焊合室高度對AZ91鎂合金管材分流擠壓的影響

張金龍，宋 敏，王栓強，曹 靜

（1.西安航空學(xué)院 材料工程學(xué)院，陜西 西安 710077；2.西安航空學(xué)院 機械工程學(xué)院，陜西 西安 710077）

焊合室高度對AZ91鎂合金管材分流擠壓的影響

張金龍1，宋 敏2，王栓強1，曹 靜1

（1.西安航空學(xué)院 材料工程學(xué)院，陜西 西安 710077；2.西安航空學(xué)院 機械工程學(xué)院，陜西 西安 710077）

針對高強度鎂合金管材擠壓過程中坯料成形問題，設(shè)計了四套具有不同焊合室高度的管材擠壓模具，對AZ91鎂合金管材分流模擠壓工藝過程進行了有限元分析和擠壓試驗。結(jié)果表明，變形程度指標等效應(yīng)變標準方差由高到低順序為：H=9mm>H= 12mm>H=18mm>H=15mm，其中焊合室高度為15mm時變形最均勻；AZ91鎂合金經(jīng)分流模擠壓，粗大的樹枝晶及網(wǎng)狀第二相β-Mg17Al12被擊碎重溶，并且發(fā)生再結(jié)晶，組織和性能得到明顯改善。

擠壓成形；管材；焊合室高度；AZ91鎂合金；管材分流模；變形均勻性

鎂合金是目前金屬結(jié)構(gòu)材料中密度最小的，其管材、型材的應(yīng)用又將輕質(zhì)特性發(fā)揮推到了新的高度，恰好契合了航空航天器減重的需求。由于大部分鎂合金為密排六方晶體結(jié)構(gòu)金屬，所擁有的滑移系少，因此其塑性變形能力比較差，目前鎂合金擠壓成形的制品以合金元素含量較低的AZ31為主，以保證在強化的同時材料還保持一定的塑性[1，2]。近年來，為滿足對鎂合金更高強度的要求，強度遠高于AZ31的AZ91鎂合金擠壓成形研究得到大力開發(fā)。

李靜媛等人研究了均質(zhì)化和時效處理以及擠壓工藝參數(shù)對AZ91鎂合金的組織變化產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)熱擠壓過程中發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，并因此得到細晶組織[3]。馬瑩等人在不同溫度下擠壓制備AZ91D鎂合金線材，發(fā)現(xiàn)擠壓溫度越低晶粒越細小，且具有優(yōu)異的力學(xué)性能，明顯高于同牌號鑄態(tài)合金的性能[4]。對熱擠壓鑄態(tài)AZ91析出硬化處理進行研究，發(fā)現(xiàn)鑄態(tài)合金中粗大、偏析的Mg17Al12析出相被細化并均勻分布在α鎂基體中，極限抗拉強度是可達到鑄態(tài)的三倍[5]。研究還顯示擠壓態(tài)AZ91鎂合金產(chǎn)生了（0001）面織構(gòu)組織，織構(gòu)的存在以及細小的再結(jié)晶晶粒都有效地促進了材料的強度和塑性的改善，擠壓制品獲得了較好的綜合力學(xué)性能[6，7]。

與AZ31合金相比，由于合金元素含量明顯偏高，鑄造組織中通常含有大量粗大的第二相β-Mg17Al12，塑性更低，對應(yīng)變速率也更為敏感。特別是采用分流擠壓模制備空心管材時，坯料需先分成幾股料流然后再焊合到一起，其成形難度又增加了不少，尤其是當坯料在模具出口變形不均勻時很容易造成零件彎曲、扭擰、波浪、焊合缺陷等問題，從而造成組織和性能的不均勻，甚至得不到合格的產(chǎn)品[8]。

本課題前期對AZ91鎂合金管材擠壓進行了系統(tǒng)研究，發(fā)現(xiàn)分流擠壓模焊合室高度是影響AZ91鎂合金管材（?25mm×2.5mm）變形均勻性的一個主要因素，因此本文采用數(shù)值模擬和物理實驗的方法研究焊合室高度對AZ91鎂合金管材分流擠壓的影響。

1 試驗方案

1.1 模具結(jié)構(gòu)設(shè)計

可用于AZ91鎂合金管材擠壓的模具主要有橋式舌形模和平面分流模。本實驗采用應(yīng)用較為廣泛的平面分流模進行擠壓。平面分流模主要組成部分包括四個零件：上模、下模、擠壓筒、擠壓桿。如圖1所示上模有分流孔、分流橋和模芯，分流孔將坯料分流并引導(dǎo)其通向焊合室，分流橋支承模芯，而模芯用來成形管材的形狀和尺寸。下模有焊合室、?？仔颓弧⒐ぷ鲙Ш涂盏?。焊合室將經(jīng)分流孔流出的金屬重新匯集在一起，焊接成以模芯為中心的整體坯料，焊合室內(nèi)坯料不斷匯集，靜壓力不斷增大，直至擠出模孔，?？仔颓坏墓ぷ鲙Р糠执_定型材的外部形狀和尺寸，而空刀部分是為了減少摩擦，避免劃傷管材表面影響質(zhì)量。坯料最終從型腔與型芯形成的環(huán)形刃口中流出，形成管材[9]。實驗用上模尺寸外型設(shè)為?130mm×61mm，分流橋?qū)挾葹?1.4mm，采用四個扇形分流孔來平衡金屬材料流動和合理分配金屬材料供給量。下模尺寸為?130mm×46mm，工作帶長度為3mm，焊合室的高度分別取H=9mm、H=12mm、H=15mm和H=18mm四個值。擠壓筒內(nèi)徑為?80mm。

圖1 管材擠壓模的結(jié)構(gòu)組成

1.2 坯料及模具材料

擠壓毛坯料為商用AZ91鎂合金棒材，其化學(xué)成分如表1所示，將其在460℃保溫1h后進行擠壓。

表1 合金化學(xué)成分/wt%

模具選用4Cr5MoSiV1熱作模具鋼，該鋼具有優(yōu)良的綜合力學(xué)性能和較高的抗回火穩(wěn)定性，擁有高的淬透性可獲得高的硬度和耐磨性，同時還具有良好的紅硬性、抗熱疲勞性能和韌性。AZ91鎂合金、4Cr5MoSiV1模具鋼參數(shù)如表2所示[10]。

表2 材料參數(shù)

AZ91鎂合金變形時本構(gòu)關(guān)系符合Arrhenius方程，其表達式為[11]：

式中：ε˙為應(yīng)變速率，單位為s-1；σ為流變應(yīng)力；n為應(yīng)力指數(shù)，取5.578；R為氣體體積常數(shù)，取8.314J/（mol·K）；T為溫度，單位為K。

1.3 出口坯料均勻性計算方法

為了準確地表征坯料變形時的不均勻性，在模具出口坯料截面上選取60個點，測量其等效應(yīng)變，計算等效應(yīng)變標準方差SDS（Standard Deviation of the Strain field），SDS值越小，表明擠壓過程就越均勻。管材擠壓塑性變形均勻性的目標函數(shù)定義如下[12]：

式中：SDS為分流模出口處坯料截面的等效應(yīng)變均方差；εi為出口處坯料截面各點的等效應(yīng)變；εavg為出口處坯料截面上各點的等效應(yīng)變均值；n為模具出口處選取的節(jié)點數(shù)目。

2 結(jié)果及分析

2.1 模擬結(jié)果及分析

AZ91鎂合金分流擠壓過程可以分解為如圖2所示的四個階段。第一階段，為初始階段，坯料在擠壓桿的作用下被分流，形成4股料流，此過程變形主要產(chǎn)生于分流孔入口處，如圖2a所示。第二階段，金屬不斷被擠入分流孔，填充并通過分流孔，此時主要變形區(qū)仍然在分流孔入口處，如圖2b所示，隨著坯料不斷擠入，流經(jīng)分流孔入口處材料變形程度也隨之增加。第三階段，如圖2c所示，4股料流通過分流孔擠入焊合室，與焊合室底部接觸產(chǎn)生鐓粗變形，變形程度橫向尺寸不斷增大，兩個相鄰的料流開始相互接觸，填充焊合室，焊合室內(nèi)坯料所受應(yīng)力迅速增加實現(xiàn)料流焊合。第四階段，四股料流焊合，被后續(xù)進入焊合室的坯料推入工作帶，在工作帶和模芯的共同作用下形成空心狀擠出形成管材，并逐步進入穩(wěn)流擠壓狀態(tài)，圖2d中，坯料在工作帶處應(yīng)變再次大幅提升。

通過模擬測出四種不同焊合室高度的模具出口60點等效應(yīng)變，分別計算出其平均值，進而計算出每種尺寸模具等效應(yīng)變標準方差，結(jié)果如圖3所示。

從圖3可以看出，用焊合室高度為12mm的模具進行擠壓，其出口平均等效應(yīng)變最高，而用焊合室高度為15mm的模具擠壓時出口平均等效應(yīng)變最低，相差11%。變形程度指標SDS值在焊合室高度為9mm時最高，在15mm最低，最高為最低的4.1倍，相差懸殊。焊合室高度較短時，材料局部沒有充分變形，會影響到變形均勻性，而焊合室高度過高則延長了坯料在焊合室停留時間，使變形過程變得更加復(fù)雜，導(dǎo)致均勻性降低。在擠壓過程中焊合室高度有一個最佳值使模具出口處的變形最均勻。比較發(fā)現(xiàn)焊合室高度為15mm時等效應(yīng)變標準方差為0.034，是一個最佳值，即此時模具出口處金屬的變形最均勻。

圖2 擠壓過程

圖3 出口等效應(yīng)變及其標準方差

2.2 試驗結(jié)果及分析

利用焊合室高度為15mm的分流模進行AZ91鎂合金管材擠壓，成功制備出?25mm×2.5mm的管材。圖4所示即為AZ91鎂合金管材擠壓前后的微觀組織。圖4a為AZ91鎂合金鑄態(tài)組織，圖4c和圖4d為擠壓變形管材縱橫兩個方向的顯微組織，分別從圖4b所示管材部位方向截取。

由圖4a可以看到，鑄態(tài)組織中基體相α-Mg為較為粗大的樹枝晶，而第二相β-Mg17Al12相以網(wǎng)狀形式存在。擠壓變形初期，鎂合金中塑性較好的α-Mg相首先在壓力作用下，在垂直于壓力方向被壓扁，塑性較差的樹枝晶被壓斷，并發(fā)生轉(zhuǎn)動。通過分流孔時，晶粒被拉長，焊合后通過工作帶時，被二次拉長，管材橫截面表現(xiàn)為細小晶粒橫截面，如圖4c所示；縱向表現(xiàn)為被拉長晶?？v向組織，而圖4d纖維組織不是很明顯，主要是因為擠壓溫度較高，發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶。AZ91鎂合金中β-Mg17Al12相網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)經(jīng)過擠壓后破碎，由于擠壓溫度較高，大部分固溶到α-Mg基體中，擠壓后在晶界上已經(jīng)很少[13]。

圖4 管材組織

表3列出了AZ91鎂合金鑄態(tài)與擠壓態(tài)的力學(xué)性能。經(jīng)擠壓的AZ91鎂合金管材的抗拉強度提升76.9MPa，伸長率增加近三倍。AZ91鎂合金管材成形過程中，鎂合金內(nèi)部發(fā)達的鑄態(tài)枝晶破碎，組織成分更加均勻，缺陷數(shù)量減少，故可使合金的強度增加；另一方面，在擠壓應(yīng)力的作用下，合金中的粗大晶粒變成細小晶粒，由Hall-petch公式可知，晶粒直徑越小，強度越大，進而有效地提高了合金的力學(xué)性能。同一體積內(nèi)晶粒細化，數(shù)量增多，塑性變形分散在更多晶粒內(nèi)進行，變形也會均勻些，局部區(qū)域發(fā)生應(yīng)力集中的程度較輕，因此出現(xiàn)裂紋和發(fā)生斷裂相對較遲，塑性顯著提高。

表3 擠壓態(tài)及鑄態(tài)鎂合金的力學(xué)性能比較

3 結(jié)論

（1）設(shè)計了AZ91鎂合金四種高度焊合室的管材擠壓模具，并創(chuàng)建了成形過程的數(shù)值模型，對擠壓后坯料的等效應(yīng)變進行了考察，計算獲得管材在模具出口的等效應(yīng)變標準方差。

（2）通過計算分析，得到出口平均等效應(yīng)變由高到低順序為：H=12mm>H=18mm>H=9mm>H=15mm，變形程度指標SDS值由高到低順序：H=9mm>H= 12mm>H=18mm>H=15mm。

（3）鑄態(tài)AZ91鎂合金在分流模擠壓后，其粗大的鑄造樹枝晶及網(wǎng)狀第二相被擊碎、β-Mg17Al12相重新溶入基體，并且在擠壓過程中發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶，組織得到明顯改善，力學(xué)性能明顯提高。

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Influence of welding chamber height to tube porthole extrusion of AZ91 magnesium alloy

ZHANG Jinlong1,SONG Min2,WANG Shuanqiang1,CAO Jing1
（1.School of Materials Engineering,Xi′an Aeronautical University,Xi′an 710077,Shaanxi China; 2.School of Mechanical Engineering,Xi′an Aeronautical University,Xi′an 710077,Shaanxi China）

Aiming at the deformationproblem of high strength magnesium alloy tube during the extrusion process,four kinds of tube extrusion dies with the differentwelding chamber height have been designed.The finite element analysis and extrusion test have been conducted to the extrusion process of AZ91 magnesium alloy tube.The results show that the order of standard deviation of the strain field from high to low is H= 9mm>H=12mm>H=18mm>H=15mm,among which the deformation is most uniform when the welding chamber height is 15mm.The porthole die extrusion has been conducted to AZ91 magnesium alloy.Thus in this way, the coarse dendrite and reticular second phase β-Mg17Al12 have been shattered and re-crystallized.The structure and property have been significantly improved.

Welding chamber height;AZ91 magnesium alloy;Tube porthole die;Extrusion;Deformation uniformity

TG379

A

10.16316/j.issn.1672-0121.2016.06.018

1672-0121（2016）06-0071-04

2016-07-16；

2016-09-07

陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計劃項目（2014JM2-5050）；陜西省教育廳專項科研計劃項目（15JK1377）；西安航空學(xué)院科研項目（13XP08）

張金龍（1976-），男，碩士，副教授，從事金屬強韌化研究。E-mail：553703956@qq.com