頂管軋制對擠壓態(tài)ZK60鎂合金顯微組織和力學性能的影響

段華，馬立峰，朱艷春，鄒景鋒

塑性成形

頂管軋制對擠壓態(tài)ZK60鎂合金顯微組織和力學性能的影響

段華，馬立峰，朱艷春，鄒景鋒

（太原科技大學 機械工程學院，太原 030024）

研究頂管軋制工藝中不同壓下率對ZK60鎂合金管材顯微組織和力學性能的影響，為頂管軋制工藝制備鎂合金管材提供借鑒和指導?；谟邢拊M及頂管軋制實驗，對不同壓下率下的模擬及實驗結果進行對比驗證，分析不同壓下率下的鎂合金管材軋制過程以及過程中的組織演變規(guī)律。隨著壓下率的增加，管材整體應變呈上升趨勢，并從外到內遞減。在壓下率為45%時，累積應變達到峰值，晶粒得到明顯細化。軋制后材料的強度由273 MPa提升至377 MPa，伸長率由29%下降至10%。使用頂管軋制工藝完全可以制備ZK60鎂合金薄壁管材，這為高強薄壁鎂合金管材的制備提供了一種新的方法和途徑。

鎂合金；頂管軋制；組織演變；力學性能

鎂合金作為輕量化結構材料，具有高比強度、優(yōu)良的電磁屏蔽特性、高阻尼能力和良好的減震能力，在汽車和航天工業(yè)中降低碳排放和提高能源效率方面尤為突出。在塑性變形過程中，由于鎂合金的密排六方晶格結構滑移系較少，導致其在室溫下的成形性和延性較差。此外，鎂合金的強度低于其他結構合金，如鋼和鋁。這些不足制約了鎂合金作為基礎結構件在軍工、航空航天和民用領域的廣泛應用[1—5]。

學者們提出了多種可行的手段來優(yōu)化鎂合金組織以獲得優(yōu)越的力學性能，包括調整合金配方和加工工藝等，并開展了相關研究工作[6]。嚴重塑性變形是提高鎂合金強度和延性的一種經濟有效的方法，目前已被廣泛接受[7]。Lu等[8]通過多道次等徑角擠壓制備了Mg-1.8Gd-1Zn-0.1Zr合金，屈服強度為334.4 MPa，伸長率為22.5%。Rong等[9]在AZ75合金上應用了硬板軋制技術，在室溫下獲得了優(yōu)越的力學性能，同時具有較高的強度和延展性（屈服強度約為218 MPa，抗拉強度約為345 MPa，伸長率約為19%）。Torbati-Sarraf等[10]指出通過高壓扭轉技術可以大大提高鎂合金的斷裂伸長率（在200 ℃下可達到535%），Lin等研究了循環(huán)擠壓壓縮工藝對GW102K合金力學性能的影響，結果表明多道次循環(huán)擠壓鎂合金的屈服強度為318 MPa，伸長率為16.8%，但是，這種成本過高的技術在實際生產中較難進行大規(guī)模工業(yè)化。傳統(tǒng)的軋制工藝雖然可以有效解決以上問題，但是也存在著加工流程長、道次匹配難、技術復雜、投資較高且無法進行薄壁管生產的弊端。頂管軋制工藝（Cross-roll piercing and elongating，CPE）是20世紀80年代提出的一種工藝，隨著鎂合金斜軋穿孔技術的發(fā)展，該工藝在鎂合金生產上得以實現(xiàn)。CPE工藝設備投資少、流程短、生產效率高，而且可以進行高質量、高強度薄壁管材的生產。頂管軋制示意見圖1，管坯放置于頂桿頭部，利用壓機在加工方向上進行頂管軋制，但是目前鎂合金采用CPE工藝的研究較少，因此，文中利用頂管軋制工藝，對一種擠壓態(tài)的ZK60鎂合金管材進行了軋制，揭示了不同累積應變條件下的宏觀和微觀特征，系統(tǒng)討論了頂管軋制的變形行為、微觀結構演變及其力學性能，對使用CPE進行工業(yè)化生產鎂合金薄壁管材提供了參考依據。

圖1 頂管軋制示意

1 模型的建立與實驗方案的制定

1.1 有限元模型的建立

使用FEM軟件Abaqus-explicit建立鎂合金管材頂管軋制工藝模型，原料外徑為50 mm，內徑為30 mm，長度為120 mm，軋輥公稱直徑為180 mm，頂桿進給速度為30 mm/s，模具摩擦因數(shù)為0.3，導熱系數(shù)為117 W/(m×K)，空氣對流系數(shù)為0.012 kW/(m×K)，第1道次孔型形狀為橢圓形，其尺寸為48 mm′46 mm，第2道次孔型形狀為圓形，其尺寸為45 mm，第3道次孔型形狀為橢圓形，其尺寸為43.6 mm′42.6 mm，第4道次孔型形狀為圓形，其尺寸為41 mm。模型采用的顯式動力學分析方法，對管材變形過程中溫度、位移等參量耦合分析。同時結合實際實驗復雜的環(huán)境變化，充分考慮了傳熱、變形溫升等因素。在模型內引入了軋輥與毛管之間的摩擦生熱以及熱傳導，設置了毛管與空氣之間的換熱系數(shù)。具體模型如圖2所示，分析總時間為30 s。

圖2 頂管軋制有限元模型

1.2 實驗方案

材料為標準ZK60擠壓管，化學成分為Mg- 5.91Zn-0.43Zr-0.01Mn。加熱方式為到溫加熱（到達設定爐溫后放入實驗材料），設定溫度為350 ℃。實驗原理如圖3a所示，實驗模具如圖3b所示，將4組推軋輥按照道次順序，先安裝第一道次軋輥。當爐溫到達350 ℃后放入試樣，保溫30 min。在推桿上涂抹石墨潤滑劑，以便于后續(xù)松棒。將加熱好的2組實驗材料放置于實驗模具上進行實驗，實驗結束后將實驗材料空冷降溫?？焖侔惭b第二道次軋輥，此時實驗模具為第1，2道次模具疊加，再取2組實驗材料進行實驗。實驗結束后將實驗材料空冷降溫。快速安裝第三道次軋輥，此時實驗模具為第1，2，3道次疊加。重做上述實驗，以此類推進行第1，2，3，4道次實驗。最后得到4個壓下量，8個實驗材料。值得注意的是，為了使變形更均勻，在軋輥安裝時嚴格按照正Y-反Y布置。另外，中途安裝軋輥時間需控制在5 min以內，其中各道次總壓下量分別為1.5，2.5，3.45，4.5 mm；總壓下率分別為15%，25%，34.5%，45%。從圖3c可以看出，隨著壓下量的增加，管坯明顯拉長，表面質量良好。隨后在軋后荒管沿半徑厚度方向外圈、中心、內圈分別進行組織取樣，在1200目金相砂紙上打磨至表面光潔無劃痕，隨后在腐蝕液（4.7 g苦味酸+10 mL冰乙酸+60 mL酒精+10 mL蒸餾水）侵蝕10 s后進行微觀組織形貌觀察，并在管坯中間位置取圓柱拉伸樣進行力學性能測量。

圖3 實驗過程及軋后材料

2 結果與討論

2.1 模擬結果分析

為了解軋制過程管材變形機理，以便更好地分析軋制過程中的組織演變規(guī)律，對ZK60鎂合金管材頂管軋制過程進行有限元模擬。不同壓下率軋制后的管材徑向截面的溫度見圖4，從整體上看，管坯在周向上呈現(xiàn)溫度不均勻性，在徑向上溫度呈現(xiàn)從外向內遞減的趨勢，在縱向上隨著變形量的增加表現(xiàn)出溫度逐漸降低，且溫降速度逐漸趨于平緩的趨勢。這是由于第1，3道次孔型為橢圓孔型，在壓下的過程中，管坯不同位置與孔型和芯棒接觸時間不同，且橢圓孔型會導致管坯在周向上的壓下量不同，所以在溫度云圖截面上呈現(xiàn)的是周向分布不均，但隨著壓下率的增加、壁厚的減薄以及管坯內溫度傳導，周向溫度不均的現(xiàn)象逐漸減弱。從圖5和圖6可以看出，在徑向上的應變和應力內圈明顯小于外圈，這導致材料自身升溫過程中內圈升溫較慢，在軋制過程進行到一定階段時，芯棒與管坯抱緊，接觸方式由線接觸變?yōu)槊娼佑|，管坯內圈與芯棒接觸面積較外圈與軋輥接觸面積大，所以管坯內圈導熱較快，進而使管坯溫度在徑向上呈現(xiàn)從外到內下降的趨勢。隨著壓下率的增加，管坯溫度在模具導熱和空氣散熱作用下緩慢降低，但在開始軋制時的下降尤為明顯，這是由于鎂合金材料導熱性較好，開始接觸模具時由于溫差較大，激冷效應[13]顯著，導致管材溫度流失較快，但隨著軋制過程的進行，管坯溫度在變形生熱、模具傳熱、模具升溫、空氣散熱四者作用下逐漸趨于穩(wěn)定，在溫度云圖（見圖4）上顯示為溫度梯度下降較為平緩。

圖4 不同壓下率下的ZK60鎂合金管材溫度云圖

從圖5不難看出，隨著壓下率的增加，管材整體應變呈上升趨勢。在周向上，由于初始孔型為橢圓孔型，故應變分布略有差異，但隨著壓下的進一步進行，差異逐漸減小，最終在45%壓下率時應變分布變得較為均勻。在半徑方向上，隨著軋制過程的進行，應變變化較為明顯，外圈應變大于內圈應變，這會造成徑向上材料微觀組織不均勻。實驗采用孔型為橢圓-圓孔型，布置方式為正Y-反Y，會導致材料在周向上受應力不均勻，如圖6所示，但是這種布置方式有利于改善頂管軋制咬入以及軋制過程，防止抱死。循環(huán)應力也可在一定程度上改善組織。

2.2 不同壓下率下的ZK60鎂合金管材微觀組織形貌分析

為了對有限元模擬結果進行驗證，揭示頂管軋制過程中不同壓下率對ZK60鎂合金管材組織演變的影響，對不同壓下率的顯微組織進行了觀察。如圖7所示為軋前鎂合金管材原始組織。圖8a—l為壓下率分別為15%，25%，34.5%，45%時，頂管軋制變形區(qū)內圈、中心、外圈金相組織。從圖8整體來看，隨著壓下率的增加，單位面積內晶粒數(shù)量逐步增多，再結晶程度增加，晶粒尺寸逐漸細化。從圖7可知，初始組織較大且不均勻，平均晶粒尺寸約為25.6 μm，最大的晶粒約為260 μm。由圖8a—c可看出，在壓下率為15%時，中間區(qū)域晶粒細化不明顯，但外圈與內圈組織細化較為顯著，且動態(tài)再結晶程度較中間區(qū)域大。隨壓下率增加至25%（圖8d—f），晶粒細化明顯，動態(tài)再結晶晶粒增多，中間區(qū)域晶粒尺寸大幅減小，外圈與內圈組織較為均勻。隨壓下率進一步增加至34.5%（圖8g—i），內圈與中間開始出現(xiàn)少量孿晶，并且布滿細小動態(tài)再結晶晶粒，外圈組織進一步細化。當壓下率達到45%時（圖8j—l），中間區(qū)域布滿孿晶，內圈和外圈有少量孿晶出現(xiàn)，再結晶晶粒增多，晶粒尺寸更加細小。

圖5 不同壓下率下的ZK60鎂合金管材等效應變云圖

圖6 不同壓下率下的ZK60鎂合金管材應力云圖

鎂合金為密排六方結構，其原子結構決定了其塑性變形機制主要為滑移和孿生。在高溫下的變形也有晶界滑移機制參與，但文中使用常溫模具進行頂管軋制，散熱較快，故變形以滑移和孿生為主。同時，當應變累積時，晶界周圍會產生較大的應力集中現(xiàn)象，這時只依靠滑移來釋放應力是不足的，這時就需要孿生來協(xié)調變形和釋放應力[14]。

結合溫度分布（圖4）、應變分布（圖5）進一步分析得知，在壓下率為45%時，鎂合金管材的整體應變值較大，位錯塞積嚴重，且溫度較低，僅僅依靠滑移已經無法協(xié)調變形，此時大量的孿晶開始產生。孿生作為協(xié)調形變和釋放應力的有效方式，在釋放軋制過程中的應力集中時發(fā)揮重要作用，因此，如圖8k和圖8l所示，當頂管軋制進行到45%壓下率時，孿晶數(shù)量明顯增多，粗晶中尤為明顯，這是由于粗晶協(xié)調變形能力弱，而且軋制后期溫度較低，促進了孿生變形。ZHU B W等[15]也提到當溫度降至一定程度時，臨界剪切應力較低，較難開啟界面滑移，所以粗晶變形多以孿生的形式發(fā)生。

圖7 軋前ZK60鎂合金管材組織

2.3 不同壓下率下的ZK60鎂合金管材宏觀力學性能的研究

力學性能是表征材料屬性的重要參考依據，圖9為ZK60鎂合金在不同壓下率軋制時的力學性能。不難發(fā)現(xiàn)，頂管軋制能夠有效提高合金的力學性能，壓下率為15%時，鎂合金的屈服強度由原始的273 MPa提高到了295 MPa，但伸長率有所減少。隨著軋制過程的進行，材料抗拉強度逐漸上升，伸長率逐漸下降。壓下率為45%時，鎂合金抗拉強度提高到了377 MPa，但伸長率僅有10%。結合應變云圖（見圖5）分析可知，壓下率為45%時，鎂合金管材積累了充足的累積應變，動態(tài)再結晶進一步發(fā)生，晶粒尺寸進一步細化，根據Hall-Petch關系，屈服強度達到最高，但由于后期變形溫度較低，位錯數(shù)量增多，內應力增大，導致伸長率下降。結合圖8j—l還可得出，壓下率為45%時，晶粒內部為協(xié)調變形產生大量孿晶。Hou等[16]研究表明在AZ31鎂合金中，孿晶的存在會成為位錯運動的阻礙，產生位錯塞積，從而降低了材料的伸長率。

圖8 ZK60鎂合金在不同壓下率下的光學顯微組織

圖9 ZK60鎂合金在不同壓下率下的力學性能

3 結論

1）利用有限元模擬不同變形量的頂管軋制發(fā)現(xiàn)，隨變形量的增加，管坯溫度從開始劇烈下降后趨于平緩，管材整體應變增加，并在徑向上呈現(xiàn)出從外向內逐漸減小的趨勢。

2）通過對ZK60鎂合金頂管軋制實驗后不同變形量時的組織分析發(fā)現(xiàn)，壓下率為15%和25%時，其組織演變機制主要為動態(tài)再結晶，孿晶較少；壓下率為34.5%和45%時，晶粒尺寸細化明顯，受粗晶低溫變形能力束縛，部分孿晶被激活以協(xié)調變形。

3）對不同變形量的管材進行拉伸力學性能測試發(fā)現(xiàn)，隨著變形量的增加，抗拉強度增加，伸長率下降，頂管軋制后材料拉伸強度顯著提升（原始為273 MPa，軋后為377 MPa，提升38.1%），根據Hall- Patch關系，軋后強度的提升主要歸因于在大壓下率下晶粒細化明顯，但由于位錯的塞積以及大量孿生對位錯運動的阻礙，導致材料內部殘余應力較高，導致材料伸長率有所降低。

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Microstructure and Mechanical Properties of Extruded ZK60 Magnesium Alloy after Pipe Jacking Rolling

DUAN Hua, MA Li-feng, ZHU Yan-chun, ZOU Jing-feng

(School of Mechanical Engineering, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China)

The effect of different reduction rates in the pipe-jacking rolling process on the microstructure and mechanical properties of ZK60 magnesium alloy pipes is studied, and it provides reference and guidance for the pipe-jacking rolling process to prepare magnesium alloy pipes. Based on the finite element simulation analysis and the pipe jacking rolling experiment, the simulation and experimental results under different reduction ratios are compared and verified, and the rolling process of magnesium alloy pipes under different reductions and the microstructure evolution law in the process are analyzed. With the increase of the reduction, the overall strain of the pipe shows an upward trend and decreases from the outside to the inside. When the reduction rate is 45%, the cumulative strain reaches its peak and the grains are significantly refined. After rolling, the strength of the material increases from 273 MPa to 377 MPa, and the elongation decreases from 29% to 10%. It is possible to prepare ZK60 magnesium alloy thin-walled pipes using the pipe jacking rolling process, which provides a new method and approach for the preparation of high-strength thin-walled magnesium alloy pipes.

magnesium alloy; pipe jacking rolling; microstructure evolution; mechanical property

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.03.008

TG335.7

A

1674-6457(2021)03-0077-06

2021-03-17

國家自然科學基金（U1910213，51501122）；山西省重點研發(fā)計劃（201903D121088）

段華（1995—），男，碩士生，主要研究方向為輕型合金精密加工技術。

馬立峰（1977—），男，博士，教授，主要研究方向為鎂及鎂合金裝備研究與開發(fā)。