AA5052铝合金筒体对轮强力旋压力学性能演化规律

朱成成，李凡，赵升吨，李帅鹏，董渊哲，孟德安

AA5052铝合金筒体对轮强力旋压力学性能演化规律

朱成成1a，李凡2，赵升吨2，李帅鹏3，董渊哲1a，孟德安1b

（1.长安大学 a.工程机械学院；b.汽车学院，西安 710064；2.西安交通大学 机械学院，西安 710049；3.中信建投证券股份有限公司，西安 710001）

研究AA5052铝合金筒体在对轮强力旋压工艺下的材料变形规律和性能演化机理。以AA5052铝合金对轮强力旋压件为研究对象，通过单轴拉伸、硬度测试和金相观察等方法，获得材料强度、硬度和微观组织在对轮旋压过程中的变化规律。对轮旋压后，AA5052铝合金材料的微观组织发生显著改变，材料各向异性明显，晶粒被拉长形成流线，筒壁内外侧的晶粒比心部晶粒变形大，筒体硬度随着对轮旋压减薄率的增加而增大，筒体内外侧硬度高、心部硬度低，差值达2.9HV，经对轮旋压后材料断裂强度提高了11.51%，而断裂伸长率减小了46.43%。对轮强力旋压技术适于AA5052铝合金筒体加工，可显著改善材料力学性能，获得两侧强度高的薄壁筒体。

铝合金；对轮强力旋压；力学性能；硬度；微观组织

大型薄壁筒体是航空航天等领域广泛应用的重要结构件，多由卷焊、拼焊等传统技术制造，这种加工方式存在效率低、成本高、精度差等问题[1]。近年来，国外开发了针对大型薄壁筒体结构件的对轮强力旋压加工技术，以大直径的厚壁短筒为坯料，由成对的内外旋轮沿轴向挤压旋转中的坯料以获得长薄壁筒体。对轮强力旋压技术的旋轮尺寸小、位置灵活可调，具有柔性好、加工范围广、成本低等优点，克服了传统加工技术的不足，得到了越来越多的关注[2]。

目前对轮强力旋压技术尚处于初步研究阶段，许多问题亟待解决。国内外已开展的研究包括对轮旋压筒体精度预测[3]、旋压装置研发[4]、微观组织演化探知[5]、材料变形原理揭示[6-7]、工艺拓展[8-9]等，均针对高强度和高韧性的特种材料，如AA2195铝合金、30CrMnSiA钢[10-11]。目前对轮强力旋压加工领域仍缺少面向常规金属材料的工艺和性能研究。文中以典型工业材料AA5052铝合金为研究对象，通过研究对轮强力旋压过程中AA5052铝合金筒体的材料变形和力学性能演化规律，确定工艺可行性，为同类加工提供依据。

1 性能测试

通过元素测试、硬度测试、金相观察、单轴拉伸和压缩试验等手段研究AA5052铝合金筒体在对轮强力旋压过程中微观组织和力学性能的演化规律。

1.1 对轮强力旋压试验

在室温条件下，在全电伺服对轮旋压装置上开展AA5052铝合金筒体的对轮强力冷旋压试验，以获得材料性能测试所需工件。对轮旋压装置内外旋轮为相同的双锥面旋轮，筒体坯料固定于底部转盘。旋压前，将润滑脂均匀涂抹于筒形件内外侧加工区。各旋轮轴向挤压旋转中的坯料，实现对轮强力旋压，如图1所示，其中转盘转速为4.19 rad/s，旋轮被动旋转，旋轮轴向进给速度为1 mm/s。文中共开展了2种不同壁厚减薄率的旋压试验，旋压件的壁厚减薄率分别为35%和56%。其中，试验1通过2道次加工获得壁厚减薄率为35%的筒体；试验2通过多道次旋压获得壁厚减薄为56%的筒体。所使用的AA5052铝合金筒体坯料直径为720 mm，壁厚为10 mm，由板材卷焊方式制造，且焊缝用砂纸打磨光滑，顶端尖角倒钝。

1.2 元素测试

元素组成决定了材料的基本微观组织和力学性能，故需首先测定所用材料的成分。使用X射线荧光光谱仪（XRF）和能谱仪（EDS）检测AA5052铝合金原材料元素。AA5052铝合金EDS分层图如图2所示，结果表明，该材料中Al质量分数为96%，Mg质量分数为1.72%。AA5052铝合金的合金元素含量较低，呈现出延展性良好、强度低、不能热处理强化的特性[12]，作为结构件使用时，需强化材料性能以增强其承载能力。故通过对轮强力旋压进行形变强化对提升该材料的使用性能具有重要意义[13-14]。

图1 AA5052铝合金筒体对轮强力旋压试验

图2 AA5052铝合金EDS分层图

1.3 单轴拉伸和压缩

材料的弹性及塑性特性包括弹性模量、屈服强度、断裂强度等，是表征对轮强力旋压前后材料力学性能的重要参数，为衡量工件使用性能的必要指标，可通过单轴拉伸和压缩试验测定。通过单轴拉伸试验可获得对轮旋压前后AA5052铝合金材料的弹性及塑性性能变化规律，通过单轴压缩试验可获得对轮旋压前后材料力学性能方向性的变化规律。单轴拉伸和压缩试验均在Instron万能试验机上完成。

1.4 硬度测试

硬度为另一个重要的材料力学性能指标，表征了材料抵抗外界侵入的能力，为材料屈服、塑性变形等特性的综合体现，对工件承载能力、耐磨性均有重要影响。材料的大变形加工可引发硬度变化，需研究对轮强力旋压对筒体材料硬度的影响规律。通过显微硬度计测定了AA5052铝合金筒体在对轮旋压前后的硬度变化情况，测试设备为HV–1000B维氏硬度计，生产商为烟台华银。试验中使用金刚石正四棱锥体压头，压力值为2 000 N，测试时间为20 s，试验测定压痕对角线长度后，即可计算出显微硬度值，如图3所示，AA5052铝合金筒体原材料三点测试的硬度数据均值为56.2HV。

图3 AA5052铝合金原材料显微硬度测试

2 结果与分析

通过对轮强力旋压试验获得了目标筒体工件。文中以壁厚减薄率35%的对轮强力旋压件为主要研究对象。AA5052铝合金筒体经对轮强力旋压后，实际壁厚由原来的10 mm减为6.57 mm，减薄率为34.3%，接近于理论减薄率35%，故用理论减薄率代替实际减薄率。

2.1 微观组织

微观组织决定了材料的使用性能，且不同加工方法对AA5052铝合金的微观组织有不同的影响[15-16]。在对轮强力旋压过程中，筒体材料发生的大压缩及剪切变形显著改变了材料微观组织和力学性能，故以对轮强力旋压过程中的微观组织变化规律为首要研究目标。通过机械抛光、电解抛光和质量分数5%的HF酸腐蚀获得的AA5052铝合金原始金相如图4所示，可以发现，组织以粗大等轴晶为主，晶粒平均尺寸为63.36 μm。

图4 AA5052铝合金原始微观组织

经对轮旋压后，材料晶粒沿轴向被显著拉长，发生类似于冷轧材料微观组织的变化[17]。对轮旋压工件边缘为接触条件及摩擦作用复杂的旋轮工作区，与心部区域的材料变形状况不同。35%减薄率的AA5052铝合金对轮旋压件的微观组织如图5所示，可看到旋压件边缘和心部的晶粒均被拉长，且存在较多第二相颗粒，旋压件内外侧的晶粒较心部的晶粒更为细长和均匀，与传统芯模旋压的单侧变形组织不同。其中旋压件边缘的晶粒被拉长至143.98 μm，为丝状；心部晶粒的长度约为79.98 μm，为带状。对轮旋压件内外侧边缘材料的变形程度大于心部，位错密度更高、冷作硬化更明显，导致材料硬度沿筒体壁厚方向变化。这些丝状、带状的晶粒也使旋压件呈现力学各向异性[18]。

2.2 硬度

AA5052铝合金筒体对轮旋压后，材料硬度变化明显。沿径向切开壁厚为6.57 mm的旋压筒体后，自内而外测量断面各处的硬度。取间距为1.54 mm的5个共线点进行硬度测试，如图6所示，其中点在筒体内表面，点在筒体中面，点在筒体外表面。所得筒体内表面的硬度为58.9HV，中面硬度为57.1HV，外表面硬度为60HV，端面平均硬度为58.5HV。相比原材料56.2HV的硬度，对轮强力旋压将AA5052铝合金的平均硬度提高了2.3HV，相对提高了4.1%。筒壁内外表面硬度高、心部硬度低，最大差值达到了2.9HV。由于筒体心部的变形较小、材料强化作用较弱，晶粒筒壁心部较原材料的硬度仅提高了0.9HV，这种硬度分布规律是由对轮旋压材料的非均匀变形导致的。筒体两侧均为加工区域，材料变形大于筒体心部，且外侧的减薄率略大于内侧，导致各处晶粒变形程度、位错密度均不同，宏观表现为硬度的差异。最终旋压件呈现出两侧硬度高、中间硬度低的特征。

图5 对轮强力旋压件边缘区域与心部微观组织

图6 对轮旋压件硬度测试

旋压件的硬度不仅与取样位置有关，还与旋压减薄率直接相关。AA5052铝合金对轮旋压件硬度与减薄率的关系如图7所示。铝合金材料的硬度随着对轮旋压减薄率的增加而增大。当旋压件减薄率从35%增加至56%时，AA5052铝合金的显微硬度从58.5HV增加到84.2HV，提高了25.7HV。材料硬度增高、塑性下降显著，表现为旋压力显著增大，且旋压筒体表面开始出现材料剥落，产生了细小的薄铝皮。内在机理为在大减薄率条件下，材料晶粒被严重拉长，产生了位错塞积，变形抗力和损伤度增大，局部筒体表面材料达到了断裂阈值，并发生断裂，铝合金筒体对轮旋压难以继续进行。因此，对轮旋压减薄率达到一定程度后，必须退火软化材料、提高材料塑性，才能进行后续加工。

图7 对轮旋压件硬度与减薄率关系

2.3 拉伸性能

对轮旋压工艺对材料的力学性能有显著影响。沿轴向切割旋压件和原材料得到的拉伸试样尺寸如图8a所示，该试样形状特殊，宽度小、厚度大，与传统板材拉伸试样不同。试样的变形区长度为25 mm，宽度为2 mm。2种试样仅厚度方向尺寸有差异，旋压件试样厚度为6.57 mm，宽度与厚度的比值为0.3；原材料试样厚度为10 mm，宽度与厚度的比值为0.2。2种拉伸试样宽度与厚度的比值差异极小，对材料的屈服强度、抗拉强度、伸长率等力学特性的影响均可忽略不计[19-20]。旋压件和原材料试样的拉伸结果如图8b所示，二者的断裂特性（包括断裂伸长量和断口特征）有明显差异。通常AA5052铝合金在各种应力条件下均为韧性断裂，但对轮强力旋压改变了其断裂特性[21]。AA5052铝合金的断裂伸长量自原材料的0.28 mm下降至旋压件的0.15 mm，减少了46.43%。原材料试样的断面倾斜于试样拉伸方向，为剪切断口，由剪应力导致。旋压件试样的断面平直，伴随显著的颈缩和韧窝，为颈缩杯锥状断口，由正应力导致。对轮旋压加工显著改变了材料的微观组织，使材料发生了晶粒变形、产生了大量位错、提高了损伤度，导致材料在相同变形条件下更容易发生局部失稳，产生颈缩，发生断裂。

图8 单轴拉伸试样及结果

采用应力–应变曲线对比旋压件和原材料的力学性能差异，二者的单轴拉伸真实应力–应变曲线如图9所示，其弹性、塑性行为和断裂行为均不同。AA5052铝合金的拉伸曲线没有明显屈服点，以条件屈服强度0.2代替屈服强度s。采用常用的Hollomon硬化方程建立2种试样的应力–应变模型，该方程如式（1）所示。原材料的强度因子为426，硬化指数为0.37，旋压件的强度因子为482，硬化指数为0.22。在相同应变条件下，旋压件应力显著大于原材料应力，且旋压件的屈服强度、断裂强度均显著高于原材料的对应值。旋压件和原始材料的屈服强度分别为178.90 MPa和62.23 MPa，对轮旋压后材料的屈服强度提升了187.48%，材料的断裂强度也由原材料的246.13 MPa提高至旋压件的274.45 MPa，提升了11.51%，但材料断裂伸长量减少了46.43%。对轮旋压有显著的材料强化特性和韧性劣化特性，加工过程中晶粒和位错变化剧烈，冷作硬化效果显著。以断裂极限之前的区域为无损变形区，断裂极限之后的区域为损伤演化区，旋压件的无损变形区小于原始材料的无损变形区。故达到断裂极限后，原材料损伤演化极为迅速，断口呈剪切断裂状态，而旋压件试样损伤演化过程较长，呈现颈缩杯突状断口。

图9 对轮强力旋压件与原始材料的拉伸应力–应变曲线

式中：为应力；为强度因子；为应变；为加工硬化指数。

2.4 压缩性能与各向异性

压缩性能表征了材料压力加工的变形能力，材料力学性能各向异性对工件加工精度、使用性能都至关重要。故采用单轴压缩试验研究材料经对轮旋压后的压缩性能和力学性能各向异性的变化规律。沿轴向在旋压件和原材料上切割直径为6 mm、高为10 mm的圆柱试样，并将试样压缩至5.3 mm高，结果如图10a所示，旋压件和原材料的试样压缩后所得形状略有不同。各向同性材料的力学性能与方向无关，圆柱试样单轴压缩后端面为正圆，可用Tresca、Mises等屈服准则建立本构模型；各向异性材料的屈服面呈现方

向性，圆柱试样单轴压缩后端面为椭圆等非圆形状，需用Hill、Barlat等屈服准则建立本构模型，压缩件端面形状不对称性越强，各向异性越严重。原材料试样压缩后，截面为近似圆形的椭圆，长短径分别为8.70 mm和7.98 mm，长短径的比值为1.09，说明原材料存在一定的各向异性。旋压件试样压缩后，截面呈长椭圆形，长短径约为9.08 mm和7.62 mm，长短径的比值为1.19。旋压件的长径比原料长径大4.37%；旋压件的短径比原材料短径小4.51%。表明通过对轮旋压加工之后，AA5052铝合金各向异性显著增强，材料力学性能不均匀。在对轮旋压过程中，材料处于近似平面应变的变形状态，以轴向伸长和径向压缩变形为主，因此材料会发生特异的晶粒变形和位错堆积，使材料呈现宏观的力学各向异性。旋压件与原材料试样压缩的真实应力–应变曲线如图10b所示。AA5052铝合金的压缩应力随应变的增加而增大。2种试样的弹性模量相等，但旋压件的屈服点较高。原材料和旋压件的屈服强度分别为195 MPa和269 MPa，旋压件较原材料屈服强度提高了37.95%。在相同应变条件下，旋压件的应力比原材料的应力更高。例如，当应变为0.4时，原材料和旋压件的应力分别为774 MPa和1 231 MPa。对轮旋压可明显提升材料的压缩强度。

图10 旋压件及原材料的压缩试验

3 结论

通过对轮强力旋压试验，获得了典型铝合金材料AA5052筒体在加工过程中力学性能的演化规律，验证了该工艺的可行性，得到结论如下。

1）AA5052铝合金筒体材料的硬度随着对轮旋压减薄率的增加而增大，当减薄率从原始材料的0增加到56%时，硬度从56.2HV变为84.2HV；对轮旋压筒体呈现内外侧硬度高、心部硬度低的特征，差值可达2.9HV。

2）在对轮强力旋压后，AA5052铝合金材料的屈服强度和断裂强度显著提高，其中拉伸屈服强度提高了187.5%、断裂强度提高了11.5%，材料的断裂伸长率下降明显。旋压件的长径比原料长径大4.37%；旋压件的短径比原材料短径小4.51%，对轮旋压后材料的各向异性增强。

3）在对轮强力旋压后，AA5052铝合金微观组织显著改变，晶粒被拉长并形成流线，对轮旋压中心部位材料与两侧存在明显差异，导致了非均匀的冷作硬化和材料力学性能各向异性。

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Mechanical Property Evolution Rules of AA5052 Aluminum Alloy Tube during Counter-roller Flow-forming Process

ZHU Cheng-cheng1a, LI Fan2, ZHAO Sheng-dun2, LI Shuai-peng3, DONG Yuan-zhe1a, MENG De-an1b

(1. a. School of Construction Machinery; b. School of Automobile, Chang'an University, Xi'an 710064, China; 2. School of Mechanical Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China; 3. China Securities Co., Ltd., Xi'an 710001, China)

The work aims to study the deformation mechanism and mechanical property evolution rules of the AA5052 aluminum alloy tube during counter-roller flow-forming process. With AA5052 aluminum alloy tube during the counter-roller flow-forming process as the object, the change rules of material strength, hardness, and microstructure were obtained through uniaxial elongation, hardness test, metallographic observation, etc. The microstructure of the AA5052 aluminum alloy changed obviously. The material had obvious anisotropy. The grains were elongated to form streamline. The inner and outer grains at the tube wall were deformed larger than the grain at the center. The hardness of the tube increased with the increase of the thinning ratio of counter-roller flow-forming process. The hardness at the outer part of the tube was high, and that at the center part was low. The difference value could be 2.9HV. The strength of the material increased by 11.51% after counter-roller flow-forming process, while the breaking elongation decreased by 46.43%. The counter-roller flow-forming process is suitable for processing of AA5052 aluminum alloy tube. It can increase the mechanical properties of material and obtain thin-walled tube of high strength at both sides.

aluminum alloy; counter-roller flow-forming; mechanical property; hardness; microstructure

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.07.006

TG394

A

1674-6457(2022)07-0044-07

2022–05–05

国家自然科学基金–联合基金重点项目（U1937203）；陕西省自然科学基金（2021JQ–278）；陕西省自然科学基础研究计划（2022JQ–440）；现代设计及转子轴承系统教育部实验室开放基金。

朱成成（1988—），男，博士，讲师，主要研究方向为材料加工。

孟德安（1989—），男，博士，讲师，主要研究方向为材料加工。

责任编辑：蒋红晨