謝紅飆，鄭陽，郭允暢，肖宏，王言錄

軋制制備鋁/鎂復(fù)合板數(shù)值模擬和翹曲變形控制

謝紅飆，鄭陽，郭允暢，肖宏，王言錄

（燕山大學(xué) 國(guó)家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，河北 秦皇島 066004）

選用5052鋁合金與AZ31B鎂合金作為復(fù)合材料進(jìn)行熱軋復(fù)合，研究鋁/鎂復(fù)合板軋制過程的數(shù)值模擬和翹曲變形控制。對(duì)鋁/鎂復(fù)合板在不同軋制溫度、軋制壓下率和軋輥預(yù)加熱軋制工藝下的熱軋過程進(jìn)行模擬。對(duì)軋制變形區(qū)鋁/鎂復(fù)合板的應(yīng)力分布進(jìn)行分析，討論其對(duì)鋁/鎂復(fù)合板變形協(xié)調(diào)性的影響。最后在不同軋制工藝下進(jìn)行單道次熱軋實(shí)驗(yàn)，制備鋁/鎂（5052/AZ31B）復(fù)合板并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。有限元模擬和熱軋實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，隨著軋制壓下率的增大和軋制溫度的升高，鋁/鎂復(fù)合板的翹曲增大；將靠近鋁基體側(cè)軋輥預(yù)加熱后，可以有效改善鋁/鎂復(fù)合板的翹曲問題。以軋制溫度450 ℃為例，軋制壓下率逐漸增大時(shí)，復(fù)合板的延伸性逐漸增大，復(fù)合板的翹曲也逐漸增大。將下軋輥預(yù)加熱到50 ℃，其余軋制參數(shù)不變，軋制后復(fù)合板整體較為平直，翹曲明顯比軋輥未預(yù)加熱時(shí)小。通過軋輥預(yù)加熱軋制工藝可以有效控制鋁/鎂復(fù)合過程中的翹曲變形問題。

鋁/鎂復(fù)合板；熱軋復(fù)合；數(shù)值模擬；協(xié)調(diào)變形

鎂合金是目前密度最小的金屬材料之一[1]，其比強(qiáng)度和比剛度高、彈性模量大、散熱好、消震性好、電磁屏蔽性能好，是理想的航空材料[2—3]。鎂合金也存在耐腐蝕性較差、強(qiáng)度性能相對(duì)較低、無法使用熱處理的工藝提高強(qiáng)度等缺點(diǎn)[4—5]。鋁合金晶體的面心點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)使其表現(xiàn)出良好的塑性，且鋁合金的表面能形成致密的氧化膜而呈現(xiàn)優(yōu)良的耐腐蝕性[6—7]，因此選用5052鋁合金與AZ31B鎂合金作為復(fù)合材料進(jìn)行熱軋復(fù)合，能夠充分利用鋁合金和鎂合金各自材料的優(yōu)勢(shì)性能，對(duì)其實(shí)際的生產(chǎn)研究有著極其重要的應(yīng)用價(jià)值[8—9]。

熱軋復(fù)合法是生產(chǎn)Al/Mg復(fù)合板的主要方法之一[10]。在對(duì)鋁/鎂復(fù)合板進(jìn)行熱軋時(shí)，鋁合金和鎂合金流動(dòng)性能差異大，鋁基體和鎂基體變形不協(xié)調(diào)，造成軋后復(fù)合板的翹曲和結(jié)合強(qiáng)度低等問題，因此合理可行的軋制工藝對(duì)熱軋制備高性能Al/Mg復(fù)合板有著重要意義[11—12]。文中采用有限元模擬和熱軋實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，對(duì)鋁/鎂（5052/AZ31B）復(fù)合板單道次熱軋過程進(jìn)行研究。通過有限元模擬對(duì)不同軋制工藝參數(shù)下的復(fù)合板溫度、軋制變形區(qū)內(nèi)各基體材料的應(yīng)力分布進(jìn)行提取分析，研究不同工藝參數(shù)對(duì)復(fù)合板協(xié)調(diào)變形的影響，同時(shí)對(duì)熱軋制備的復(fù)合板的軋后翹曲進(jìn)行分析。對(duì)比有限元模擬結(jié)果和實(shí)際實(shí)驗(yàn)結(jié)果，研究軋后翹曲的機(jī)理和影響因素。

1 鋁/鎂復(fù)合板熱軋數(shù)值模擬

1.1 材料參數(shù)

對(duì)鋁/鎂復(fù)合板熱軋過程進(jìn)行非線性的熱力耦合有限元計(jì)算，由于5052鋁合金和AZ31B鎂合金的材料屬性中的應(yīng)力-應(yīng)變、熱傳導(dǎo)率、比熱容和熱膨脹系數(shù)等參數(shù)隨溫度的變化而變化，因此在進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)要將這些參數(shù)勾選為與溫度相關(guān)。使用Gleeble-3800熱模擬機(jī)將變形溫度設(shè)為250，300，350，400，450 ℃，變形形變量設(shè)為60%，應(yīng)變速率選為5 s?1和10 s?1，升溫速率調(diào)為10 ℃/s，升到指定溫度后保溫180 s，得到5052鋁合金和AZ31B鎂合金在應(yīng)變速率為5 s?1和10 s?1時(shí)，在250～450 ℃溫度下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1和圖2所示。

根據(jù)JMatPro軟件的計(jì)算結(jié)果以及相關(guān)參考文獻(xiàn)得到5052鋁合金和AZ31B鎂合金的具體材料屬性，如表1和表2所示[13]，其中5052鋁合金的密度為2.72×10?6kg/mm3，泊松比為0.3，AZ31B鎂合金的密度為1.77×10?6kg/mm3，泊松比為0.33。

圖1 5052鋁合金真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表1 5052鋁合金材料基本參數(shù)

Tab.1 Basic parameters of 5052 aluminum alloy

圖2 AZ31B鎂合金真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表2 AZ31B鎂合金材料基本參數(shù)

Tab.2 Basic parameters of AZ31B magnesium alloy

1.2 幾何模型

使用Abaqus軟件ABAQUS/Explicit模塊的建模工具對(duì)AZ31B/5052復(fù)合板熱軋幾何模型建模，考慮到軋件寬度遠(yuǎn)大于厚度，采用二維平面應(yīng)變模型進(jìn)行有限元模擬。幾何模型如圖3所示，其中，鋁/鎂復(fù)合板長(zhǎng)度為200 mm，鋁合金厚度和鎂合金厚度均為2 mm。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將軋輥構(gòu)建為解析剛體，二輥軋機(jī)上下輥直徑均為200 mm。

圖3 AZ31B/5052復(fù)合板熱軋有限元模型

設(shè)定接觸條件時(shí)，軋輥與復(fù)合板之間的摩擦采用罰函數(shù)摩擦，摩擦因數(shù)為0.3，摩擦做功90%轉(zhuǎn)換為熱量，其中50%傳遞給復(fù)合板和軋輥接觸面[13—16]。場(chǎng)設(shè)定包括溫度場(chǎng)與速度場(chǎng)，定義軋輥溫度為20 ℃以及預(yù)加熱的軋輥溫度為50 ℃，環(huán)境溫度20 ℃；定義復(fù)合板的軋制溫度為350，400，450 ℃，復(fù)合板壓下率為40%，50%，60%；二輥軋機(jī)的軋制速度定為0.15 m/s，此軋制速度下，40%，50%，60%壓下率對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率為5～10 s?1。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 軋制工藝參數(shù)對(duì)溫度分布的影響

復(fù)合板溫度節(jié)點(diǎn)選取情況如圖4所示，分別在5052鋁合金的表面節(jié)點(diǎn)1、復(fù)合板結(jié)合界面處節(jié)點(diǎn)2和AZ31B鎂合金的表面節(jié)點(diǎn)3提取3個(gè)典型位置的節(jié)點(diǎn)，分析這3處節(jié)點(diǎn)隨軋制過程的溫度變化情況。

圖4 復(fù)合板溫度節(jié)點(diǎn)選取

圖5為350 ℃、50%壓下率的軋制變形區(qū)溫度云圖，圖6為不同軋制工藝下特征點(diǎn)的溫度變化曲線。軋制變形區(qū)，界面處溫度高于鋁合金和鎂合金表面節(jié)點(diǎn)的溫度，這是由于鋁合金和鎂合金表面與常溫軋輥接觸換熱，使復(fù)合板表面溫度降低；5052鋁合金的導(dǎo)熱系數(shù)和軋輥的接觸換熱系數(shù)都高于AZ31B鎂合金，因此在與軋輥接觸過程中，鋁合金的溫度低于鎂合金的溫度；在軋制過程中，鋁合金和鎂合金表面節(jié)點(diǎn)溫度的降低有短暫的延緩，這是因?yàn)殇X合金和鎂合金表面與上下軋輥摩擦生熱，但離開軋制變形區(qū)后，熱量經(jīng)熱輻射與熱交換很快散失，沒有明顯的溫度升高；軋后復(fù)合板上下表面溫度有回溫現(xiàn)象，是由于復(fù)合板界面處熱量傳遞給表面，使表面溫度有所回升，最終復(fù)合板溫度趨于一致；對(duì)比圖6a，b，c，發(fā)現(xiàn)40%壓下率時(shí)，隨著軋制溫度的升高，復(fù)合板的出口溫度會(huì)有所升高，但由于空氣換熱和熱輻射，復(fù)合板整體溫降也越高。

圖5 350 ℃、50%壓下率軋制變形區(qū)溫度云圖

圖6 不同軋制工藝下特征點(diǎn)溫度變化

對(duì)比圖6a，d，e，發(fā)現(xiàn)在350 ℃軋制溫度時(shí)，不同壓下率下特征點(diǎn)溫度變化規(guī)律與圖6a，b，c時(shí)大致相同。隨著軋制壓下率的增大，鋁合金和鎂合金表面所受壓力增大，因摩擦生熱產(chǎn)生的熱量也就越多，兩基體表面溫度就越高，回溫現(xiàn)象也更明顯。軋制溫度相同時(shí)，隨著壓下率的增大，復(fù)合板的出口溫度逐漸升高。由于壓下量的增大，軋制變形區(qū)也增長(zhǎng)，因與軋輥接觸換熱，損失的熱量就增多；但是壓下量的增大使塑性變形功所產(chǎn)生的熱量增多，并且因塑性變形功所產(chǎn)生的熱量增速比熱交換損失熱量速率更快，復(fù)合板的整體溫降逐漸降低。

圖6f為靠近鋁側(cè)軋輥預(yù)加熱后，350 ℃軋制溫度、60%壓下率工藝下沿厚度方向特征節(jié)點(diǎn)溫度變化曲線?？拷X側(cè)軋輥加熱特征點(diǎn)的溫度變化規(guī)律與軋輥未加熱時(shí)特征點(diǎn)溫度變化規(guī)律大致相同?？拷X側(cè)軋輥加熱時(shí)，出口處溫度要高于軋輥未加熱時(shí)；對(duì)靠近鋁側(cè)軋輥加熱50 ℃，較之于軋輥未加熱時(shí)，鋁側(cè)溫度與鎂側(cè)溫度更為接近。

2.2 壓下率和溫度對(duì)應(yīng)力分布和翹曲的影響

取復(fù)合板軋制過程中軋制變形區(qū)上下軋輥端面圓心連線處沿厚度方向的軋制方向應(yīng)力，圖7為在350 ℃軋制溫度時(shí)，40%，50%，60%軋制壓下率下的應(yīng)力分布情況，圖8為在50%軋制壓下率時(shí)，350，400，450 ℃軋制溫度下的應(yīng)力分布情況。在軋制方向上，鎂基體側(cè)承受較大的壓應(yīng)力，鋁基體側(cè)承受較小的拉應(yīng)力或壓應(yīng)力。此時(shí)，復(fù)合板處于軋制方向應(yīng)力與軋輥提供的應(yīng)力力矩平衡的狀態(tài)。隨著軋制的進(jìn)行，復(fù)合板離開軋制變形區(qū)，軋制方向應(yīng)力不平衡，形成不平衡彎矩，致使復(fù)合板向應(yīng)力較小的鋁基體側(cè)彎曲。隨著軋制壓下率、軋制溫度的增大，鎂基體側(cè)承受壓應(yīng)力也逐漸增大，復(fù)合板的翹曲也就越大。

圖7 不同壓下率下軋制方向應(yīng)力

圖8 不同溫度下軋制方向應(yīng)力

2.3 軋輥預(yù)加熱對(duì)應(yīng)力分布和翹曲的影響

如圖9所示，在350 ℃軋制溫度、50%壓下率的工藝下，對(duì)靠近鋁側(cè)軋輥進(jìn)行預(yù)加熱50 ℃，軋后復(fù)合板較為平直，翹曲變形得到明顯改善，這是由于軋制變形區(qū)因熱傳遞損失的熱量減少，軋制變形區(qū)溫度升高，鋁基體的變形抗力隨之下降，鋁基體更容易進(jìn)入塑性變形狀態(tài)，復(fù)合板協(xié)調(diào)變形性有所提升。

a 350 ℃，50%軋輥未預(yù)加熱 b 350 ℃，50%軋輥預(yù)加熱

如表3所示，在軋制溫度為350 ℃、軋制壓下率為50%時(shí)，軋輥預(yù)加熱條件下軋制變形區(qū)的鋁基體和鎂基體溫度均有升高，且鋁基體溫度升高明顯，鋁基體屈服強(qiáng)度隨溫度升高而降低，更易進(jìn)入塑性變形狀態(tài)。表3對(duì)應(yīng)溫度下鋁基體和鎂基體的屈服強(qiáng)度差值如圖10所示。軋輥未預(yù)加熱軋制變形區(qū)鋁基體和鎂基體溫度對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度差值為65.32 MPa，軋輥預(yù)加熱軋制變形區(qū)鋁基體和鎂基體溫度對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度差值為39.63 MPa。很明顯軋輥預(yù)加熱后鋁基體和鎂基體屈服強(qiáng)度差值大幅減少，塑性變形趨于協(xié)調(diào)，軋后復(fù)合板更平直。

圖11為350 ℃軋制溫度、50%軋制壓下率時(shí)，復(fù)合板軋制過程中軋制變形區(qū)沿厚度方向的軋制方向應(yīng)力分布。在軋制方向，鎂基體側(cè)承受較大的壓應(yīng)力，鋁基體側(cè)承受較小的拉應(yīng)力。此時(shí)，復(fù)合板處于軋制方向應(yīng)力與軋輥提供的應(yīng)力力矩平衡的狀態(tài)。隨著軋制的進(jìn)行，復(fù)合板離開軋制變形區(qū)，軋制方向應(yīng)力不平衡，形成不平衡彎矩，致使復(fù)合板向變形較小的鋁基體側(cè)彎曲。軋輥加熱后，鎂基體側(cè)承受壓應(yīng)力減小，復(fù)合板也就越平直。

圖10 不同溫度下鋁基體和鎂基體屈服強(qiáng)度差值

表3 入口溫度為350 ℃，壓下率為50%時(shí)軋輥預(yù)加熱和未預(yù)加熱軋制變形區(qū)溫度

Tab.3 Temperature of deformation zone at 350 ℃ after rolling with the roll 50% heated or not heated

圖11 軋制變形區(qū)沿厚度方向的軋制方向應(yīng)力

3 鋁/鎂復(fù)合板熱軋實(shí)驗(yàn)研究

軋制實(shí)驗(yàn)之前先將加熱爐加熱到350，400，450 ℃，將鋁/鎂合金組坯分批次放入加熱爐中，保溫10 min，然后按批次分別進(jìn)行壓下率為40%，50%，60%的單道次軋制。以軋制溫度450 ℃為例，軋制后復(fù)合板如圖12a所示，軋制壓下率逐漸增大時(shí)，復(fù)合板的延伸性逐漸增大，復(fù)合板的翹曲也逐漸增大。將下軋輥即鋁合金側(cè)軋輥預(yù)加熱到50 ℃，其余軋制參數(shù)不變，以軋制溫度450 ℃為例，軋制后復(fù)合板如圖12b所示，復(fù)合板整體較為平直，翹曲明顯比軋輥未預(yù)加熱時(shí)小。軋后復(fù)合板翹曲與有限元模擬結(jié)果趨勢(shì)一致。

圖12 軋制后鋁/鎂復(fù)合板

對(duì)軋輥預(yù)熱和軋輥未預(yù)熱軋制后的復(fù)合板置于同一坐標(biāo)系下，以復(fù)合板表面選取3個(gè)點(diǎn)做一個(gè)圓，以圓半徑的倒數(shù)為復(fù)合板的曲率，即翹曲曲率。當(dāng)翹曲曲率值越大，則復(fù)合板的翹曲程度就越大，反之，當(dāng)翹曲曲率值越小，軋制后復(fù)合板就越平直。如圖13a所示，在350 ℃軋制溫度時(shí)，軋輥未預(yù)加熱軋制后復(fù)合板翹曲曲率隨著壓下率的增大整體增大。如圖13b和c所示，400 ℃和450 ℃軋制溫度時(shí)翹曲曲率變化規(guī)律與350 ℃時(shí)相似。當(dāng)軋制溫度相同時(shí)，壓下率增大，鎂基體和鋁基體變形越大，而鎂合金延展性要優(yōu)于鋁合金，鎂基體延伸變形增大同時(shí)促使鋁基體延伸變形?？芍嗤堉茰囟认?，壓下率越大，復(fù)合板翹曲程度越大。

圖13 不同軋制溫度和不同壓下率下復(fù)合板翹曲曲率

當(dāng)軋輥預(yù)熱軋制后溫降降低，復(fù)合板整體溫度提高，此時(shí)該溫度下鋁基體和鎂基體的屈服極限有所變化，屈服極限差值逐漸降低，有逐漸趨于協(xié)調(diào)變形的趨勢(shì)。對(duì)軋輥預(yù)加熱能夠使軋制后復(fù)合板翹曲降低，提高復(fù)合板的變形協(xié)調(diào)性。

4 結(jié)論

1）隨著軋制壓下率的增大和軋制溫度的升高，鎂基體側(cè)承受軋制方向應(yīng)力的絕對(duì)值增大，鋁基體與鎂基體在軋制方向應(yīng)力不平衡，形成不平衡彎矩，致使復(fù)合板向應(yīng)力較小的鋁基體側(cè)彎曲，復(fù)合板的翹曲也就越大。

2）在軋制變形區(qū)內(nèi)，鋁基體和鎂基體溫度對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度差值由軋輥未預(yù)加熱的65.32 MPa降低到軋輥預(yù)加熱的39.63 MPa，軋輥預(yù)加熱后鋁基體和鎂基體的屈服強(qiáng)度差值大幅減少。

3）對(duì)靠近鋁基體側(cè)軋輥進(jìn)行50 ℃預(yù)加熱，塑性變形趨于協(xié)調(diào)，軋后復(fù)合板翹曲程度得到明顯改善，板形相對(duì)較為平直。

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Numerical Simulation and Warpage Deformation Control of Rolled Aluminum/Magnesium Composite Plate

XIE Hong-biao, ZHENG Yang, GUO Yun-chang, XIAO Hong, WANG Yan-lu

(National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Rolled Strip, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China)

The work aims to select 5052 aluminum alloy and AZ31B magnesium alloy as the composite material for hot rolling, to study the numerical simulation and warpage deformation control of aluminum/magnesium composite plate during rolling process. The hot rolling process of Al/Mg composite plate was simulated under different rolling temperature, rolling reduction rates and roll preheating rolling processes. The stress distribution of Al/Mg composite plate in rolling deformation zone was analyzed, and the influence on deformation coordination of Al/Mg composite plate was discussed. Finally, the aluminum/magnesium (5052/AZ31B) composite plate was prepared by single-pass hot rolling experiment under different rolling processes and compared with the simulation results. According to the results of finite element simulation and hot rolling experiment, the warpage of Al/Mg composite plate increased with the increase of rolling reduction rate and rolling temperature. The warpage of aluminum/magnesium composite plate could be effectively mitigated when the roll near the aluminum matrix side was preheated. With the rolling temperature of 450 ℃ as an example, the elongation and warpage of the composite plate increased gradually when the rolling reduction rate increased gradually. When the lower roll was preheated to 50 ℃, but the other rolling parameters remained unchanged, the composite plate was relatively straight after rolling, and the warpage was significantly smaller than that under the condition with the roll not preheated. The warpage and deformation in Al/Mg composite process can be effectively controlled by roll preheating rolling process.

aluminum/magnesium composite plate; hot rolling composite; numerical simulation; coordinated deformation

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.005

TG335.81

A

1674-6457(2021)06-0042-07

2021-06-28

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2018YFA0707302）

謝紅飆（1970—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)檐堉谱冃芜^程與組織演變模擬。

肖宏（1962—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)榻饘偎苄约庸ば鹿に嚰靶录夹g(shù)。