任治國 石磊 劉爽 陳程陽

摘要：為了確定變通道轉(zhuǎn)角擠壓鉬絲的工藝特征場的變量分布，通過有限元模擬和試驗(yàn)開展了以直徑10mm鉬絲擠出直徑6mm鉬絲的研究。試驗(yàn)驗(yàn)證了擠出過程中擠壓力隨行程的變化規(guī)律.分析了擠壓速度對變形工件速度場的影響規(guī)律;分析了溫度和等效應(yīng)變的分布規(guī)律。結(jié)果表明：有限元模擬時最大擠壓力的誤差為9.20%;在通道轉(zhuǎn)角處存在有梯度的增速區(qū)域和金屬流動死區(qū);通道轉(zhuǎn)角區(qū)域的溫度升高約100℃;擠出鉬絲橫截面上等效應(yīng)變分布不均勻，剛性端的等效應(yīng)變較小，其余部分上半?yún)^(qū)域的等效應(yīng)變小于下半部分。

關(guān)鍵詞：鉬絲;變通道轉(zhuǎn)角;擠壓;有限元模擬

中圖分類號：TG 132文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

鉬絲具有高強(qiáng)度、高耐磨性等優(yōu)良性能，應(yīng)用于電光源和電火花加工等諸多領(lǐng)域。一般通過粉末冶金方法獲得棒材，再通過擠壓、軋制、拉拔等塑性成形方法獲得鉬絲。電光源領(lǐng)域?qū)艟呤褂脡勖囊笤絹碓礁撸瑢︺f絲成形質(zhì)量的要求也越來越嚴(yán)苛。特別是燈具中燈絲常在各種震蕩環(huán)境下工作，因此其支撐結(jié)構(gòu)和纖芯均要求具有更高的抗彎折能力，傳統(tǒng)的加工方法已經(jīng)達(dá)到一個相對穩(wěn)定的性能，抗彎折強(qiáng)度很難進(jìn)一步提高。

鉬絲強(qiáng)度的穩(wěn)定性很大程度上取決于坯料的微觀組織、成形時的拉拔速度和拉拔力。當(dāng)提高拉拔力時，拉拔速度隨之升高，而拉拔力過大時，會造成斷絲現(xiàn)象。在拉拔時，原料的晶粒尺寸是影響其成形能力的主要因素之一，當(dāng)原料的晶粒更細(xì)小時，拉拔速度適當(dāng)提高可以減少拉拔過程中的回火次數(shù)，更重要的是可以通過細(xì)化晶粒來提高鉬絲的強(qiáng)度。

在金屬棒料的制備工藝中，等通道轉(zhuǎn)角擠壓（equal channel angular pressing，ECAP）有助于細(xì)化晶粒。但是由于擠出通道和進(jìn)給通道的直徑相同，擠出的棒材多有節(jié)瘤和裂紋。本文采用了變通道轉(zhuǎn)角擠壓（unequal-channel angular pressing，UCAP）工藝，當(dāng)進(jìn)給通道的直徑大于擠出通道的直徑時，坯料會在三向壓應(yīng)力的作用下變形，經(jīng)過通道轉(zhuǎn)角后較少出現(xiàn)上述缺陷，且可以明顯地細(xì)化晶粒。

本文針對鉬絲在UCAP成形過程中的工序展開研究，旨在為后續(xù)拉拔工序提供直徑6mm的合格坯料。建立UCAP鉬絲的有限元模型，針對有限元模型開展試驗(yàn)驗(yàn)證，通過模擬獲得擠壓力和各場變量的規(guī)律。

1 有限元模型及試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 UCAP模具結(jié)構(gòu)及其有限元模型的簡化說明

UCAP是放在圓柱形型腔內(nèi)的圓柱形坯料受到擠壓桿擠壓變形時，從垂直于坯料放置腔的連通通道擠出，與傳統(tǒng)ECAP系統(tǒng)的區(qū)別是，坯料腔和擠出通道的截面直徑不同。擠出通道的截面直徑較小。本研究中坯料和擠壓桿的直徑為10mm，擠出通道的直徑為6mm。UCAP結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

為了提高模擬的效率和精度，在不影響金屬變形狀態(tài)的條件下進(jìn)行以下設(shè)置。

（1）模具系統(tǒng)和擠壓桿都為剛體，沒有變形，坯料為塑性材料。

（2）為了防止有限元模擬時的網(wǎng)格畸變問題，根據(jù)文獻(xiàn)，合金流動發(fā)生徑縮區(qū)域或方向改變區(qū)域宜采用圓角過渡，根據(jù)本文研究的原始坯料和擠出件的尺寸關(guān)系和文獻(xiàn)中的計(jì)算方法，在坯料腔和擠出通道相接處采用圓弧過渡，圓弧半徑為0.5mm。

1.2有限元模型的建立

原始坯料的長度為100mm，直徑為10mm，擠出鉬絲的直徑為6mm，因此存在徑縮。徑縮擠壓比的計(jì)算公式：

λ=A₁/A₂（1）

式中：λ為徑縮擠壓比;A₁和A₂分別為坯料腔和擠出通道的橫截面面積。

根據(jù)式（1）確定λ為2.78。本文研究的坯料為經(jīng)過塑性變形后的鉬絲，根據(jù)測試，在應(yīng)變速率≤60s^-1時，未發(fā)生開裂。結(jié)合本文既定的模具結(jié)構(gòu)，確定了擠壓速度≦35mm·s^-1，設(shè)置擠壓桿行進(jìn)速度分別為15，20，25和30mm·s^-1。純鉬的再結(jié)晶溫度為700-1 100℃，在高于1 000℃時有氧化現(xiàn)象發(fā)生，因此為了保證能在較高的溫度下變形又不發(fā)生氧化，選擇坯料溫度為950℃。采用Solidworks軟件繪制上述擠壓模具結(jié)構(gòu)和坯料等工件的三維圖，另存為STL文件格式，將STL文件導(dǎo)人Deform-3D有限元軟件中建立有限元模型;由于模擬過程中需要輸入坯料的應(yīng)力一應(yīng)變關(guān)系，因此采用Gleeble-3500試驗(yàn)機(jī)研究鉬坯料在850-1 200℃、壓縮應(yīng)變速率為0.01-60.00s^-1的應(yīng)力一應(yīng)變關(guān)系，導(dǎo)人Deform-3D有限元模擬軟件中的材料數(shù)據(jù)庫。選用Newton-Raphson迭代法，步長小于或等于最小網(wǎng)格尺寸的3/10。由于金屬坯料在高壓接觸時的摩擦因數(shù)較大，因此設(shè)計(jì)了0.25-0.35的靜水壓力梯度摩擦因數(shù)，結(jié)合傳熱、接觸、網(wǎng)格局部細(xì)化（變形區(qū)）等處理，建立了如圖2所示的有限元模型。

1.3有限元模型的驗(yàn)證

按照1：1的尺寸進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，模具采用金剛模，其裝置如圖3所示。擠壓速度為15mm·s^-1，其余工藝參數(shù)和1.2中設(shè)定的相同。有限元模型中的摩擦因數(shù)為0.3，模具內(nèi)壁用石墨水劑潤滑。采用250t立式液壓機(jī)加壓。記錄擠壓桿位移與擠壓力的對應(yīng)關(guān)系，并將模擬和試驗(yàn)記錄的擠壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，驗(yàn)證有限元模型的可靠性。

圖4為擠壓載荷隨行程變化的曲線。模擬和試驗(yàn)獲得的峰值擠壓力分別是1519511和1391 509N，模擬的峰值擠壓力較高，存在一定的誤差，但在合理的范圍內(nèi)，最大誤差為9.20%;但模擬的擠壓力-行程曲線下降較快，這可能與摩擦因數(shù)的梯度設(shè)計(jì)誤差有關(guān);試驗(yàn)獲得的擠壓力達(dá)到峰值后下降平穩(wěn)，在坯料減少時，擠壓力下降可能跟發(fā)生摩擦的表面積減少有關(guān)。試驗(yàn)證明，本文建立的有限元模型是可靠的。

2UCAP變形鉬絲的有限元仿真結(jié)果

2.1 速度的分布規(guī)律

通過Deform-3D有限元模擬軟件獲得的鉬絲在變形過程中的速度場變化如圖5所示。在豎直的坯料區(qū)，與擠壓桿接觸的上端有少量合金的節(jié)點(diǎn)速度很低，這是由于少量合金進(jìn)入擠壓桿與坯料腔之間的縫隙導(dǎo)致的。在坯料的下端靠近出口的右半部到出口，節(jié)點(diǎn)速度逐漸增大;相反地，在坯料下端的左半部，由于無法流動導(dǎo)致了金屬流動的死區(qū)。經(jīng)過轉(zhuǎn)角變形區(qū)以后，坯料為水平方向上的剛性流動，在擠壓桿速度為15，20，25和30mm·s^-1時，擠出的較細(xì)鉬絲水平速度分別為42.01，56.18，69.19和83.99mm·s^-1。上述速度值為10個網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)的平均值，與通過擠壓比的理論計(jì)算速度相比，誤差較小，不超過1%。

2.2溫度的分布規(guī)律

圖6是UCAP成形過程中坯料的外表面溫度分布。從圖6中可以看出，在坯料和擠壓桿接觸的區(qū)域，由于陷入擠壓桿和坯料縫隙之間的坯料發(fā)生了較大的摩擦，使坯料上端有明顯的溫升。在轉(zhuǎn)角變形區(qū)，塑性應(yīng)變產(chǎn)生的溫升更明顯;坯料的溫度為950℃，在坯料與型腔的摩擦作用下，進(jìn)入轉(zhuǎn)角變形區(qū)的溫度逐漸升高至1049℃。剛擠出模具的坯料處于空氣中，由于輻射散熱和傳導(dǎo)散熱的共同作用，溫度快速下降。

2.3等效應(yīng)變的分布規(guī)律

等效應(yīng)變的分布情況如圖7所示。坯料在擠壓過程中各個區(qū)域的應(yīng)變不同，在坯料與擠壓桿接觸的區(qū)域由于摩擦和擠壓的作用會產(chǎn)生不同程度的應(yīng)變。轉(zhuǎn)角處，應(yīng)變按照一定的梯度逐漸增大。按照等效應(yīng)變的分布規(guī)律，將經(jīng)過通道變形以后擠出的鉬絲分為3個區(qū)域。I區(qū)為剛性端，該區(qū)域的總體應(yīng)變較小，由于變形量小，無法達(dá)到本文研究對象的大應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)，應(yīng)為廢料區(qū)域。去除剛性端以外的鉬絲為大應(yīng)變區(qū)域，是合格區(qū)，見圖7中的II區(qū)和III區(qū)。該區(qū)域的上半部分應(yīng)變值相對較小為1.88-4.38，下半部分區(qū)域應(yīng)變值大于4.5。由此可見，若想使得該鉬絲縱截面上的應(yīng)變均勻，還需要進(jìn)行后續(xù)的UCAP變形。

3討論

在UCAP變形區(qū)域，溫度升高，擠壓速度增大，等效應(yīng)變疊加作用突出。由于應(yīng)變的存在，使得塑性變形產(chǎn)生的熱量和徑縮最終影響到鉬絲的狀態(tài)。文獻(xiàn)提到的通過一個道次加工的ECAP擠出棒材組織和應(yīng)變不均勻，其應(yīng)變不均勻與本文研究的結(jié)果有相似性。文獻(xiàn)研究鋁等通道球形轉(zhuǎn)角擠壓過程中也發(fā)現(xiàn)擠壓的道次對微觀組織結(jié)構(gòu)影響明顯。

通過一個道次UCAP加工獲得的微觀組織和應(yīng)變呈現(xiàn)不均勻的特點(diǎn)，使鉬絲在橫截面圓周方向上的性能不均勻，而其不均勻性符合圖7中的特點(diǎn)。根據(jù)文獻(xiàn)，在后續(xù)的研究中將通過具有定位圓周方向的ECAP多道次擠壓解決這一問題，使最終獲得的鉬絲周向同性。

4結(jié)論

坯料區(qū)的流速慢，經(jīng)過轉(zhuǎn)角處的徑縮變形后速度變快，在通道轉(zhuǎn)角處存在有梯度的增速區(qū)域，在通道轉(zhuǎn)角處存在金屬流動死區(qū)。

通道轉(zhuǎn)角區(qū)域由于金屬流動方向發(fā)生改變導(dǎo)致的溫度升高現(xiàn)象明顯，最大約100℃;在坯料與擠壓桿接觸的地方由于摩擦作用溫度升高明顯。

在擠出材料的端部等效應(yīng)變較小，為剛性端;通道轉(zhuǎn)角處的應(yīng)變按照一定的梯度逐漸增大。擠出鉬絲橫截面上等效應(yīng)變分布不均勻，上半部分區(qū)域等效應(yīng)變小于下半部分。