鎂合金板材磁脈沖成形研究進展

徐俊瑞，王元豐，王宇陽，李毅，汪強昆，趙雨東，文智生，周穎奇

（1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，呼和浩特 010051；2.湘潭大學(xué) 機械工程學(xué)院，湖南 湘潭 411105）

實現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化是當(dāng)代工業(yè)發(fā)展的重要目標和方向，尤其在汽車、航空航天、電子等工業(yè)領(lǐng)域[1—2]。新的成形工藝和輕質(zhì)材料的發(fā)展是結(jié)構(gòu)輕量化的主要途徑。鎂合金具有比強度高、密度低、電磁屏蔽性能優(yōu)異、易回收等特性，是良好的輕質(zhì)金屬結(jié)構(gòu)材料[3—4]。由于能源、資源和環(huán)保問題的日益凸顯，鎂合金的研究和生產(chǎn)受到更多的關(guān)注。在常溫下，鎂合金具有密排六方晶體結(jié)構(gòu)，滑移系較少，成形性能較差，對于鎂合金的成形方式，在以往的研究和應(yīng)用中，通常采用加熱成形[5—7]。

磁脈沖成形技術(shù)（Magnetic pulse forming technology，MPFT）是一種利用磁場力使金屬坯料變形的高速率成形技術(shù)[8]，能量釋放為微秒級，變形為毫秒級，成形效率極高，且能在高速變形過程中延緩斷裂的發(fā)生[9]，可顯著提高材料的成形性能[10—15]。磁脈沖成形技術(shù)的優(yōu)點為鎂合金板材成形性能的提高提供了契機，將有利于實現(xiàn)輕量化的目標和擴大鎂合金板材在工業(yè)上的應(yīng)用。

1 鎂合金板材高速率本構(gòu)模型建立

1.1 Johnson-Cook（JC）本構(gòu)方程的描述

高速率下的材料本構(gòu)關(guān)系，通常采用Johnson-Cook（JC）本構(gòu)模型進行描述[16]。JC 本構(gòu)模型參數(shù)少且易求、具有清晰的物理解釋、形式較簡單等特點，已經(jīng)在實際工程中得到了較廣泛的應(yīng)用。JC 本構(gòu)模型的方程表達式見式（1—3）[17]。

式中：T*為無綱量的溫度；T為試驗溫度；Tm為試驗金屬的熔點；Tr為選定的參考溫度；m為材料熱軟化參數(shù)；σ為流動應(yīng)力；A為選定的參考溫度與參考應(yīng)變率下AZ31 鎂合金板材的屈服應(yīng)力強度；B為試驗材料的應(yīng)變硬化系數(shù)；n為試驗材料的應(yīng)變硬化指數(shù)；ε為等效塑性應(yīng)變；為試驗應(yīng)變速率；為參考應(yīng)變速率（一般取10-3s-1）；C為材料應(yīng)變率強化參數(shù)。A，B，n為通過準靜態(tài)拉伸試驗測定。

1.2 高速率應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

采用分離式霍普金森拉桿（Split hopkinson tensile bar-shtb）試驗設(shè)備對AZ31 鎂合金板材在不同溫度高應(yīng)變速率下進行拉伸試驗[17]。SHTB 原理如圖1所示。

圖1 SHTB 原理示意[19]Fig.1 Schematic diagram of SHTB

筆者團隊[18—19]通過試驗獲得了溫度為298，373，473，523 K 和應(yīng)變速率為1000，2000，3000 s-1下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖2 所示。在室溫下，與準靜態(tài)拉伸試驗結(jié)果相比，高應(yīng)變速率試驗條件下AZ31 鎂合金板材的伸長率明顯增加，尤其在3000 s-1時表現(xiàn)得更加明顯。在298 K 和373 K 試驗溫度下，2000 s-1和3000 s-1下AZ31 鎂合金板材的流動應(yīng)力曲線十分相近；而在523 K 時，2000 s-1和3000 s-1下AZ31鎂合金板材的流動應(yīng)力曲線出現(xiàn)了明顯的變化。說明AZ31 鎂合金板材在高應(yīng)變速率拉伸條件下，在溫度較低時沒有表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變速率敏感性，而在溫度較高時顯示出了明顯的應(yīng)變速率敏感性。

圖2 不同溫度和應(yīng)變速率系下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curves under different temperature and strain rate

Ulacia 等[20]進行了應(yīng)變速率為0.001，0.1 s-1的準靜態(tài)拉伸，以及40～100 s-1的中等應(yīng)變速率拉伸與500，1500 s-1的高應(yīng)變速率拉伸試驗。中等應(yīng)變速率采用落錘試驗，高應(yīng)變速率采用Tensile Split Hopkinson Bar。獲得應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3 所示。結(jié)果表明，溫度增加，流動應(yīng)力降低；準靜態(tài)條件下AZ31鎂合金表現(xiàn)出軟化行為，而在高速率下沒有觀察到。溫度高于150 ℃，軟化行為歸因于動態(tài)再結(jié)晶，而在高速率條件下沒有充足時間發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶[21]。

圖3 Ulacia 試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves by Ulacia

Feng fei 等[22]研究了應(yīng)變速率為700～3000 s-1和溫度在20～250 ℃下的AZ31B 鎂合金應(yīng)力-應(yīng)變曲線分布情況。拉伸變形過程中，加工硬化與溫度引起的軟化是一對相互矛盾的現(xiàn)象。高速率下變形，位錯增加并相互作用導(dǎo)致了加工硬化；另一方面，熱激活使動態(tài)回復(fù)和動態(tài)再結(jié)晶發(fā)生[23]。應(yīng)變速率為1400 s-1和不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4 所示。由于熱激活的影響，溫度增加，流動應(yīng)力降低。溫度為200 ℃時，非基系滑移與動態(tài)再結(jié)晶對塑性變形有至關(guān)重要的影響。

圖4 應(yīng)變速率1400 s-1 和不同溫度下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-straincurves with different temperature and understrainrate 1400 s-1

通過準靜態(tài)與高速拉伸獲得的應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，計算擬合獲得JC 模型中的參數(shù)，建立了AZ31 鎂合金板材高速率下的JC 本構(gòu)方程。具體參數(shù)如表1 所示。

表1 JC 模型參數(shù)Tab.1 Model parameters of JC

2 室溫成形規(guī)律研究

2.1 自由脹形成形

由于鋁和銅具有良好的導(dǎo)電性能，板材磁脈沖成形技術(shù)主要應(yīng)用在鋁和銅及其合金材料的成形上，對于鎂合金板材磁脈沖成形的研究并不多見。準靜態(tài)下，鎂合金板材室溫成形性能較差，常發(fā)生脆性斷裂。在磁脈沖成形中，對比準靜態(tài)成形結(jié)果，可顯著提高鎂合金板材的成形能力[24—29]。針對高速率下材料塑性能力提高的原因，Daehn[10]認為高速率下材料單向拉伸的伸長率先是隨著變形速度的增大而增大，然后當(dāng)變形速度增大到某一臨界值時材料迅速破裂，高應(yīng)變速率效應(yīng)可以把變形分配到整個試樣上，從而抑制頸縮的發(fā)展，增大了材料的伸長率。筆者團隊[30]進行了AZ31 鎂合金板材的室溫磁脈沖成形研究。室溫下AZ31 鎂合金板材的脹形高度分布如圖5 所示，總體趨勢為成形高度隨放電能量的增加而增加，表明在電磁力推動產(chǎn)生的高速率塑性形變中，成形性能逐漸提升。與準靜態(tài)脹形高度對比，如圖6 所示，磁脈沖極限成形高度顯著增加。

圖5 不同放電能量下的脹形高度Fig.5 Bulging height at different energy

圖6 極限高度分布Fig.6 Distribution of the limit dome height

鎂合金的導(dǎo)電性能較鋁合金和銅合金弱，通常鎂合金的電阻率為9.2 μΩ·cm，而鋁合金的電阻率為3～6 μΩ·cm[31]。為了進一步提高板材在磁脈沖成形中的應(yīng)變速率，有學(xué)者采用導(dǎo)電性更好的鋁合金板作為驅(qū)動板，用以加速板材成形[32—33]。筆者團隊[34]進行了Al 板驅(qū)動鎂合金板材的成形研究，Al 板獲得了更高的電磁力作用，用以驅(qū)動鎂合金板材高速變形，成形高度變化如圖7 所示，相同能量條件下，在鋁合金驅(qū)動板作用下鎂合金板材可獲得更高的成形高度，較準靜態(tài)成形高度最大提高了111%。

圖7 驅(qū)動板對成形高度的影響Fig.7 Effects of driver sheet on the bulging height

2.2 單向拉伸狀態(tài)分析

通過線圈結(jié)構(gòu)的變化，可實現(xiàn)窄條試樣的單向拉伸應(yīng)變方式的成形。黃亮[35]和李光耀等[36]分別利用橢圓形線圈和單匝線圈結(jié)構(gòu)實現(xiàn)窄條試樣的成形，如圖8 所示。

圖8 橢圓線圈、單匝線圈結(jié)構(gòu)成形示意Fig.8 Forming schematic diagram of elliptical and single-turn coil

筆者團隊[37—38]利用橢圓線圈進行鎂合金板材磁脈沖單向拉伸變形研究，發(fā)現(xiàn)試樣伸長率比準靜態(tài)的高，總體增加了37%，如圖9 所示。拉伸變形中，變形區(qū)域的應(yīng)變速率峰值分布在2400 s-1以上，最大值約為3600 s-1（如圖10 所示），體現(xiàn)出成形過程的高應(yīng)變速率特性。AA2219-O 板材在單向拉伸中的應(yīng)變速率可以達到2170 s-1左右[35]。

圖9 伸長率分布Fig.9 Distributions of percentage elongation

圖10 應(yīng)變速率峰值分布Fig.10 Distributions of peak strain rate

筆者團隊[37—38]還對磁脈沖單向拉伸成形的應(yīng)變分布規(guī)律進行討論分析。應(yīng)變大小分布于不同的區(qū)域（如圖11 所示），C 區(qū)位置的應(yīng)變分布最大，B 區(qū)和A 區(qū)次之，D 區(qū)最小。由于C 區(qū)應(yīng)變最大，增加放電能量，將在C 區(qū)發(fā)生失效。此種方法可以用于建立成形極限圖的單向拉伸應(yīng)變部分。

圖11 不同位置的應(yīng)變分布Fig.11 Strain distributions in various areas

3 溫?zé)?、?qū)動耦合成形研究

3.1 鎂合金板材直接加熱成形

室溫磁脈沖成形中可以明顯提高AZ31 鎂合金板材的成形性能，但與準靜態(tài)、加熱條件下成形結(jié)果還有較大差距。El-Magd 等[39]論述了AZ80 鎂合金在動態(tài)加載下伸長率得到提高。鎂合金在加熱條件下的磁脈沖成形在蘇聯(lián)學(xué)者的研究中有過報道[40]。研究結(jié)果表明，溫度為200 ℃時，鎂合金的成形性能有顯著增加。Uhlmann 等[41]進行了鎂合金板材加熱磁脈沖成形的試驗研究。結(jié)果顯示，脹形高度隨著成形溫度的增加而增加。以上研究都是簡單的分析和探討，而并沒有對鎂合金板材磁脈沖溫?zé)岢尚芜M行系統(tǒng)論述。

Ulacia 等[42]進行了AZ31B 鎂合金板材從室溫到250 ℃下的磁脈沖成形研究。試驗中分析了不同溫度和放電能量對成形的影響。在試驗研究中發(fā)現(xiàn)，一方面，隨著成形溫度的提高，材料的屈服點降低；另一方面，隨著溫度的升高，材料的導(dǎo)電系數(shù)變大，電磁力降低。在給定放電能量下，增加溫度，變形的最大高度降低；而給定溫度，增大放電能量，材料可成形無缺陷的最大高度呈增加趨勢。不同放電能量和溫度下的成形件如圖12 所示。

圖12 100 ℃/9 kJ，100 ℃/12.6 kJ，250 ℃/15 kJ 條件下成形工件Fig.12 Deformed parts obtained by 100 ℃/9 kJ,100 ℃/12.6 kJ,250 ℃/15 kJ

黃尚宇等[43]采用溫?zé)崤c磁脈沖成形相結(jié)合的方法研究工藝參數(shù)對AZ31 鎂合金板材成形的影響，如圖13 所示。研究指出，提高放電電壓較提高電容對AZ31 鎂合金板材的脹形高度有更明顯的效果。提高溫度可以提高鎂合金板材的成形性能，但是需要較大的放電能量與之相匹配；當(dāng)放電能量保持不變，脹形高度先減?。ǎ?50 ℃），后增加（＞150 ℃），如圖13所示。

圖13 溫度對最終成形高度和放電能量的影響Fig.13 Effects of temperature on the ultimate bulging height and discharging energy

綜上所述，直接加熱磁脈沖成形過程中需要考慮兩方面的影響因素[44—46]：一方面，溫度提高，鎂合金板材自身的電阻率增加，導(dǎo)致電磁力下降，成形效率降低；另一方面，隨著溫度增加，鎂合金板材的流動應(yīng)力降低，成形所需抗力降低，易于發(fā)生塑性變形。因此，最佳成形結(jié)果，需要這兩方面參數(shù)的平衡匹配。

3.2 耦合溫度與驅(qū)動成形

直接加熱鎂合金板材的磁脈沖成形，雖然成形性能得到提升，但由于鎂合金板材受熱后電阻率升高，鎂合金板材不能夠充分發(fā)揮在磁脈沖成形中的高應(yīng)變速率效應(yīng)。筆者團隊[48]提出鎂合金板材磁脈沖溫?zé)狎?qū)動成形研究。利用鋁合金驅(qū)動板與加熱鎂合金板相結(jié)合，使鎂合金板受溫度效應(yīng)作用，同時在鋁合金驅(qū)動板的作用下，充分在高應(yīng)變速率中發(fā)生塑性變形。研究中，建立了磁脈沖溫?zé)狎?qū)動成形結(jié)構(gòu)（見圖14），系統(tǒng)論述了AZ31 鎂合金板材在磁脈沖溫?zé)狎?qū)動成形中的塑性變形規(guī)律。

圖14 磁脈沖溫?zé)狎?qū)動成形裝置Fig.14 Apparatus of magnetic pulse forming with temperature and driving

筆者團隊[47—48]研究結(jié)果表明，在耦合溫度和高應(yīng)變速率下，成形高度較室溫顯著增加；且200 ℃下，低的放電能量可以獲得與250 ℃下高的放電能量相近的成形高度，如圖15 所示。對比相同能量條件下與不同溫度下的成形結(jié)果，如圖16 所示，在1 mm鋁合金驅(qū)動板的作用下，200 ℃時出現(xiàn)峰值，表明200 ℃下可獲得最優(yōu)的成形結(jié)果。由圖15 可知，進一步提高放電能量和溫度（4 kV/615 μF/250 ℃），成形高度仍有提高的空間，對于最終成形高度還需在試驗中繼續(xù)探索。溫度的影響，主要在于降低流動應(yīng)力，而難以發(fā)生如動態(tài)再結(jié)晶的微觀變化。

圖15 不同溫度和較高放電電壓下的成形高度Fig.15 Forming height with temperature and more higher voltage

圖16 相同能量和不同溫度下的成形高度Fig.16 Forming height with different temperature and same energy

3.3 成形極限曲線圖建立

成形極限是評價材料成形性能的重要指標，它確定了板料在變形過程中的最大變形程度，為生產(chǎn)制造和產(chǎn)品設(shè)計提供依據(jù)，在改善產(chǎn)品質(zhì)量、降低生產(chǎn)成本方面有很大貢獻。

Ulacia 等[49]利用矩形線圈結(jié)合方形、圓形、橢圓形成形模具結(jié)構(gòu)，并采用1 mm 的AA1050 鋁合金驅(qū)動板，獲得不同溫度下極限應(yīng)變分布，如圖17 所示。研究中，只簡單描述了圓形模具應(yīng)變值較準靜態(tài)室溫高，沒有提及具體完整的成形極限曲線的建立方法。

圖17 不同模具結(jié)構(gòu)下極限應(yīng)變分布Fig.17 Ultimate strain distribution under different forming die

筆者團隊[24]分別對AZ31 鎂合金板材的單向拉伸應(yīng)變、平面應(yīng)變、雙等拉伸應(yīng)變狀態(tài)進行了分析研究，并建立了室溫下的成形極限圖，如圖18 所示，結(jié)果表明，鎂合金板材的磁脈沖成形極限曲線明顯高于準靜態(tài)，鎂合金板材在磁脈沖條件下的成形性能得到明顯提高；其中，磁脈沖單向拉伸中，由于試樣較窄、變形速度較大，慣性效應(yīng)的作用較為顯著，變形更為劇烈，極限應(yīng)變提高幅度最大。

圖18 AZ31 鎂合金板材磁脈沖室溫成形極限Fig.18 Forming limit diagram of magnetic pulse forming of AZ31 sheet at room temperature

筆者團隊[47—48]進一步基于Nakazima 試驗，利用3 種典型應(yīng)變狀態(tài)（單向拉伸應(yīng)變、平面應(yīng)變、雙等拉伸應(yīng)變），建立耦合溫度和磁脈沖成形中高應(yīng)變速率效應(yīng)的成形極限曲線。不同溫度下的極限應(yīng)變失效試樣如圖19 所示。成形極限曲線隨溫度增加，其位置上升，極限應(yīng)變值增加，200 ℃時極限應(yīng)變值最大，顯著高于室溫下的結(jié)果，如圖20 所示；但仍小于準靜態(tài)235 ℃時的數(shù)值，特別是在單向拉伸應(yīng)變的區(qū)域。結(jié)果表明，在磁脈沖成形中溫度的影響較準靜態(tài)下效果不顯著，歸因于變形過程中微觀機制不同[50—56]。

圖19 3 種典型應(yīng)變狀態(tài)的失效試樣Fig.19 Fracture samples with three typical strain states under different temperature

圖20 不同溫度對成形極限曲線的影響Fig.20 Effect of temperature on FLC

4 沖擊介質(zhì)成形研究

對于磁脈沖沖擊介質(zhì)成形，目前國內(nèi)外還沒有相關(guān)的研究。筆者團隊[57—59]基于磁脈沖成形中線圈結(jié)構(gòu)、板材導(dǎo)電性、高速變形板材貼模性等問題，率先提出磁脈沖沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形新工藝，其原理如圖21 所示。強大的脈沖電流通過平板線圈時，線圈與銅驅(qū)動板之間產(chǎn)生強勁的電磁力；銅驅(qū)動板在巨大的電磁力作用下高速向下運動，從而使沖擊結(jié)構(gòu)和壓板對介質(zhì)產(chǎn)生高速、強力壓縮，板材在介質(zhì)的壓力作用下，發(fā)生高速變形。結(jié)果表明，200 ℃時，鎂合金板材磁脈沖沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形下的成形高度顯著高于室溫，如圖22 所示?？紤]到介質(zhì)自身的阻礙作用，小的放電能量鎂合金板材僅能產(chǎn)生較小的塑性變形。放電能量增加，成形高度呈現(xiàn)增加趨勢。

圖21 板材磁脈沖沖擊介質(zhì)成形原理示意Fig.21 Sheet forming principle of electromagnetic impacting medium forming (EIMF)

圖22 不同溫度和放電能量下的峰值高度Fig.22 Peak height values at different temperature and energy

相較于傳統(tǒng)板材磁脈沖成形，沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形中，可實現(xiàn)多次沖擊變形。傳統(tǒng)板材磁脈沖成形中，由于第1 次板材發(fā)生變形，變形后的板材與線圈之間產(chǎn)生一定距離，若再次放電成形，由于感應(yīng)電流較小，無法產(chǎn)生明顯的塑性形變。鎂合金板材磁脈沖沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形中，二次沖擊后，成形高度顯然又有明顯提升，如圖23 所示，因此，有望采用不同能量與多次沖擊的組合，實現(xiàn)鎂合金板材脈沖沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形下的復(fù)雜構(gòu)件成形。

圖23 一次與二次沖擊下的高度變化Fig.23 Variation of height under once and twice impacting

5 結(jié)論

1）通過分離式霍普金森拉桿（Split hopkinson tensile bar-shtb）試驗獲得不同溫度和高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，結(jié)合準靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線分布，可獲得鎂合金板材高速率下的Johnson-Cook 本構(gòu)模型。

2）鎂合金板材在室溫磁脈沖成形中，成形性能較準靜態(tài)下有明顯提高，自由脹形成形高度較準靜態(tài)最大提高了111%，單向拉伸伸長率較準靜態(tài)總體提高了 37%；單向拉伸變形中，應(yīng)變速率最大值約為3600 s-1，體現(xiàn)出成形過程的高應(yīng)變速率特性。

3）鎂合金板材直接加熱磁脈沖成形中，需要綜合考慮加熱引起的流動應(yīng)力降低與電磁力降低的平衡；耦合溫度與驅(qū)動作用使鎂合金板材的成形性能進一步提高，相同能量下，最佳成形溫度出現(xiàn)在200 ℃。

4）鎂合金板材在磁脈沖沖擊介質(zhì)溫?zé)釓?fù)合成形中，200 ℃成形高度顯著高于室溫，且可實現(xiàn)鎂合金板材的多次沖擊變形，二次沖擊后，成形高度明顯提升。