錯位量以及壓下量均對板材彎曲行為產(chǎn)生影響。當錯位量=4 mm，壓下量6 mm，異速比V不同時，蛇形軋制模擬的可視化結果見圖3。由圖3可以看出：上、下軋輥輥速相等時軋制板材向上彎曲；異速比為1.10以上時軋制板材向下彎曲，而異速比為1.05時板材平直。

錯位量Δ=4 mm，壓下量Δh=6 mm

板材的平直程度可以用板材彎曲內(nèi)側的曲率來進行量化分析。規(guī)定板材向上彎曲時的曲率為正，向下彎曲的曲率為負。不同異速比、錯位量、壓下量對曲率的影響如圖4所示。

由圖4可以看出：異速比顯著影響軋制板材的彎曲程度；無論何種錯位量和壓下量，當異速比為1.00時，板材曲率均最大；隨著異速比增大，板材曲率均有減小，即向慢輥彎曲的趨勢；當錯位量為0時，顯然異速比為1.00時板材最為平直，曲率為0；隨著異速比增大，軋制板材漸漸向慢輥側彎曲，即曲率為負。

由圖4還可以發(fā)現(xiàn)：當異速比為1.00時，錯位量越大，曲率也越大，即錯位有引起板材向上彎曲的趨勢；但在大壓下量(Δ=8 mm)時，錯位增加對板材曲率的改變并不明顯；在其他異速比下，均有錯位越大板材曲率越偏向正值的趨勢，但在壓下量Δ=8 mm時，小的錯位量=0 mm曲線與=4 mm曲線重合，曲率變化一致?？傮w來說，錯位會引起軋板向上輥彎曲，但在大壓下量條件下，小錯位量對曲率的影響并不明顯。

壓下量對板材曲率影響較復雜。對于無錯位量(=0 mm)板材，壓下量越大，曲率越小，軋板越彎向慢輥。而當有錯位量、異速比小于1.05時，壓下量Δ= 6 mm板材的曲率最大，Δ=4 mm板材曲率次之，而Δ=8 mm板材曲率最??；當異速比大于1.10時，壓下量越大，曲率越小。

1—Δ=0 mm, Δh=4 mm; 2—Δ=4 mm, Δh=4 mm; 3—Δ=6 mm, Δh=4 mm; 4—Δ=0 mm, Δh=6 mm; 5—Δ=4 mm, Δh=6 mm; 6—Δ=6 mm, Δh=6 mm; 7—Δ=0 mm, Δh=8 mm; 8—Δ=4 mm, Δh=8 mm; 9—Δ=6 mm, Δh=8 mm。

2.2 蛇形軋制板材的應變分布

由圖4可知：蛇形軋制中異速比V=1.05，錯位量=4 mm，壓下量Δ=6 mm的板材曲率最接近0，最為平直。為了便于描述，將該參數(shù)條件下軋制的板材稱為蛇形軋制直板。選取該參數(shù)條件下的蛇形軋制和相應參數(shù)條件下的對稱軋制(異速比V=1.00，錯位量=0 mm和壓下量Δ=6 mm)的有限元模型，對應變和演變進行有限元模擬分析，并以此模擬結果作為VPSC模擬條件研究蛇形軋制對織構演變的影響。

在2種軋制板材的穩(wěn)定軋制區(qū)域分別選取任一列單元作為研究對象，各層位置用參數(shù)=2Δ/0(0為板材厚度，Δ為距中間層的距離)。厚向共分割成25個單元，從上而下依次編號1~25，用第1個和第25個單元分別表示板材最上層=+1.0和最下層=?1.0，第13個單元代表板材的中心層=0，第7個和第19個單元分別代表板材上次表層=+0.5和下次表層=?0.5。輸出各單元軋制結束后的正應變，切應變和等效應變，分布情況如圖5所示。

由圖5可知：軋制后蛇形軋制板材應變表現(xiàn)出非對稱分布；蛇形軋制板材上半部次表層以上部分 (＞0.5)的正應變略大于常規(guī)對稱軋制板材的對應部位的正應變，而在蛇形軋制板材上半部次表層以下部分(＜0.5)，正應變則小于對稱軋制板材對應部位的正應變，這在下表層表現(xiàn)尤為明顯(圖5(a))；蛇形軋制板材整體表現(xiàn)出上表層正應變較大，而下表層正應變較小的分布趨勢。

(a) 正應變；(b) 切應變；(c) 等效應變

與對稱軋制板材相比，蛇形軋制板材中的剪切應變分布曲線整體上移，板材心部(=0)也獲得了較大的剪切應變，整體的剪切應變都較大且分布厚度也遠比對稱軋制板材的厚度大。上、下表面單元的剪切應變受摩擦影響較大，其分布規(guī)律不同于板材內(nèi)部；而板材內(nèi)部的切應變受變形幾何影響較大，蛇形軋制表現(xiàn)出＞0.5的上表層切應變?yōu)樨?，而?.5的上1/4層至下表層切應變整體為正，且較大(圖5(b))。

蛇形軋制板材上表層等效應變比對稱軋制板材的略小，下表層等效應變比對稱軋制板材的略大。整體來看，2種方法軋制板材的等效應變相差不大(圖5(c))。

2.3 蛇形軋制板材的軋制過程接觸剪切應力和應變變化情況

在蛇形軋制過程中，軋板上、下部分的變形關于中心線不對稱，因此，上、下接觸面的接觸剪切應力分布也不相同。追蹤所研究單元的上、下表面最左側節(jié)點的接觸剪切應力變化情況，以最初接觸剪切應力不為0 MPa的位置作為基準，精確繪制軋制區(qū)不同相對位置的接觸剪切應力分布情況。圖6所示為蛇形軋制和對稱軋制軋板變形區(qū)的接觸剪切應力分布情況。由圖6可以看出：蛇形軋制上下表面中性點并不重合，上表面(快速輥側)中性點NP1偏向出口側，下表面(慢速輥側)的中性點NP2偏向入口側。與對稱軋制相比，蛇形軋制除了前滑區(qū)和后滑區(qū)，在上、下表面中性點間形成了搓軋區(qū)。

1—對稱軋制CR，s=1.0；2—對稱軋制CR，s=?1.0；3—蛇形軋制SR，s=1.0；4—蛇形軋制SR，s=?1.0。

處于穩(wěn)定后滑區(qū)時，蛇形軋制上表面接觸剪切應力數(shù)整體比對稱軋制的小，下表面接觸剪切應力比對稱軋制的大；而處于前滑區(qū)時，2種軋制過程中板材上、下表面接觸剪切應力相差不大。

蛇形軋制中錯位和異速的非對稱因素也引起整個軋制區(qū)應變的非對稱分布。由于表面單元受摩擦影響較大，故不選取表面單元對軋制過程應變進行對比。從上而下選取第2，7，13，19和24單元為研究對象，分別對應軋板上表層=0.9、上次表層=0.5、軋板中心=0、下次表層=?0.5、下表層=?0.9。圖7所示為蛇形軋制和對稱軋制軋板變形區(qū)不同厚度處正應變變化圖。由圖7可以看出：對稱軋制、蛇形軋制呈現(xiàn)出類似的正應變變化趨勢；整體上，先是次表層正應變較大，軋制穩(wěn)定后表層正應變比次表層的高；整個蛇形軋制區(qū)上表層、上次表層正應變均比相應的下表層、下次表層的正應變明顯要高，這種非對稱分布一直保留到最終軋制完成(見圖5(a))。

(a) 對稱軋制；(b) 蛇形軋制

圖8所示為蛇形軋制和對稱軋制變形區(qū)軋板不同厚度處切應變變化圖。由圖8可以看出：與對稱軋制相比，蛇形軋制心部剪切應變隨著軋制進行逐漸增大，最后趨于穩(wěn)定；蛇形軋制上表層切應變先達到絕對值的最大值，上次表層略先于下表層達到絕對值的最大值；隨著軋制的進行，上次表層發(fā)生切應變方向翻轉，最終相對于對稱軋制厚度方向所有切應變向上平移(見圖5(b))。

(a) 對稱軋制；(b) 蛇形軋制

3 VPSC織構模擬結果與討論

為探究蛇形軋制過程中板材厚向各層織構演變情況，采用粘塑性自洽(VPSC)模型對以上蛇形軋制直板和對稱軋制板材織構演變進行模擬。由圖6~8可知軋板進入前滑區(qū)后，接觸剪切應力、應變變化均較小，因此，主要選取后滑區(qū)過程進行織構演變研究。其中，對稱軋制以第13，19和24單元(從上而下)分別代表軋板中心、次表層和表層，輸出3個單元在圖7(a)Ⅰ~Ⅲ這3個階段中的位移梯度，并將各階段的位移梯度變化量及前一階段模擬織構的結果作為VPSC的輸入?yún)?shù)來模擬織構演變[24]?？棙嬆M前，選取500組隨機取向來近似板材軋制前無織構的初始狀態(tài)。再將VPSC模擬結果導入Mtex-3.1[25]，畫出{111}極圖。蛇形軋制從上而下選取第2，7，13，19和24單元為研究對象，分別代表軋板上表層=0.9、上次表層=0.5、軋板中心=0.0、下次表層=?0.5、下表層=?0.9。輸出5個單元在圖7(b)Ⅰ~Ⅳ這4個階段中的位移梯度進行VPSC織構模擬。對稱軋制和蛇形軋制厚向各層織構演變{111}極圖如圖9和圖10(密度間隔為0.2)所示。

由圖9~10可以看出軋制過程中軋板的織構組分發(fā)生了顯著的變化。由圖9可知：在軋板剛咬入到軋制區(qū)時(第Ⅰ階段)，對稱軋制表層和次表層首先發(fā)生變形，形成剪切織構，而中心并未形成明顯的織構。當軋制進行到階段Ⅱ，軋板中心受到平面應變變形，{111}極圖表現(xiàn)為正交對稱的特點，板材各層織構最大極密度值均增大，尤其是次表層織構顯著增強。第Ⅲ階段軋制結束，表層、次表層剪切織構減弱，心部呈現(xiàn)典型的取向線織構，{111}極圖呈正交對稱性。

由圖10可知：蛇形軋制剛進入軋制區(qū)時(第Ⅰ階段)，軋制單元僅與上輥接觸，軋板上表層首先變形，受剪切變形影響形成剪切織構；當軋制進行到位置Ⅱ時，單元開始與上、下兩輥接觸，上次表層、下次表層、下表層最大極密度顯著增大，表層、次表層均形成一定的剪切織構，但中心部位的正應變和切應變均近似為0(圖7(b)和圖8(b))，沒有形成明顯的織構(此階段與對稱軋制的Ⅰ階段相似)；當軋制進行到位置Ⅲ時，上次表層極密度略有減小，下次表層極密度最大值增加并達到各層最大值，此時軋板心部已開始變形，織構繞TD方向轉向RD負方向，{111}極圖不再具有正交對稱性，形成剪切織構特征。軋制完成后(階段Ⅳ)，上表層織構最強，心部保留剪切織構特征，最終沿厚向各層均能得到剪切織構。

圖9 對稱軋制軋板厚向各層織構演變

圖10 蛇形軋制軋板厚向各層織構演變

4 結論

1) 在1.00~1.20異速比范圍內(nèi)，隨著異速比的增大，板材向慢輥側彎曲的趨勢增大；上輥相對于下輥偏向入口側的錯位量導致軋制板材有向上彎曲的趨勢。在0~6 mm的錯位量范圍內(nèi)，隨著錯位量的增大，向上彎曲的趨勢增大，但在大壓下量時小錯位量對曲率影響并不明顯。異速和錯位的共同作用使得蛇形軋制在異速比V=1.05，錯位量=4 mm和壓下量Δ= 6 mm的軋制條件下能夠軋出具有較大剪切應變的平直板材。

2) 蛇形軋制直板整體表現(xiàn)出上表層正應變較大，而下表層較小；切應變相對于對稱軋制整體向上平移，尤其是心部也可獲得剪切應變。2種軋制方法所得等效應變相差不大。

3) 蛇形軋制接觸剪切應力和應變沿厚度方向呈現(xiàn)非對稱分布。蛇形軋制后滑區(qū)上表面接觸剪切應力整體比對稱軋制的小，下表面接觸剪切應力比對稱軋制的大，而處于前滑區(qū)時2種軋制上、下表面接觸剪切應力相差不大。蛇形軋制整個軋制區(qū)的上表層、上次表層正應變均比下表層、下次表層的明顯要高，這種非對稱分布一直保留到最終軋制完成。蛇形軋制心部也可產(chǎn)生剪切應變，并隨著軋制進行逐漸增大，最后趨于穩(wěn)定。

4) 蛇形軋制板材織構演變也呈非對稱分布。其中，靠近快輥表層最先受到剪切變形的影響，最終織構強度最高；軋板心部也形成剪切織構特征，最終沿厚向各層均能得到<111>//ND剪切織構。

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(編輯 伍錦花)

Numerical simulation evolution of shear strain and crystallographic textures during snake rolling of Al-Mg-Si alloy plate

LING Liyue1, TANG Jianguo1, LIU Wenhui2, ZHANG Xinming1, CHEN Liang1, DENG Yunlai1

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. College of Electromechanical Engineering, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China)

The influences of velocity difference, horizontal offset between two rollers and pass reduction on bending behavior of AA6016 aluminum alloy plate in snake rolling (SR) were investigated by finite element simulations. The through-thickness distribution and evolution of strain in SR were compared with that in conventional symmetry rolling (CR). The results show that within certain velocity ratio (1.00~1.20) the plates tend to bend to the slower roller when velocity ratio increases. With the increase of the offset distance, the plates tend to bend to the faster roller. Greater pass reduction can lead to bending to the slower roller, except when there is horizontal offset and the velocity ratio is less than 1.05. In comparison with CR, the distribution of contact shear stress and strain of SR is asymmetric, normal strain of upper surface layer is larger than that of the lower surface layer, and the distribution of shear strain shifts upward. But there is no obvious difference in equivalent strain. With the introduction of shear deformation in the snake-rolled sheet in, it is easier to form through-thickness <111>//ND (Normal direction) texture.

AA6016 aluminum alloy; snake rolling; shear texture; finite element simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.09.004

TG335.5

A

1672?7207(2017)09?2279?09

2016?12?17；

2017?02?16

國家自然科學基金資助項目(51474240，51475162) (Projects(51474240,51475162) supported by the National Natural Science Foundation of China)

唐建國，副教授，博士研究生導師，從事金屬材料織構與微結構表征、設計及調(diào)控技術研究；E-mail: jgtang@csu.edu.cn