徑鍛壓下率對(duì)鎂棒熱力參數(shù)及組織演變的影響

鄒景鋒，馬立峰，朱艷春

塑性成形

徑鍛壓下率對(duì)鎂棒熱力參數(shù)及組織演變的影響

鄒景鋒，馬立峰，朱艷春

（太原科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，太原 030024）

通過徑向鍛造工藝制備大尺寸鎂合金棒料，并研究ZK60鎂合金穩(wěn)定變形區(qū)軸向截面邊部位置的組織演變規(guī)律?；谳S對(duì)稱模型，利用數(shù)學(xué)解析方法建立不同壓下率下的鎂棒應(yīng)變分量數(shù)學(xué)模型；使用彈塑性有限元分析軟件對(duì)不同壓下率下的鎂棒徑鍛過程進(jìn)行熱力耦合分析；采用GFM-SSP32徑鍛機(jī)對(duì)鑄態(tài)ZK60鎂合金棒材進(jìn)行階梯鍛造實(shí)驗(yàn)。隨著徑向壓下量的增大，晶粒細(xì)化明顯。當(dāng)壓下率達(dá)到62.29%時(shí)，孿生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶機(jī)制開動(dòng)；與模擬結(jié)果相比，數(shù)學(xué)模型預(yù)測的平均相對(duì)誤差約為8.4%，可較準(zhǔn)確表征徑鍛鎂棒的應(yīng)變分布情況。徑向鍛造工藝完全可以制備ZK60鎂合金棒材，并可有效解決鎂合金塑性變形過程中的易開裂、散熱快等問題。

鎂合金；徑向鍛造；熱力參數(shù)；組織演變

鎂合金作為目前工程應(yīng)用中最輕的金屬結(jié)構(gòu)材料，具有比強(qiáng)度高、比剛度高、阻尼減震性好、尺寸穩(wěn)定性好、機(jī)加工方便、易于回收等優(yōu)點(diǎn)，被譽(yù)為“21世紀(jì)綠色工程金屬結(jié)構(gòu)材料”[1]，被廣泛用于航空航天、國防軍工、汽車、電子3C等高尖端領(lǐng)域[2—3]。鎂及鎂合金為密排六方晶體結(jié)構(gòu)，具有散熱快[4]、塑性變形溫區(qū)窄等材料特性，導(dǎo)致鎂合金低溫塑性成形能力差，阻礙了鎂合金的進(jìn)一步開發(fā)和應(yīng)用。常見的民用鎂合金型材多以壓鑄件[5]和擠壓件[6]為主，鑄造及擠壓組織特征顯著。鑒于此，國內(nèi)外的專家學(xué)者們做了大量研究，發(fā)現(xiàn)鍛造技術(shù)誘導(dǎo)晶粒細(xì)化可顯著提高鎂合金的塑性。權(quán)高峰[7]等研究了鎂合金輪轂的模鍛工藝，制備了性能良好的鎂合金輪轂。Miura[8—9]等對(duì)AZ31和AZ61合金進(jìn)行低應(yīng)變速率降溫多向鍛造，制備了平均晶粒尺寸分別為0.43 μm和0.8 μm的超細(xì)晶粒合金錠坯，發(fā)現(xiàn)其在高溫低應(yīng)變速率下具有超塑性。同時(shí)，Miura[10]等在室溫低應(yīng)變速率條件下，制備出屈服強(qiáng)度為530 MPa，抗拉強(qiáng)度為650 MPa的高強(qiáng)度AZ80鎂合金錠坯。吳遠(yuǎn)志[11]發(fā)現(xiàn)AZ31合金多向鍛造組織的演變可分為2個(gè)階段，當(dāng)累積應(yīng)變小于1.32時(shí)，晶粒逐漸細(xì)化；當(dāng)累積應(yīng)變大于1.32時(shí)，再結(jié)晶晶粒在熱激活作用下逐漸長大。目前，關(guān)于鎂合金鍛造的研究多集中在單向加載的多向鍛造領(lǐng)域，以及殼體類零件的精密模鍛，關(guān)于鎂合金棒材徑向鍛造的研究尚未見報(bào)道。徑向鍛造工藝作為一種雙向同步加載的高頻鍛打工藝（成形原理如圖1所示），在提升鍛件力學(xué)性能、表面成形質(zhì)量、生產(chǎn)效率的同時(shí)，雙向同步的多向加載方式可有效限制鍛造過程中裂紋的萌生與擴(kuò)展[12]。同時(shí)，高頻鍛打過程產(chǎn)生的變形熱可對(duì)鎂合金鍛造過程中的溫度散失予以補(bǔ)償。徑鍛鎂合金棒材在鎂合金管材、軸類零件、醫(yī)療器械以及中低壓壓力容器等終端服役領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。此外，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)徑向鍛造的成形工藝做了大量研究，鍛造的合金包括合金鋼、鈦合金、鈹、鋁、鎢和超高溫合金等[13—15]，均獲得了很好的成形效果。

文中以鎂合金棒材為研究對(duì)象，以徑向鍛造為生產(chǎn)工藝，重點(diǎn)研究壓下量的變化對(duì)鎂合金棒徑鍛過程的影響。采用理論推導(dǎo)和有限元模擬相結(jié)合的方法，系統(tǒng)地研究不同壓下率下，鎂合金棒材徑鍛過程中的應(yīng)變以及溫度分布規(guī)律。通過GFM-SSP32徑鍛機(jī)進(jìn)行ZK60棒材的階梯鍛造實(shí)驗(yàn)，研究不同壓下率下，鎂合金棒材組織的演變規(guī)律。

圖1 徑向鍛造的成形原理

1 應(yīng)變場理論模型推導(dǎo)、有限元模擬及實(shí)驗(yàn)方案制定

1.1 徑鍛過程的理論模型推導(dǎo)

工件的進(jìn)給速度為，在相鄰2次鍛打期間，錘頭和工件的相對(duì)軸向距離移動(dòng)為，其中為錘頭往復(fù)運(yùn)動(dòng)周期時(shí)長的一半。根據(jù)錘頭的幾何形狀，可知錘頭的每次徑向壓下量為：

=?tan(1)

式中：為錘頭入口角度。已知工件總的變形量為0?1，需要的鍛造次數(shù)為=(0?1)/，0，1分別為棒材的始鍛半徑與終鍛半徑。

推導(dǎo)得出棒材的局部壓下率為：

式中：為橫截面面積；為打擊次數(shù)，1≤≤。徑向鍛造過程中的鍛造載荷呈對(duì)稱分布，單錘變形量小，符合應(yīng)力軸對(duì)稱模型，由塑性力學(xué)知識(shí)得知，圓柱坐標(biāo)系下應(yīng)力平衡微分方程為[16]：

結(jié)合應(yīng)力軸對(duì)稱模型的特征，面上沒有切應(yīng)力，即τ=τ=0；各應(yīng)力分量與坐標(biāo)無關(guān)，故對(duì)的偏導(dǎo)數(shù)都為0。將式（3）進(jìn)一步簡化為：

由塑性力學(xué)知識(shí)得知，圓柱坐標(biāo)系下應(yīng)變平衡微分方程為[16]：

式中：，，分別為徑向、周向、軸向位移分量。當(dāng)軸對(duì)稱塑性變形時(shí)，子午面始終保持平面，周向位移分量v=0，故r=r=0，徑鍛工藝的應(yīng)變分量為：

由體積不變原理得：

假設(shè)工件在徑向鍛造過程中，各橫截面材料軸向流動(dòng)均勻，即z為與無關(guān)的常量。求解微分方程得：

進(jìn)而得到鍛造過程中第個(gè)截面變形產(chǎn)生的軸向應(yīng)變增量式：

1.2 熱力耦合有限元模型的建立

采用FEM分析軟件Abaqus-Explicit建立鎂合金棒材徑鍛工藝的熱力耦合模型，其中所用棒料規(guī)格為142 mm，錘頭入口角度為8°，打擊頻次為每分鐘300次。模型采用溫度-位移耦合的顯示動(dòng)力學(xué)分析方法，充分考慮傳熱學(xué)的影響，設(shè)立了錘頭與工件間的摩擦生熱（剪切摩擦因數(shù)為0.6[17]）、鎂棒自身的熱傳導(dǎo)系數(shù)（117 W/(m?k)[18]）以及工件與空氣間的對(duì)流散熱系數(shù)（綜合對(duì)流換熱系數(shù)為19 W/(m2·K)[19]）。模型通過設(shè)置多分析步模擬工件的多道次熱鍛過程，各道次累積壓下率分別為17.40%，41.15%和62.29%。結(jié)合現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)工況，工件采用步進(jìn)式螺旋送進(jìn)方式，送進(jìn)速度為750 mm/min，并認(rèn)為錘頭的運(yùn)動(dòng)符合正弦曲線=12sin(31.4)。具體有限元模型如圖2所示，設(shè)定累計(jì)分析步時(shí)間為52 s。

圖2 鎂合金棒材徑鍛工藝有限元模型

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

所用材料為142 mm的鑄態(tài)ZK60鎂合金棒材，化學(xué)成分如表1所示。采用隨爐加熱方式，升溫速度為10 ℃/min，當(dāng)溫度達(dá)到350 ℃時(shí)，保溫3 h，隨后利用GFM-SSP32徑鍛機(jī)，開展ZK60鎂合金棒材的階梯鍛造實(shí)驗(yàn)，棒料階梯鍛造的各道次單邊總壓下量分別為6.5 mm（17.40%），10 mm（41.15%），11.25 mm（62.29%），經(jīng)過錘頭多次打擊（鍛造）加工成形。為避免多次加熱誘導(dǎo)的熱激活效應(yīng)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生干擾[20]，中間不進(jìn)行二次加熱（補(bǔ)熱），鍛后空冷，如圖3所示[21]。由圖3b不難發(fā)現(xiàn)，鍛后工件表面質(zhì)量良好，未出現(xiàn)裂紋。隨后，對(duì)同一根棒材未變形區(qū)以及3個(gè)壓下量下的外圈橫截面組織，進(jìn)行微觀組織形貌觀察。

表1 ZK60鎂合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.1 Chemical composition of ZK60 magnesium alloy (mass fraction) %

圖3 ZK60鎂合金的階梯鍛造實(shí)驗(yàn)

2 結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)變場理論計(jì)算結(jié)果

通過應(yīng)變場理論式（9—11）分別計(jì)算不同壓下率下的棒材外圈的徑向應(yīng)變分量（11）、切向應(yīng)變分量（22）和軸向應(yīng)變增量（33)，對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖4所示。11，22，33曲線的校正決定系數(shù)（Adjust.R-Square）分別為0.992 22，0.999 89，0.999 55。

圖4 應(yīng)變場理論計(jì)算及擬合結(jié)果

2.2 模擬結(jié)果

為了與應(yīng)變場理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行相互驗(yàn)證，對(duì)不同壓下量的ZK60鎂合金棒材的應(yīng)變分量進(jìn)行了有限元模擬，如圖5所示[21]。在徑向鍛造過程中，當(dāng)?shù)刃?yīng)變值達(dá)到0.2時(shí)，坯料被鍛透[22]。在第1道次時(shí)（如圖5a所示，壓下率為17.40%），心部應(yīng)變值已高于0.2。低應(yīng)變區(qū)（應(yīng)變值≤1/3max的區(qū)域，其中max為該截面的應(yīng)變最大值）的面積占棒材橫截面面積的比值較高；相對(duì)均勻應(yīng)變區(qū)（應(yīng)變值為1/3max～2/3max的區(qū)域）占棒材橫截面面積的比值（面占比）相對(duì)較小。如圖5b所示，隨著道次的增加，棒材整體應(yīng)變呈上升趨勢，徑向方向上，低應(yīng)變區(qū)的橫截面面積占比降低，相對(duì)均勻應(yīng)變區(qū)域的橫截面面積占比顯著上升。如圖5c所示，當(dāng)壓下率達(dá)到62.29%時(shí)，棒材心部的應(yīng)變值已大于0.8，棒材整體應(yīng)變值以及相對(duì)均勻變形區(qū)的面積占比進(jìn)一步提高。由此可見，隨著壓下量的增加，相對(duì)均勻變形區(qū)的面積占比逐步提高，有利于提高鎂合金棒材徑向方向上的組織均勻性。周向上應(yīng)變差值極小，可忽略周向應(yīng)變對(duì)組織演變的影響。

圖5 不同壓下率的ZK60鎂合金棒材等效應(yīng)變分布

提取了鍛后棒材不同變形量下的應(yīng)變分量模擬結(jié)果，與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，應(yīng)變場理論結(jié)果的平均相對(duì)誤差僅為8.4%，可見，通過應(yīng)變場理論計(jì)算模型能夠較好地預(yù)測鎂合金棒材徑向鍛造過程中的應(yīng)變變化規(guī)律。

圖6 應(yīng)變場理論計(jì)算及模擬結(jié)果對(duì)比

此外，通過模擬不同壓下量的ZK60鎂合金棒材徑鍛過程，觀察到一個(gè)有趣的現(xiàn)象，鍛后棒材的溫度不降反升，如圖7所示。當(dāng)應(yīng)變速率為7 s?1時(shí)，隨著壓下率的增加，棒材整體呈升溫趨勢，且溫升幅度沿徑向由內(nèi)向外逐漸增大，其中最后一道次外圈總溫升高至34.8 ℃。在ZK60的階梯鍛造實(shí)驗(yàn)中，也觀察到了這一現(xiàn)象。

圖7 ZK60鎂合金棒材各取樣點(diǎn)的時(shí)間歷程溫升曲線

棒材變形過程中的熱量主要來源于徑鍛過程中機(jī)械能轉(zhuǎn)化為金屬塑性變形時(shí)產(chǎn)生的變形熱，以及金屬與模具之間摩擦做的功。傳統(tǒng)塑性變形工藝的應(yīng)變速率較低，在變形過程中，單位時(shí)間內(nèi)由機(jī)械能轉(zhuǎn)化的變形熱有限，不足以補(bǔ)償棒材在空氣中的散熱以及與模具間的熱量流失，致使棒材整體溫降嚴(yán)重。在徑向鍛造過程中，由于單位時(shí)間內(nèi)對(duì)棒材的打擊頻次增加，應(yīng)變速率明顯提高，螺旋送進(jìn)的進(jìn)給方式以及4個(gè)錘頭的高頻同步脈沖鍛打使棒材周向和軸向均勻分布了多個(gè)熱源，極好地彌補(bǔ)了鍛造過程中的熱量損失，提高了棒材變形過程中溫度分布的均勻性。此外，錘頭與棒材外表面間的摩擦生熱，也是造成鍛后溫升的原因之一。

2.3 不同壓下率下的ZK60鎂合金微觀組織形貌及分析

為了進(jìn)一步驗(yàn)證理論計(jì)算和數(shù)值模擬的應(yīng)變場變化規(guī)律，分析在徑向鍛造過程中，ZK60鎂合金應(yīng)變對(duì)組織演變的影響，開展了階梯實(shí)驗(yàn)，并對(duì)不同壓下量的顯微組織進(jìn)行了觀察，如圖8所示。圖8a為鍛造前ZK60鎂合金的原始顯微組織，圖8b—d是應(yīng)變速率為7 s?1，壓下率分別為17.40%，41.15%，62.29%時(shí)，徑向鍛造穩(wěn)定變形區(qū)橫截面邊部位置的金相組織。由圖8可知，隨著壓下率的增加，單位面積內(nèi)的晶粒數(shù)量逐步增多，再結(jié)晶晶粒數(shù)量增多，晶粒尺寸逐漸細(xì)化。此外，由圖8a可知，初始材料的晶粒比較粗大，呈等軸分布，晶粒尺寸約為20～30 μm。由圖8b可知，經(jīng)較小壓下率的徑向鍛造后，晶粒細(xì)化不明顯，部分晶界的位置發(fā)生了晶粒變形破碎，少數(shù)晶界周圍發(fā)現(xiàn)了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒。隨著累積壓下率增加至41.15%，如圖8c所示，大部分原始晶粒被破碎，孿生機(jī)制開動(dòng)，晶粒尺寸細(xì)化，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒數(shù)量增多；當(dāng)壓下率達(dá)到62.29%時(shí)（見圖8d），晶粒細(xì)化更顯著，界面內(nèi)布滿了細(xì)小的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒，局部區(qū)域晶粒尺寸達(dá)到納米級(jí)，同時(shí)，孿晶數(shù)量增多，值得注意的是，在部分孿晶內(nèi)觀察到了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶現(xiàn)象。

圖8 ZK60鎂合金在不同壓下率下的光學(xué)顯微組織

滑移、孿生和晶界滑移（GBS）是鎂合金塑性變形的主要機(jī)制。晶界滑移是鎂合金中最重要的晶間變形機(jī)制，由于GBS通常只有在高溫低應(yīng)變速率下才能發(fā)生，且在實(shí)驗(yàn)過程中，加熱爐離徑鍛機(jī)距離較遠(yuǎn)，期間散熱較多，同時(shí)，所用材料的初始組織較為粗大，故鎂合金在高應(yīng)變速率徑向鍛造過程中，GBS難以發(fā)揮明顯作用。此外，當(dāng)徑向鍛造過程中的應(yīng)變速率較大時(shí)，不利于相鄰晶粒間滑移的傳播和連續(xù)性，因此，當(dāng)變形量累積到一定程度時(shí)，會(huì)引起晶界附近較大的應(yīng)力集中，此時(shí)單純的滑移難以釋放應(yīng)力，必須依靠孿生或裂紋的萌生和擴(kuò)展來協(xié)調(diào)形變和釋放應(yīng)力[23]。

結(jié)合應(yīng)變分布云圖（圖5c）進(jìn)一步分析得知，當(dāng)壓下率達(dá)到62.29%時(shí)，鎂合金棒材的邊部應(yīng)變值劇增，位錯(cuò)塞積嚴(yán)重，單純的滑移已不足以釋放集中應(yīng)力。研究表明，裂紋的萌生和擴(kuò)展均可釋放應(yīng)力，且裂紋多由拉應(yīng)力引起，沿大致垂直于最大拉應(yīng)力的方向傳播[24—25]。徑向鍛造同步雙向?qū)ΨQ的加載方式在一定程度上遏制了裂紋的萌生和擴(kuò)展[12]。為釋放徑向鍛造過程中的應(yīng)力集中，需引入裂紋的競爭機(jī)制——孿生。孿生作為協(xié)調(diào)形變和釋放應(yīng)力的有效方式，其形核速度大于裂紋的萌生和擴(kuò)展速度[26]，在釋放徑鍛過程中的應(yīng)力集中時(shí)，可發(fā)揮重要作用。綜上，如圖8d所示，當(dāng)壓下率累積達(dá)62.29%時(shí)，孿晶數(shù)量明顯增多。

此外，孿晶界阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)作為再結(jié)晶的儲(chǔ)能方式，以及孿晶界和晶界附近亞結(jié)構(gòu)取向差的存在，極易誘導(dǎo)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶在孿晶內(nèi)形核[27]。如圖8d所示，當(dāng)壓下率達(dá)到62.29%時(shí)，部分區(qū)域的孿晶已極為密集。在徑向鍛造變形過程中，孿晶界阻礙了位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致孿晶界附近位錯(cuò)塞積嚴(yán)重，為了釋放孿晶界阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的集中應(yīng)力，孿晶界周圍的塞積位錯(cuò)重排，孿生再結(jié)晶機(jī)制開動(dòng)。

3 結(jié)語

基于軸對(duì)稱模型，利用數(shù)學(xué)解析方法確定了鑄態(tài)ZK60鎂合金棒材徑鍛過程中的應(yīng)變場數(shù)學(xué)模型，模型預(yù)測的平均相對(duì)誤差約為8.4%。

鎂合金經(jīng)高頻鍛造產(chǎn)生的變形熱極好地彌補(bǔ)了鎂合金材料散熱快、塑性變形溫區(qū)窄的塑性變形劣勢，鍛后溫升高達(dá)34.8 ℃。通過后續(xù)對(duì)工藝參數(shù)的優(yōu)化，在不采取加熱以及保溫（補(bǔ)溫）的前提下，可實(shí)現(xiàn)“近等溫”鍛造。對(duì)提高鎂合金棒材組織的均勻性，以及鍛造過程中組織演變的控制極為有利。

ZK60鎂合金在徑向鍛造過程中的組織演變分為3個(gè)階段，當(dāng)壓下率≤17.4%，其晶粒細(xì)化機(jī)制多為機(jī)械式擊碎，晶界處有少量再結(jié)晶晶粒；當(dāng)17.4%?壓下率≤41.15%時(shí)，晶粒細(xì)化機(jī)制主要為形變誘導(dǎo)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，孿晶較少；當(dāng)41.15%?壓下率≤62.29%時(shí)，晶粒尺寸細(xì)化明顯，孿晶增多，受孿晶晶界阻礙，孿生再結(jié)晶機(jī)制開啟。

[1] 查敏, 王思清, 方圓, 等. 高性能軋制鎂合金研究進(jìn)展[J]. 精密成形工程, 2020, 12(5): 20—27.

ZHA Min, WANG Si-qing, FANG Yuan, et al. Research Progress of High Performance Rolling Magnesium Alloys[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2020, 12(5): 20—27.

[2] 潘虎成, 武華健, 程仁山, 等. Al、Mn元素對(duì)Mg-2.5Sn-3.5Ca合金微觀組織與力學(xué)性能的影響[J]. 精密成形工程, 2020, 12(5): 28—36.

PAN Hu-cheng, WU Hua-jian, CHENG Ren-shan, et al. Effect of Al and Mn on Microstructure and Mechanical Properties of Mg-2.5Sn-3.5Ca Alloy[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2020, 12(5): 28—36.

[3] 鄭興偉, 趙宗, 汪偉, 等. Mg-Nd-Zn-Zr稀土鎂合金無縫管材正反擠壓過程模擬[J]. 精密成形工程, 2020, 12(5): 59—65.

ZHENG Xing-wei, ZHAO Zong, WANG Wei, et al. Simulation of Forward and Back Extrusion Process of Mg-Nd-Zn-Zr Seamless Tube[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2020, 12(5): 59—65.

[4] 汪凌云, 黃光杰, 陳林, 等. 鎂合金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.

WANG Ling-yun, HUANG Guang-jie, CHEN Lin, et al. Research on Rolling Technology of Magnesium Alloy Sheets[J]., 2007, 36(5): 910—914.

[5] 李榮德, 于海朋, 袁曉光. 壓鑄技術(shù)及壓鑄合金的發(fā)展與應(yīng)用[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2003, 39(11): 68—73.

LI Rong-de, YU Hai-peng, YUAN Xiao-guang. Development and Application of the Die-Casting Technology and Alloy[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2003, 39(11): 68—73.

[6] 李落星, 周佳, 張輝. 車身用鋁、鎂合金先進(jìn)擠壓成形技術(shù)及應(yīng)用[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2012, 48(18): 35—43.

LI Luo-xing, ZHOU Jia, ZHANG Hui. Advanced Extrusion Technology and Application of Aluminium, Magnesium Alloy for Vechicle Body[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2012, 48(18): 35—43.

[7] 高建良, 章楨彥, 靳麗, 等. 鎂合金鍛造研究綜述[J]. 熱加工工藝, 2012, 41(15): 104—108.

GAO Jian-liang, ZHANG Zhen-yan, JIN Li, et al. Review on Forging Forming Technology of Magnesium Alloy[J]. Hot Working Technology, 2012, 41(15): 104—108.

[8] MIURAL H, YU G, YANG X. Multi-Directional Forging of AZ61 Mg Alloy under Decreasing Temperature Conditions and Improvement of Its Mechanical Properties[J]. Materials Science & Engineering A, 2011, 528(22): 6981—6992.

[9] MIURA H, YANG X, SAKAI T. Evolution of Ultra Fine Grains in AZ31 and AZ61 Mg Alloys during Multi Directional Forging and Their Properties[J]. Materials Transactions, 2008, 49(5): 1015—1020.

[10] MIURA H, NAKAMURA W, KOBAYASH M. Room-Temperature Multi-Directional Forging of AZ80 Mg Alloy to Induce Ultrafine Grained Structure and Specific Mechanical Properties[J]. Procedia Engineering, 2014, 81: 534—539.

[11] 吳遠(yuǎn)志, 嚴(yán)紅革, 朱素琴, 等. 多向鍛造ZK60鎂合金組織和性能的均勻性[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2014, 24(2): 310—316.

WU Yuan-zhi, YAN Hong-ge, ZHU Su-qin, et al. Homogeneity of Microstructure and Mechanical Properties of ZK60 Magnesium Alloys Fabricated by High Strain Rate Triaxial-Forging[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(2): 310—316.

[12] 王連東, 高全德, 梁晨, 等. 徑向精密鍛造機(jī)V字錐形錘砧鍛造分析及數(shù)值模擬[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2011, 47(20): 146—151.

WANG Lian-dong, GAO Quan-de, LIANG Chen, et al. Deformation Analysis and Numerical Simulation of V-Shaped Cone Anvil Forging in the Fine Forging Machine[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2011, 47(20): 146—151.

[13] 王永飛, 趙升噸, 范淑琴, 等. 徑向鍛復(fù)合單向壓縮變形-再結(jié)晶熔融法制備半固態(tài)坯料的研究[J]. 稀有金屬材料與工程, 2017, 46(10): 2900—2907.

WANG Yong-fei, ZHAO Sheng-dun, FAN Shu-qin, et al. Semi-Solid Billet Prepared by Radial Forging Combined with Unidirectional Compression Recrystallization and Partial Melting[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2017, 46(10): 2900—2907.

[14] FAN L, WANG Z, WANG H. 3D Finite Element Modeling and Analysis of Radial Forging Processes[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2014, 16(2): 329—334.

[15] 卞祝, 葛清蘊(yùn). HRB500高強(qiáng)鋼筋鋼纖維混凝土梁受剪試驗(yàn)和承載力計(jì)算[J]. 重慶工商大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2018, 35(2): 94—99.

BIAN Zhu, GE Qing-yun. Experimental Study on Shear Resistance of Steel Fiber HRB500High-Strength Reinforced Concrete Beams and Calculation of Shear Capacity[J]. Journal of Chongqing Technology and Business(Natural Sciences Edition), 2018, 35(2): 94—99.

[16] 俞漢清. 金屬塑性成形原理[M]. 上海: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1999: 79—85.

YU Han-qing. Metal Plasticity Forming Theory[M]. Shanghai: China Machine Press, 1999: 79—85.

[17] CHEN J, CHANDRASHEKHARA K, MAHIMKAR C, et al. Study of Void Closure in Hot Radial Forging Process Using 3D Nonlinear Finite Element Analysis[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2012, 62(9/10/11/12): 1001—1011.

[18] 王春明, 陳云貴, 肖素芬, 等. 鑄造Mg-3Zn- (0.5～3.5)Sn合金的導(dǎo)熱率和機(jī)械性能[J]. 稀有金屬材料與工程, 2013, 42(10): 2019—2022.

WANG Chun-ming, CHEN Yun-gui, XIAO Su-fen, et al. Thermal Conductivity and Mechanical Properties of as-Cast Mg-3Zn-(0.5～3.5)Sn Alloys[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2013, 42(10): 2019—2022.

[19] DING Y P, ZHU Q, LE Q C, et al. Analysis of Temperature Distribution in the Hot Plate Rolling of Mg Alloy by Experiment and Finite Element Method[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2015, 225: 286—294.

[20] 簡煒煒, 康志新, 李元元. 多向鍛造ME20M鎂合金的組織演化與力學(xué)性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2008, 18(6): 1005—1011.

JIAN Wei-wei, KANG Zhi-xin, LI Yuan-yuan. Microstructural Evolution and Mechanical Property of ME20M Magnesium Alloy Processed by Multidirectional Forging[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2008, 18(6): 1005—1011.

[21] ZOU J F, MA L F, JIA W T, et al. Microstructural and Mechanical Response of ZK60 Magnesium Alloy Subjected to Radial Forging[J]. Journal of Materials Science & Technology, 2021, 83: 228—238.

[22] 董節(jié)功, 周旭東, 朱錦洪, 等. 徑向鍛造三維成形鍛透性的數(shù)值模擬[J]. 機(jī)械工程材料, 2007, 31(3): 76—78.

DONG Jie-gong, ZHOU Xu-dong, ZHU Jin-hong, et al. FEM Simulation of Forging Penetration Efficiency of Radial Forging in 3D[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2007, 31(3): 76—78.

[23] 熊愛明. 鈦合金鍛造過程變形-傳熱-微觀組織演化的耦合模擬[D]. 西安: 西北工業(yè)大學(xué), 2003: 110—116.

XIONG Ai-ming. Coupled Simulation of Deformation-Hsat Transfer-Microstructural Evolution for Forging Processes of Titanium Alloys[D]. Xi'an: Northwestern Polytechnical University, 2003: 110—116.

[24] ZHU S Q, YAN H G, CHEN J H, et al. Effect of Twinning and Dynamic Recrystallization on the High Strain Rate Rolling Process[J]. Scripta Materialia, 2010, 63(10): 985—988.

[25] ZHENG M Y, ZHANG W C, WU K, et al. The Deformation and Fracture Behavior of SiCw/AZ91 Magnesium Matrix Composite during in-Situ, TEM Straining[J]. Journal of Materials Science, 2003, 38(12): 2647—2654.

[26] ZHU S Q, YAN H G, LIAO X Z, et al. Mechanisms for Enhanced Plasticity in Magnesium Alloys[J]. Acta Materialia, 2015, 82: 344—355.

[27] 詹美燕, 李春明, 尚俊玲. 鎂合金的塑性變形機(jī)制和孿生變形研究[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2011, 25(3): 1—7.

ZHAN Mei-yan, LI Chun-ming, SHANG Jun-ling. Investigation of the Plastic Deformation Mechanism and Twinning of Magnesium Alloys[J]. Materials Review, 2011, 25(3): 1—7.

Effect of Radial Forging Reduction Rate on Thermodynamic Parameters and Microstructure Evolution of Magnesium Alloy Bar

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

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

This paper aims to prepare the large-size magnesium alloy bar through radial forging process and study the microstructure evolution of the axial section edge in the stable deformation zone of ZK60 magnesium alloy. Based on the axisymmetric model, a mathematical model of the strain components of magnesium rods with different reduction rates was established by the mathematical analysis method; the thermal coupling analysis was carried out for the radial forging process of magnesium bars with different reduction rates by the elastic-plastic finite element analysis software; the step forging experiment was carried out on the cast ZK60 magnesium alloy bars by the GFM-SSP32 radial forging machine. The results showed that the grain refinement is obvious with the increase of radial reduction, and the twinning dynamic recrystallization mechanism is turned on when the depression rate reaches 62.29%; compared with the simulation results, the average relative error predicted by mathematical model is about 8.4%, which can more accurately characterize the strain distribution of the radial forging magnesium bars. The radial forging process can completely prepare ZK60 magnesium alloy bars, and effectively solve the problems of easy cracking and fast heat dissipation during the plastic deformation of magnesium alloy.

magnesium alloy; radial forging; thermodynamic parameters; microstructure evolution

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.011

TG314.3

A

1674-6457(2021)06-0084-07

2020-04-26

國家自然科學(xué)基金（U1910213，51501122）；山西省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（201903D121088）

鄒景鋒（1993—），男，博士生，主要研究方向?yàn)檩p質(zhì)金屬變形機(jī)理及組織性能。

馬立峰（1977—），男，教授，主要研究方向?yàn)榇笮鸵苯鹧b備設(shè)計(jì)理論與成套技術(shù)、鎂合金變形理論與裝備技術(shù)、金屬材料軋制復(fù)合理論與裝備技術(shù)。