苗 青

(上海電機學院 機械學院， 上海 200240)

軋制AZ31鎂合金板材的顯微組織和力學性能

苗 青

(上海電機學院 機械學院， 上海 200240)

以初始晶粒尺寸為250～300μm、20mm厚的鑄態(tài)AZ31鎂合金板坯為原材料，對比研究4種軋制方案對軋后板材顯微組織和力學性能的影響。結果表明，4種方案終軋板材的平均晶粒尺寸依次為5μm、18μm、6.5μm和4.5μm，抗拉強度均大于250MPa，屈服強度均大于140MPa,延伸率均大于20%。其中最佳方案制得了高塑性鎂合金板材，抗拉強度為265MPa，屈服強度為186MPa，延伸率達29%，同時，板材沿橫向、軋向和45°方向的性能相差較小，各向異性不顯著。

AZ31鎂合金板材； 軋制； 顯微組織； 力學性能

鎂合金具有高比強度、高比剛度、減振性好等一系列優(yōu)點，被譽為“21世紀最具潛力的綠色工程材料”。變形鎂合金板材、帶材適用于“陸、海、空、天”等交通運載裝備的制造[1-2]。鎂合金具有密排六方(HCP)的晶體結構，室溫變形條件下塑性較差、加工成形困難，但變形鎂合金較之鑄造鎂合金具有更優(yōu)良的力學性能和尺寸穩(wěn)定性。軋制技術是通過塑性成形工藝生產板、帶材最經濟有效的方法之一，具有在大規(guī)模工業(yè)化生產中快速應用、全面推廣的價值和空間[3-4]。因此，研究與開發(fā)高性能鎂合金板材的軋制工藝具有重要意義。

據(jù)文獻[5-6]報道，傳統(tǒng)的AZ31鎂合金熱軋工藝，一般均從120mm左右厚的鑄錠開始軋制，始軋溫度為420～450℃，終軋溫度為300～260℃，單道次變形量15%～25%，一般軋制到2～4mm厚的板材需要加熱3～5次，總軋制道次為28～30次。熱軋后板材的性能為： 抗拉強度≥250MPa，屈服強度≥145MPa，延伸率在12%～21%，軋制后板材的方向性較明顯。

AZ31鎂合金鑄軋的澆注溫度一般在600℃以上，變形量在30%左右，軋制速度為1.5～5m/min，適合于軋制厚度在2mm以上的板坯，晶粒尺寸可以細化至10μm以下。但由于鑄軋過程中凝固不均勻而產生的晶粒各向異性、晶粒粗大、宏觀偏析等缺陷往往導致板材表面質量下降、內部組織不均勻、拉伸性能不符合成型工藝要求等問題[7-9]。

近期，國內外有關鎂合金異步軋制和交叉軋制的研究很多[10-14]。異步軋制是指兩個工作輥表面線速度不相等的一種軋制方法。交叉軋制是在軋制過程中改變軋制方向(旋轉90°)，可以每道次后都改變軋向，也可以保持一個方向軋制多道次后再變向軋制。從批量化生產的角度來分析，異步軋制工藝通過沿板厚方向引入剪切變形來實現(xiàn)晶粒細化和織構弱化，要求較高的異速比及合理的軋制路徑控制，技術操作復雜，且沿板厚方向顯微組織和力學性能呈現(xiàn)差異化分布，不利于異步軋制鎂合金板材的應用推廣和后續(xù)的二次成形。交叉軋制由于在軋制過程中需要改變軋制方向(旋轉90°)，故具體的工藝操作繁瑣，生產效率低下，難于大規(guī)模生產。

鎂合金的密排六方(HCP)晶體結構決定了其室溫塑性變形能力較差，因此，鎂合金軋制變形多數(shù)在較高溫度下進行。對于薄板軋制而言，由于厚度更薄所以熱傳導速度更快，熱軋變形容易引起板平面起浪、板形難于控制等問題，軋制溫度過高時還容易引起晶粒長大而導致熱脆傾向增大；冷軋變形時板材中容易產生高的應力集中，誘發(fā)孿生變形而引起切變斷裂[5]。已報道的AZ31鎂合金板材冷軋工藝中道次變形量僅在5%左右，大的道次變形量會軋裂板材，4～5道次冷軋累積變形量達15%～20%后需要進行中間退火，材料利用率和生產效率極低[16]。

本研究以商業(yè)化生產成熟的AZ31鎂合金鑄態(tài)板坯為原材料，擬定A、B、C、D共4種工藝方案進行降溫軋制工藝的對比研究，通過監(jiān)測軋后板溫控制多道次軋制過程中軋制溫度的變化，研究各道次軋制板材的晶粒細化規(guī)律及終軋板材的力學性能，擬解決熱軋鎂合金板材板形難于控制及冷軋鎂合金板材邊裂嚴重、道次變形量小等問題。

1 實 驗

原始坯料為半連續(xù)AZ31鎂合金鑄錠，尺寸規(guī)格為板厚20mm，長200mm，寬130mm，在420℃下進行12h的均勻化退火處理。鑄錠的化學成分如表1所示，均勻化退火后的顯微組織如圖1所示。軋制試驗在雙輥軋機上進行，軋輥直徑為220mm，軋輥長度為360mm。實驗研究的4種軋制工藝方案如表2所示。

表1 AZ31鎂合金鑄錠的化學成分

每道次軋制完成后對板材進行空冷處理，待板材完全冷卻至室溫后用數(shù)顯螺旋測微儀測量軋后板材的厚度，相對測量誤差為±3%。從軋后板材上截取試樣來進行顯微組織觀察和拉伸性能測試。選擇軋制板材的TD×RD平面作為金相組織觀察面(RD=Rolling Direction,TD=Transverse Direction)，在Olympus GX71型金相顯微鏡下采用直線截距法測量晶粒尺寸，相對測量誤差為±3%。室溫條件下的力學性能測試在INSTRON5569上進行。分別沿RD、TD和板材的45° 3個方向來截取拉伸試樣，每個方向上各取3件。拉伸試樣的外形和尺寸如圖2所示。

圖1 AZ31鎂合金鑄錠退火后的金相組織Fig.1 Microstructure of AZ31 Mg ingot after annealing treatment

表2 AZ31鎂合金板材多道次軋制工藝參數(shù)

圖2 拉伸試樣的外形和尺寸(mm)Fig.2 Geometry and dimensions of tensile specimens

2 結果與討論

2.1軋后板溫的變化

根據(jù)多道次軋制過程中板坯溫度逐步降低的規(guī)律，通過測試每道次軋后板材的溫度以控制多道次軋制過程的降溫速度。板材的始軋溫度為400℃，采用接觸式測溫儀在每道次軋制后立刻測試板溫，保證溫度測量在5s內完成，軋后板溫的測試結果如表3所示。

表3 AZ31鎂合金軋后板材的溫度

由表3可知，方案A、D與方案B、C比較，隨軋制道次的增加軋后板溫降低較快。在方案A、C、D軋制過程中，軋后板坯的溫度隨軋制道次的增加逐漸降低，在方案B的1～4道次軋制過程中，軋后板坯的溫度依然呈現(xiàn)出隨軋制道次增加而降低的趨勢，隨后的5、6道次軋制后板溫出現(xiàn)了隨著軋制道次的增加不降低反而增加的現(xiàn)象。軋后板坯溫度的變化主要受軋制變形量的影響，鎂合金導熱性能良好，多道次軋制過程中，每道次均以30.5%～37%這樣的大變形量軋制時，不僅使板材厚度減薄，而且產生了強烈的變形熱效應引起溫升。由于實際操作過程中方案B中5、6道次軋制時變形量偏高導致軋制變形區(qū)的變形熱增加，且隨軋制道次增加板材厚度越來越薄，溫升現(xiàn)象越來越顯著，直接導致方案B的5、6道次軋后板坯的溫度隨軋制道次增加而升高。

2.2晶粒尺寸變化

4種方案終軋板材的金相組織如圖3所示。由圖3可知，4種方案軋制變形后均獲得了等軸晶組織，與初始鑄態(tài)的粗晶組織(圖1)相比，說明A、B、C、D多道次軋制過程中均發(fā)生了動態(tài)再結晶過程以完成對初始鑄態(tài)組織的破碎和晶粒細化。方案A、C和D軋后板材的晶粒均呈現(xiàn)出大小晶粒雙峰分布的形貌，其中，方案D軋后板材顯微組織中更容易觀察到局部的小晶粒富集區(qū)，方案C軋后板材的顯微組織中出現(xiàn)大晶粒富集區(qū)周邊圍繞小晶粒的形貌。由表3可知，4種方案多道次軋制的終軋溫度分別為223℃、310℃、254℃和160℃。方案D的終軋溫度為160℃，終軋板材的軋后溫度不足以使動態(tài)再結晶組織發(fā)生晶粒長大，相比較而言，方案A的終軋溫度為223℃，終軋板材的軋后溫度使動態(tài)再結晶組織中的形變晶粒數(shù)量減小，組織均勻性提高；方案C的終軋溫度為254℃，軋后板溫使動態(tài)再結晶組織中的部分區(qū)域發(fā)生了晶粒長大。而方案B軋后板材的顯微組織中全部為比較粗大的等軸晶粒分布，對照表3可知，方案B終軋板材的軋后溫度高達310℃，導致動態(tài)再結晶細化后的晶粒又發(fā)生了明顯的長大粗化。由上述分析可知，多道次軋制過程中終軋溫度決定了終軋板材的顯微組織分布和晶粒尺寸，終軋溫度需合理控制，終軋溫度過高將導致動態(tài)再結晶組織發(fā)生長大粗化。

圖3 多道次軋制AZ31鎂合金板材的金相組織Fig.3 Optical morphologies of multi-pass rolled AZ31 Mg alloy sheets

4種方案各道次軋制后板材的晶粒尺寸如表4所示。本實驗研究的4種軋制方案中，平均道次變形量在30%～37%，方案A進行了5道次軋制，平均道次變形量達到37.3%，而且終軋后板溫在223℃，動態(tài)再結晶溫度相對較低，其晶粒細化效果較好，平均晶粒尺寸為5μm。

而方案B平均道次變形量為33%，變形量也較大，且由表3可知，方案B整個軋制過程中每道次軋后的板溫偏高，每道次軋制后板材的晶粒尺寸均大于其他方案中相應道次軋制后板材的晶粒尺寸，由圖4中可見，方案B各道次軋制板材的晶粒尺寸變化線在方案A、C、D之上。

表4 多道次降溫軋制板材的晶粒尺寸

圖4 多道次降溫軋制板材的晶粒尺寸Fig.4 Grain sizes of the multi-pass rolled AZ31 Mg alloy sheets

觀察圖4中方案B各道次軋制板材的晶粒變化曲線可知，1～4道次軋制過程中，隨軋制道次增加晶粒尺寸不斷細化，4道次軋制板材的晶粒尺寸為14.5μm，4道次以后出現(xiàn)了隨軋制道次增加晶粒尺寸不能夠繼續(xù)細化反而發(fā)生晶粒長大的現(xiàn)象，終軋板材的晶粒尺寸達到18μm。由2.1節(jié)的分析可知，由于軋制變形熱效應，導致方案B的5、6道次軋后板材溫度出現(xiàn)了隨著軋制道次的增加而增加的現(xiàn)象，6道次終軋后的溫度達到310℃。據(jù)晶粒長大理論

d2-d02=k0te-Q g/(RT)

式中，d0、d分別為原始晶粒和長大后的晶粒尺寸(μm)；k0為常數(shù)；R為氣體常數(shù)；Qg為晶粒長大激活能；t為時間(s)；T為溫度(℃)。

軋制過程中終軋板材的軋后溫度偏高，且終軋板材處于空氣中自然冷卻，從而導致終軋板材發(fā)生晶粒長大。如4道次軋制板材的軋后溫度為281℃，5、6道次軋制時的軋后溫度分別達到293℃ 和310℃。因此，較之第4道次軋制，第5、6道次軋制時，動態(tài)再結晶完成后又發(fā)生了晶粒的長大粗化。對比方案A、B、C、D可知，軋制過程中各道次軋后板溫相對越低的方案其晶粒細化效果越好，軋后板溫偏高的方案其軋制板材的晶粒尺寸也較大。軋后板溫高于前一道次軋后板溫的板材還將發(fā)生晶粒的長大粗化。

2.3終軋板材的力學性能

表5列出了4種軋制工藝方案板材的橫向(TD)，軋向(RD)及45°方向上的力學性能測試結果，方案A板材性能最好，方案B相對性能偏低。方案A板材的平均晶粒尺寸為5μm，平均延伸率為29.6%；方案B板材的平均晶粒尺寸為18μm，平均延伸率最低，但也達到21.7%。

表5 不同方案終軋板材的力學性能

方案A5道次終軋板材的力學性能最好，沿板材軋制方向和板材橫向的屈服強度分別為183和197MPa，抗拉強度分別為260和275MPa，延伸率分別達到29.5%和29.0%。方案C和D次之，方案B6道次終軋板材的力學性能相對最差。但值得注意的是，方案B終軋板材軋向和橫向的延伸率也均超過20%，如此高的延伸率完全可以改變鎂合金板材室溫塑性差的常規(guī)結論。

方案D軋制板材的平均晶粒尺寸為4.5μm，但性能并不是最優(yōu)的。由表3可知，方案D終軋板材的軋后板溫僅為160℃，據(jù)此推測方案D終軋道次的實際變形溫度也較低，此時板材雖然獲得了細小的新生動態(tài)再結晶組織，但再結晶并不充分，顯微組織中變形組織的比例相對較大，導致板材的延伸率相對于方案A有所降低，其平均延伸率僅為27.5%。

4種方案終軋板材力學性能的各向異性對比如圖5所示。由圖5可知，板材各方向的性能相差較小，屈服強度僅相差10～15MPa，延伸率相差1.0%～2.3%。4種方案軋制板材的力學性能雖然有差別，但每種方案軋制板材的力學性能各向異性均較小，板材性能較均勻。板材力學性能方向性的普遍規(guī)律是： 板材橫向的屈服強度和抗拉強度最高，略高于45°方向和軋向，而軋向最低。板材延伸率45°方向最高，且軋向高于橫向。

圖5 不同方案終軋板材的力學性能Fig.5 Mechanical properties of the sheets rolled with different methods

3 結 論

本文通過4種工藝方案對AZ31鎂合金板材進行多道次軋制實驗研究，得到以下結論：

(1) 采用4種方案進行平均道次變形量為30.5%～37.3%的5～8道次軋制，可將鑄態(tài)組織為250～300μm的粗大晶粒，分別細化至 5μm、18μm、6.5μm和4.5μm。終軋溫度和終軋變形量決定終軋板材的顯微組織和晶粒尺寸，終軋溫度過高將導致軋后板材的晶粒尺寸增加。

(2) 4種方案中，各道次軋后板溫越低的方案其晶粒細化效果越好，軋后板溫偏高的方案其軋制板材的晶粒尺寸也較大。軋后板溫高于前一道次時將導致軋制板材發(fā)生晶粒長大。

(3) 4種方案中，方案A經5道次軋制(平均道次變形量控制為37.3%，終軋板溫223℃)制備的AZ31鎂合金板材綜合性能最優(yōu)。板材的平均屈服強度和抗拉強度分別為186和265MPa，平均延伸率達到29.5%。

(4) 4種方案終軋板材的各向異性均較小，板材軋向和橫向的屈服強度與抗拉強度相差10～15MPa，延伸率相差1.0%～2.3%。板材橫向的屈服強度和抗拉強度最高，45°方向上板材的延伸率最高。

[1] Busk R S.Magnesium Production Design[M].New York: Marcel Dekker Inc.1986: 12-13.

[2] Mordike B L,Ebert T.Magnesium properties-application-potential[J].Materials Science and Engineering A,2001,302(1): 37-45.

[3] Cahn R W,師昌緒,柯 俊.非鐵合金的結構與性能[M].北京: 科學出版社,1999: 109.

[4] Staiger M P,Pietak A M,Huadmai J,et al.Magnesium and its alloys as orthopedic biomaterials: A

review[J].Biomaterials.2006,27(9): 1728-1734.

[5] 陳振華.變形鎂合金[M].北京: 化學工業(yè)出版社,2005: 249-253.

[6] 陳振華,夏偉軍,程永奇,等.鎂合金織構與各向異性[J].中國有色金屬學報,2005,15(1): 1-11.

[7] 陳緒宏,丁培道,楊春楣.雙輥快速凝固AZ31鎂合金薄帶實驗研究[J].輕合金加工技術,2003,31(5): 19-21.

[8] Porter I.Partners put the squeeze on thin-sheet magnesium costs[J].Light Metals News,2003,17(4): 1.

[9] Cowley B.New production-ready magnesium shheet[J].Materials Australia,2003,35(6): 11.

[10] Kim W J,Park J D,Kim W Y.Effect of differential speed rolling on microstructure and mechanical properties of an AZ91 magnesium alloy[J].Journal of Alloys and Compounds,2008,460(1-2): 289-293.

[11] Watanabe H,Mukai T,Ishikawa K.Effect of temperature of differential speed rolling on room temperature mechanical properties and texture in an AZ31 magnesium alloy[J].Journal of Materials Processing Technology,2007,182(1-3): 644-647.

[12] Kim W J,Lee J B,Kim W Y,et al.Microstructure and mechanical properties of Mg-Alk-Zn alloy sheets severely deformed by asymmetrical rolling[J].Scripta Materialia,2007,56(4): 309-312.

[13] Chino Y,Sassa K,Kamiyaa A,et al.Enhanced formability at elevated temperature of a cross-rolled magnesium alloy sheet[J].Materials Science and Engineering A,2006,441(1-2): 349-356.

[14] Chino Y,Sassa K,Kamiyaa A,et al.Microstructure and press formability of a cross-rolled magnesium alloy sheet[J].Materials Letters,2007,61(7): 1504-1506.

[15] 汪凌云,黃光杰,陳 林,等.鎂合金板材軋制工藝及組織性能分析[J].稀有金屬材料與工程,2007,36(5): 910-914.

Microstructure and Mechanical Properties of Rolled AZ31 Magnesium Alloy Sheets

MIAOQing

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Dianji University, Shanghai 200240, China)

Cast AZ31 magnesium alloy plate with thickness of 20mm was obtained by using four different rolling methods, and the microstructure and mechanical properties of the as-rolled sheets were compared. The results show that the grain size of the sheets obtained with different methods can be refined to 5μm， 18μm， 6.5μm and 4.5μm, respectively. The tensile strength was improved to 250MPa, the yield strength improved to 140MPa, and elongation was over 20%. The final sheet prepared via the best method was featured by high-ductility with elongation being 29% in average. Correspondingly, it presented very high strength, with the final tensile strength and yield strength achieving 265MPa and 186MPa, respectively. The results also indicate that differences of mechanics among transverse direction, rolling direction, and 45° direction in the sheets are very small. Anisotropy of the mechanical properties is not obvious.

AZ31 magnesium alloy sheet; rolling; microstructure; mechanical property

2095-0020(2013)05 -0240-06

TG 113

A

2013-10-14

上海高校青年教師培養(yǎng)資助計劃項目資助(ZZSDJ12007)；上海電機學院科研啟動經費項目資助(13C416)；上海電機學院重點培育項目資助(12C109)

苗 青(1981-)，女，講師，博士，主要研究方向為材料成形工藝及模具設計，E-mail: miaoqing@sdju.edu.cn