唐 培 ，梅德慶 ，姚喆赫 ，陳子辰

(1.浙江大學(xué) 流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 310027；2.浙江大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)系，杭州 310027)

半固態(tài)金屬觸變成形是基于美國(guó)麻省理工學(xué)院的FLEMINGS在20世紀(jì)70年代發(fā)現(xiàn)的金屬在半固態(tài)溫度區(qū)間的流變性而發(fā)展起來的一種加工工藝，具有低成本、高效率、高強(qiáng)度和近終形等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。半固態(tài)金屬觸變成形的質(zhì)量取決于成形過程中關(guān)鍵參數(shù)(坯料溫度、沖頭速度和模具溫度)的合理選擇。目前世界范圍內(nèi)，對(duì)半固態(tài)觸變成形時(shí)金屬的流動(dòng)特性和充型行為方面的研究工作，主要集中在宏觀尺度下[3-5]。而對(duì)半固態(tài)金屬在介觀和微觀尺度下觸變成形的流動(dòng)特性與充型行為的研究還比較少。在介觀尺度下，模具的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成形后工件的輪廓忠實(shí)度有很大的影響。因此，為了獲得更好的充型效果，有必要深入研究金屬材料的流動(dòng)特性和充型行為，確定出合理的觸變成形工藝參數(shù)和模具結(jié)構(gòu)參數(shù)。

2004年，STEINHOFF等[6]首先提出了微半固態(tài)成形的概念。童忠財(cái)[7]采用半固態(tài)鋁合金ZL101坯料，研究了擠壓溫度、擠壓速度和擠壓比對(duì)微型齒輪成形性能的影響，發(fā)現(xiàn)較低的擠壓溫度和擠壓速度有利于成形輪廓清晰的微型零件。KIM 等[8-9]采用觸變成形的方法制造了燃料電池微反應(yīng)器中的微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)，研究了模具溫度、固相率、沖頭速度、工件尺寸等對(duì)微凸臺(tái)充型的影響。結(jié)果表明：沖頭溫度較高，速度較快時(shí)，坯料熱散失較少，微凸臺(tái)充型較好。與扁平坯料相比，用細(xì)長(zhǎng)的坯料進(jìn)行觸變成形，微凸臺(tái)充型更好。ZHOU等[10]利用正交試驗(yàn)的方法確定出了觸變成形微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的最佳工藝參數(shù)。陳金晶等[11]使用ZL101鋁合金分析了錐形槽微型模具槽寬尺寸、成形溫度對(duì)半固態(tài)微尺度充型能力的影響，發(fā)現(xiàn)在流動(dòng)性上沒有出現(xiàn)固態(tài)金屬所表現(xiàn)出的“尺度效應(yīng)”。

為了給車載燃料電池提供高效、高集成度的現(xiàn)場(chǎng)制氫系統(tǒng)，微凸臺(tái)陣列被應(yīng)用于醇類重整制氫微反應(yīng)器的反應(yīng)載體結(jié)構(gòu)中，與傳統(tǒng)的平板和微通道結(jié)構(gòu)相比，一方面可有效增大微反應(yīng)器的比表面積，提高傳熱傳質(zhì)效率；另一方面，可有效地改善催化劑附著性能，延長(zhǎng)催化劑使用壽命[12]。由于觸變成形微凸臺(tái)陣列過程中影響坯料充型的參數(shù)較多，過程較為復(fù)雜，參數(shù)對(duì)微結(jié)構(gòu)充型的影響還缺乏系統(tǒng)的研究。本文作者采用有限元軟件 Deform-2D對(duì)觸變成形過程進(jìn)行了模擬，系統(tǒng)地分析了觸變成形工藝參數(shù)和模具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)半固態(tài) A356鋁合金觸變成形微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)時(shí)的充型行為的影響。

1 半固態(tài)A356鋁合金微凸臺(tái)陣列觸變成形機(jī)理及有限元模型

1.1 半固態(tài)A356鋁合金微凸臺(tái)陣列觸變成形機(jī)理

微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)半固態(tài)金屬微觸變成形原理如圖1所示。在感應(yīng)加熱爐中將切割好的圓柱形坯料加熱至半固態(tài)溫度區(qū)間，然后夾持到下模中，沖頭以一定的速度與坯料接觸后對(duì)坯料進(jìn)行擠壓，即可在金屬坯料上壓制出與沖頭凹凸互補(bǔ)的微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)。待坯料冷卻后，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)具有了一定的強(qiáng)度，對(duì)坯料施加一定的壓力，即可實(shí)現(xiàn)坯料與沖頭的脫模，得到完整的微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)。

圖1 微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)半固態(tài)金屬微觸變成形過程原理Fig.1 Schematic diagram of thixoforming of semi-solid alloy with micro-pin-fin arrays

1.2 有限元模型的建立

采用Deform-2D軟件對(duì)微凸臺(tái)陣列觸變成形過程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬。Deform-2D軟件具有網(wǎng)格重劃分和強(qiáng)大的熱力耦合分析功能，被廣泛應(yīng)用于金屬成形過程的模擬中。

圖2所示為觸變成形5行5列圓柱形微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)時(shí)的沖頭結(jié)構(gòu)。由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱，可只選取A—C和B—C所夾銳角部分坯料的成形為研究對(duì)象。沖頭上A—C面到B—C面的小孔，可以看成是深度相同、寬度和位置逐漸變化的凹槽的組合。

圖2 壓制5行5列微凸臺(tái)陣列的沖頭結(jié)構(gòu)Fig.2 Punch structure for 5×5 micro-pin-fin arrays

為了簡(jiǎn)化數(shù)值模擬過程中的有限元模型，在本研究過程，作以下假設(shè)：

1) 坯料在感應(yīng)加熱終了時(shí)，溫度均勻分布。A356鋁合金的熱導(dǎo)系數(shù)較大，采用多步變功率加熱的方法，感應(yīng)加熱完成時(shí)，幾乎沒有溫度梯度[13]。

2) 感應(yīng)加熱后的坯料，主要由液相和球化的固相顆粒組成，流動(dòng)性很好，可視為各向同性的均勻材料[14]。

3)在觸變成形過程中，金屬坯料只在通過坯料軸線的平面內(nèi)流動(dòng)，即金屬坯料只有軸向和徑向的速度分量，沒有切向速度分量，因此，可以假設(shè)變形為平面應(yīng)變。

基于以上假設(shè)，可以將有限元模型簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變模型，簡(jiǎn)化后的有限元模型如圖3所示，工件為d12 mm×12 mm的圓柱形坯料，被劃分為4 000個(gè)四邊形單元，沖頭和下模分別被劃分為1 000個(gè)四邊形單元。沖頭與坯料的接觸面布置了深度為l、寬度為e的凹槽，相鄰凹槽間距為w，定義模具在該平面的深寬比Ⅰ和占空比D分別為

圖3 微凸臺(tái)陣列觸變成形有限元模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of finite element model of thixoforming of micro-pin-fin arrays

觸變成形過程中，工件為非枝晶結(jié)構(gòu)的 Al-7%Si合金，模具為H13模具鋼，數(shù)值模擬中材料的具體參數(shù)見表1。模具剛度與坯料相比大得多，模具幾乎不發(fā)生變形，可將模具視為剛性體。A356鋁合金的固相線溫度為555 ℃，液相線溫度為615 ℃[15]。半固態(tài)區(qū)間內(nèi)的A356鋁合金流動(dòng)性良好，可視為各向同性的剛塑性體，其流動(dòng)應(yīng)力與應(yīng)變、應(yīng)變速率及溫度的關(guān)系可在Gleeble-1500D型熱模擬機(jī)上，通過簡(jiǎn)單等溫鐓粗試驗(yàn)獲得。

工件加熱完成后，經(jīng)過4 s夾持到下模，同時(shí)沖頭開始向下移動(dòng)，坯料在下模放置4 s后與沖頭開始接觸實(shí)現(xiàn)觸變成形。坯料在夾持過程中只與空氣發(fā)生熱傳遞，和模具接觸后同時(shí)與空氣、模具發(fā)生熱傳遞。坯料與空氣、模具間的熱傳遞系數(shù)分別為20和1 000 W/(m2·K)[9]。觸變成形過程中采用石墨潤(rùn)滑，當(dāng)成形溫度在550 ℃以上時(shí)，石墨潤(rùn)滑的摩擦因數(shù)為0.1～0.4[16-17]。模擬中，坯料與模具間的摩擦采用庫倫摩擦模型，摩擦因數(shù)取0.3。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 觸變成形工藝參數(shù)的影響分析

2.1.1 坯料溫度的影響

在觸變成形過程中，由于存在熱傳遞，坯料的溫度在不斷變化，沖頭速度和模具溫度都對(duì)坯料溫度有很大影響。為了研究坯料溫度對(duì)微凸臺(tái)陣列微觸變成形的影響，假設(shè)坯料在觸變成形過程中沒有熱傳遞，處于等溫狀態(tài)。沖頭速度為300 mm/min，模具結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：e=0.8 mm，w=0.8 mm，l=1 mm，此時(shí)，Ⅰ=1.25，D=0.5。

在不同溫度下等溫觸變成形，沖頭壓下量為4 mm時(shí)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型情況如圖4所示。從圖4可以看出，當(dāng)坯料溫度高于570℃時(shí)，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型隨著坯料溫度的降低而增加；當(dāng)坯料溫度低于570℃時(shí)，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型隨著坯料溫度的降低而減少。這主要與A356鋁合金在半固態(tài)溫度區(qū)間的流動(dòng)特性有關(guān)。當(dāng)坯料溫度高于580 ℃時(shí)，液相率過高，金屬很容易向坯料邊緣流動(dòng)，而靠近內(nèi)部的微凸臺(tái)充型困難；當(dāng)坯料溫度低于560 ℃時(shí)，液相率過低，金屬流動(dòng)困難；只有坯料溫度在570℃左右時(shí)，此時(shí)液相率為 40%～50%[18]，流動(dòng)特性比較適中，有利于微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型。

表1 數(shù)值模擬中A356和H13的材料參數(shù)Table1 Material parameters of A356 and H13 in numerical simulation

圖4 不同成形溫度下微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型情況Fig.4 Cavity-filling performance of micro-pin-fin arrays at different thixoforming temperatures: (a) 588 ℃; (b) 580 ℃;(c) 570℃; (d) 560 ℃; (e) 550 ℃; (f) 530 ℃

在實(shí)際的觸變成形過程中，因?yàn)榇嬖跓醾鬟f，坯料溫度會(huì)下降，因此，坯料感應(yīng)加熱設(shè)定的溫度應(yīng)該偏高一些。另外，考慮到坯料溫度較低會(huì)導(dǎo)致比較大的成形力，容易損壞模具，實(shí)際觸變成形過程坯料的溫度應(yīng)控制在560～580 ℃。

2.1.2 沖頭速度的影響

沖頭速度對(duì)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的觸變成形有兩方面的影響。一方面，沖頭速度快，觸變成形過程中坯料的溫度降低較少，成形力小；沖頭速度慢，觸變成形過程中坯料的溫度降低多，成形力大。另一方面，沖頭速度不同，坯料在觸變成形時(shí)的應(yīng)變速率也不同，而坯料的流動(dòng)特性與應(yīng)變速率有關(guān)。為了單獨(dú)研究第二方面的影響，保持溫度不變，進(jìn)行了不同沖頭速度下的觸變成形模擬，坯料溫度恒定為570℃時(shí)。模具結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：e=0.8 mm，w=0.8 mm，l=1 mm，此時(shí)，Ⅰ=1.25，D=0.5。

在570℃等溫觸變成形時(shí)，不同沖頭速度下微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型情況如圖5所示。隨著沖頭速度的增大，遠(yuǎn)離坯料軸線的微凸臺(tái)充型變慢，而正中心的微凸臺(tái)充型略有加快。由于觸變成形后的缺陷主要是遠(yuǎn)離坯料軸線的微凸臺(tái)徑向充型不完整，而中心微凸臺(tái)充型良好。因此，沖頭速度應(yīng)取100 mm/min，較低的沖頭速度能加快邊緣微凸臺(tái)的徑向充型。

2.1.3 模具溫度的影響

圖5 不同沖頭速度下微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型情況Fig.5 Cavity-filling performance of micro-pin-fin arrays at different punch velocities: (a) 100 mm/min; (b) 200 mm/min;(c) 300 mm/min; (d) 400 mm/min; (e) 500 mm/min; (f) 600 mm/min

模具溫度對(duì)觸變成形過程中微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)充型的影響主要是通過影響坯料的溫度來實(shí)現(xiàn)的。感應(yīng)加熱完成后，坯料在夾持過程中散失到空氣中的熱量較少，而與下模和沖頭接觸后坯料溫度迅速降低。在觸變成形過程中，應(yīng)主要考慮坯料與模具之間的熱傳遞。

模擬過程中，感應(yīng)加熱完成時(shí)坯料溫度為590 ℃，沖頭速度為100 mm/min，模具結(jié)構(gòu)參數(shù)：e=0.8 mm、w=0.8 mm、l=1 mm，此時(shí)，Ⅰ=1.25、D=0.5。不同模具溫度下，坯料中心點(diǎn)從感應(yīng)加熱完成到觸變成形結(jié)束整個(gè)過程中的溫度變化如圖6所示，θb為坯料中心點(diǎn)的溫度，t為時(shí)間，θd為模具溫度。坯料內(nèi)部傳熱迅速，溫差較小，可以用中心點(diǎn)處的溫度來研究觸變成形過程中坯料的溫度變化。當(dāng)模具溫度在20 ℃和550℃之間變化，觸變成形結(jié)束時(shí)，坯料中心處的溫度范圍為513～583 ℃，可見模具溫度對(duì)觸變成形的影響較大。當(dāng)模具處于室溫時(shí)，后半段的觸變成形過程中坯料溫度低于560 ℃，導(dǎo)致很大的成形力；當(dāng)模具溫度為 550 ℃時(shí)，整個(gè)觸變成形過程中坯料的溫度都在580 ℃以上，微凸臺(tái)充型較差。為了使坯料的溫度在整個(gè)觸變成形過程中保持在580～560 ℃，模具溫度應(yīng)選擇為300 ℃左右。

圖7 非等溫觸變成形過程中微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型情況Fig.7 Cavity-filling states of micro-pin-fin arrays in nonisothermal condition: (a) ΔH=2 mm; (b) ΔH=3 mm; (c) ΔH=4 mm; (d) ΔH=5 mm; (e) ΔH=6 mm; (f) ΔH=7 mm

沖頭速度為100 mm/min、模具溫度為300 ℃時(shí)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型過程如圖7所示，ΔH為沖頭壓下量。非等溫觸變成形過程中微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型和等溫條件下有所不同，在非等溫條件下金屬材料的流動(dòng)不均勻，最外側(cè)的微凸臺(tái)在充型過程中發(fā)生了彎曲或折疊。這不僅導(dǎo)致微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的徑向充型困難，更影響了微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)在脫模過程中容易發(fā)生變形或斷裂。微凸臺(tái)在充型過程中易發(fā)生彎曲或折疊主要與微凸臺(tái)處的金屬材料溫度不一致、流動(dòng)不均勻有關(guān)，而通過提高模具溫度來減少坯料在觸變成形過程中的熱散失能減緩這一缺陷。

2.2 模具結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響分析

2.2.1 模具深寬比的影響

模具的結(jié)構(gòu)參數(shù)也是影響微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)在觸變成形過程中的充型效果的重要因素。其中，對(duì)微凸臺(tái)充型影響最直接的是模具凹槽的深寬比。在對(duì)有限元模型進(jìn)行簡(jiǎn)化時(shí)，將模具的小孔看成是平面凹槽的疊加，凹槽的深寬比本身就是一個(gè)不斷變化的量，各個(gè)平面的充型情況也不一樣，將會(huì)導(dǎo)致微凸臺(tái)在三維充型上不均勻。另外，在不同的應(yīng)用條件下，微凸臺(tái)的尺寸也有變化。因此，有必要深入分析深寬比對(duì)微凸臺(tái)充型的影響。

深寬比對(duì)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)充型的影響比較復(fù)雜。當(dāng)觸變成形模擬工藝參數(shù)為：坯料初始溫度590 ℃，模具溫度300 ℃，沖頭速度100 mm/min時(shí)，凹槽寬為0.6 mm，深寬比Ⅰ分別為0.5、1和2的微凸臺(tái)陣列在沖頭壓下量ΔH為5 mm時(shí)的充型效果如圖8所示。凹槽寬度固定，深寬比越大，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)就越不容易充型，完全充型時(shí)需要的沖頭壓下量就越大。并且深寬比較大時(shí)，坯料邊緣處的微凸臺(tái)在充型過程中容易發(fā)生彎曲，導(dǎo)致軸向和徑向充型都不均勻。因此，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的觸變成形過程中，微凸臺(tái)的高度不宜過大。

圖8 相同寬度、不同深寬比時(shí)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的充型效果Fig.8 Cavity-filling performance of micro-pin-fin arrays with constant width and different Ⅰ values: (a) Ⅰ=0.5; (b) Ⅰ=1; (c) Ⅰ=2

當(dāng)深度相同，而深寬比不同時(shí)，微凸臺(tái)的充型也不相同。當(dāng)觸變成形模擬工藝參數(shù)為：坯料初始溫度590 ℃，模具溫度300 ℃，沖頭速度100 mm/min時(shí)，距坯料軸線3 mm處，凹槽深度為1 mm，深寬比Ⅰ分別為0.5、1和2的微凸臺(tái)在沖頭壓下量ΔH為5 mm時(shí)的充型效果如圖9所示。從圖9可得，凹槽深度固定時(shí)，微凸臺(tái)充型隨槽寬的增加變得容易，尤其徑向充型能力提高。當(dāng)槽寬較小、槽深較大時(shí)，微凸臺(tái)的充型較差；當(dāng)槽寬較大、槽深較小時(shí)，微凸臺(tái)的充型較好。由于微凸臺(tái)的高度固定，簡(jiǎn)化為平面凹槽時(shí)主要是寬度變化，所以，微凸臺(tái)的上表面在充型不完全時(shí)是一個(gè)斜面。

圖9 相同深度、不同深寬比時(shí)微凸臺(tái)的充型情況Fig.9 Cavity-filling performance of micro-pin-fins with constant depth and different Ⅰ values: (a) Ⅰ=0.5; (b) Ⅰ=1; (c) Ⅰ=2

2.2.2 模具占空比的影響

在工藝條件和凹槽深寬比固定時(shí)，微凸臺(tái)的充型主要受到模具占空比和微凸臺(tái)位置的共同影響。為了單獨(dú)研究模具占空比的影響，只考慮一個(gè)微凸臺(tái)的充型情況，如圖10所示，選取離模具中心線距離x=3 mm、槽寬e=0.8 mm、槽深l=1 mm的凹槽進(jìn)行研究，此時(shí)深寬比Ⅰ=1.25。通過變化此凹槽與相鄰凹槽之間的距離w來實(shí)現(xiàn)模具占空比的調(diào)節(jié)。由于只研究這一個(gè)微凸臺(tái)的充型，相鄰凹槽位置的變化對(duì)結(jié)果沒有影響。

圖10 研究模具占空比對(duì)微凸臺(tái)充型影響的沖頭結(jié)構(gòu)Fig.10 Punch structure for investigating influence of die duty ratio on cavity-filling of micro-pin-fin arrays

設(shè)定觸變成形模擬工藝參數(shù)如下：坯料初始溫度590 ℃，模具溫度300 ℃，沖頭速度100 mm/min。當(dāng)該凹槽與相鄰凹槽之間的距離分別為1.2、0.8和0.54 mm，也即占空比D分別為0.4、0.5和0.6時(shí)，微凸臺(tái)的充型效果如圖11所示。從圖11可以看出，模具占空比對(duì)微凸臺(tái)陣列的高度無顯著影響，但微凸臺(tái)的徑向充型隨占空比的增加有所提高。占空比增大時(shí)，相鄰微凸臺(tái)的間距變小，坯料向外側(cè)流動(dòng)的阻力增加，導(dǎo)致更多的坯料向凹槽內(nèi)流動(dòng)，徑向充型能力提高。

圖11 不同模具占空比下微凸臺(tái)的充型效果Fig.11 Cavity-filling performance of micro-pin-fins with different die duty ratios: (a) ΔH=2 mm; (b) ΔH=4 mm;(c) ΔH=6 mm

2.2.3 微凸臺(tái)位置的影響

同一平面內(nèi)不同位置微凸臺(tái)的充型并不均勻，中間的微凸臺(tái)軸向充型比較緩慢，但整個(gè)截面上的充型速度基本一致；遠(yuǎn)離坯料軸線的微凸臺(tái)軸向充型速度較快，但很不均勻，總是在凹槽內(nèi)遠(yuǎn)離坯料軸線的一側(cè)先有金屬材料堆積，逐漸向豎直方向增加，與凹槽頂部接觸受阻后向反方向流動(dòng)，充滿整個(gè)凹槽。這種充型行為主要是由金屬材料的流動(dòng)速度決定的。在坯料的中心，金屬沿徑向的流動(dòng)速度很小，相對(duì)沖頭只有沿豎直向上的速度；隨著微凸臺(tái)與坯料軸線距離的增加，金屬沿徑向流動(dòng)的速度增大，相對(duì)沖頭的速度逐漸由豎直向上偏向外側(cè)，導(dǎo)致凹槽內(nèi)遠(yuǎn)離坯料軸線的一側(cè)先有金屬堆積。可以預(yù)測(cè)，微凸臺(tái)與坯料軸線距離越遠(yuǎn)，這種現(xiàn)象將越明顯。

在沖頭速度固定的條件下，坯料與模具的相對(duì)速度是離模具中心線距離x的函數(shù)。隨著x的增大，相對(duì)速度不斷變大，方向由豎直向上逐漸往外側(cè)偏轉(zhuǎn)。所以，由坯料中心向外側(cè)，微凸臺(tái)的充型速度越來越快，但徑向充型卻越來越不均勻。當(dāng)觸變成形模擬工藝參數(shù)為：坯料初始溫度590 ℃，模具溫度300 ℃，沖頭速度100 mm/min時(shí)，不同位置的微凸臺(tái)在不同壓下量情況下的高度變化曲線如圖12所示，h為微凸臺(tái)的高度，ΔH為沖頭壓下量。微凸臺(tái)在觸變成形過程中的充型速度并不是恒定，而是隨著壓下量的增加不斷增大。由圖12可知，微凸臺(tái)的充型主要發(fā)生在沖頭壓下4 mm以后。但當(dāng)x=4 mm、壓下量ΔH為4～5 mm時(shí)，微凸臺(tái)的高度基本沒有增加，這是因?yàn)槲⑼古_(tái)發(fā)生了彎曲。當(dāng)沖頭壓下量達(dá)到5 mm時(shí)，彎曲的微凸臺(tái)受到凹槽另一側(cè)的阻擋，繼續(xù)沿豎直方向流動(dòng)，高度增加。沖頭壓下量為5 mm時(shí)不同位置的微凸臺(tái)的充型狀態(tài)如圖13所示。當(dāng)x≥4 mm時(shí)，微凸臺(tái)的充型發(fā)生惡化，觸變成形完成后徑向不能完全充型。所以，要保證微凸臺(tái)充型良好，應(yīng)盡量使微凸臺(tái)靠近坯料的軸線。

圖12 不同位置微凸臺(tái)的h—ΔH曲線Fig.12 h—ΔH curves of micro-pin-fins at different locations

圖13 不同位置處的微凸臺(tái)的充型效果Fig.13 Cavity-filling performance of micro-pin-fins at different locations: (a) x=0 mm; (b) x=1 mm; (c) x=2 mm;(d) x=3 mm; (e) x=4 mm

3 結(jié)論

1) 觸變成形過程中坯料溫度應(yīng)為570℃左右，此時(shí)液相率為40%～50%。溫度過高，坯料容易向邊緣流動(dòng)；溫度過低，坯料流動(dòng)困難。

2) 隨著沖頭速度的降低，遠(yuǎn)離坯料軸線的微凸臺(tái)徑向充型增加。

3) 模具溫度主要是通過影響坯料溫度來實(shí)現(xiàn)對(duì)微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)充型的影響，提高模具溫度可以降低坯料在觸變成形過程中的溫差，改善坯料流動(dòng)性，增加微凸臺(tái)充型的均勻性，減少微凸臺(tái)的彎曲或折疊缺陷。

4) 凹槽深寬比越小，微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)充型越好，完全充型時(shí)所需的沖頭壓下量也越小。

5) 模具占空比對(duì)微凸臺(tái)的軸向充型沒有影響，但微凸臺(tái)的徑向充型隨占空比的增加而增加。

6) 微凸臺(tái)的徑向充型隨其與軸線距離x的增加而變得越來越不均勻，x達(dá)到一定值時(shí)，微凸臺(tái)容易發(fā)生彎曲或折疊，導(dǎo)致充型變得困難。

[1]FLEMINGS M C.Behavior of metal alloys in the semisolid state[J].Metallurgical Transactions A, 1991, 22(5): 957-981.

[2]KAPRANOS P, WARD P J, ATKINSON H V, KIRKWOOD D H.Near net shaping by semi-solid metal processing[J].Materials and Design, 2000, 21(4): 387-394.

[3]白月龍, 毛衛(wèi)民, 湯國(guó)興.半固態(tài)A356鋁合金漿料的充填行為及組織分布[J].材料研究學(xué)報(bào), 2006, 20(6): 602-606.BAI Yue-long, MAO Wei-min, TANG Guo-xing.Filling ability of semi-solid A356 aluminum alloy slurry and microstructure distribution[J].Chinese Journal of Materials Research, 2006,20(6): 602-606.

[4]熊愛華, 袁 森, 王武孝, 蔣百靈, 程健杰, 崔少賢.半固態(tài)鎂合金充型性能研究[J].熱加工工藝, 2005(1): 26-28.XIONG Ai-hua, YUAN Sen, WANG Wu-xiao, JIANG Bai-ling,CHENG Jian-jie, CUI Shao-xian.Study on capability of filling cavity of magnesium alloy in semisolid[J].Hot Working Technology, 2005(1): 26-28.

[5]KANG C G, JUNG H K, JUNG K W.Thixoforming of aluminum component with a die designed by process simulation[J].Journal of Materials Processing Technology, 2001,111(1/3): 37-41.

[6]STEINHOFF K, WEIDIG U, WEIKERT J.Micro semi-solid manufacturing—A new technological approach towards miniaturization[J].Steel Research International, 2004, 75(8/9):611-619.

[7]童忠財(cái).半固態(tài)微擠壓工藝初步研究[D].上海: 上海交通大學(xué), 2007: 31-38.TONG Zhong-cai.Primary study on forming method of semisolid micro-extrusion[D].Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2007: 31-38.

[8]KIM G Y, NI J, MAYOR R, KIM H.An experimental investigation on semi-solid forming of micro/meso-scale features[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering—Transactions of the ASME, 2007, 129(2): 246-251.

[9]KIM G Y, KOC M, MAYOR R, NI J.Modeling of the semi-Solid material behavior and analysis of micro-/mesoscale feature forming[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering—Transactions of the ASME, 2007, 129(2):237-245.

[10]ZHOU Hong-hua, MEI De-qing, CHEN Zi-chen.An experimental study on micro thixoforming processing parameters for reaction plate with micro-pin-fin arrays[J].Advanced Materials Research, 2011, 154/155: 907-912.

[11]陳金晶, 于滬平, 趙雅珠.微特征鋁合金半固態(tài)流動(dòng)性能試驗(yàn)研究[J].模具技術(shù), 2010(4): 1-4.CHEN Jin-jing, YU Hu-ping, ZHAO Ya-zhu.Experimental investigation of micro-scale filling capacity of semi-solid aluminum alloy[J].Die and Mould Technology, 2010(4): 1-4.

[12]梅德慶, 錢 淼, 姚喆赫, 陳子辰.帶微凸臺(tái)陣列結(jié)構(gòu)的自熱型醇類重整制氫微通道反應(yīng)器: 中國(guó), CN200910100100.0[P].2011-04-27.MEI De-qing, QIAN Miao, YAO Zhe-he, CHEN Zi-chen.Autothermal micro-channel reactor for hydrogen production by reforming of alcohol with micro-pin-fin arrays: China,CN200910100100.0 [P].2011-04-27.

[13]TANG Pei, MEI De-qing, ZHOU Hong-hua, SUN Zhuo-xiong.Experimental study on the reheating process for A356 alloy in thixoforming[J].Advanced Materials Research, 2011, 154/155:1324-1329.

[14]KANG C G, YOUN S W, SEO P K.The effect of globular microstructure size on the mechanical properties in reheating process of aluminum alloys[J].Journal of Materials Engineering and Performance, 2004, 13(2): 172-184.

[15]JUNG H K, KANG C G.Induction heating process of an Al-Si aluminum alloy for semi-solid die casting and its resulting microstructure[J].Journal of Materials Processing Technology,2002, 120(1/3): 355-364.

[16]HOKAO M, HIRONAKA S, SUDA Y, YAMAMOTO Y.Friction and wear properties of graphite/glassy carbon composites[J].Wear, 2000, 237(1): 54-62.

[17]PETERSON M, JOHNSON R.Friction studies of graphite and mixtures of graphite with several metallic oxides and salts at temperatures to 1 000 ℉—NACA Technical Note 3657[R].Washington: National Advisory Committee for Aeronautics,1956.

[18]HIRT G, CREMER R, WINKELMANN A, WITULSKI T,ZILLGEN M.Semi solid forming of aluminum alloys by direct forging and lateral extrusion[J].Journal of Materials Processing Technology, 1994, 45(1/4): 359-364.