焊合室高度对AZ91镁合金管材分流挤压的影响张金龙1，宋 敏2，王栓强1，曹 静1 （1.西安航空学院 材料工程学院，陕西 西安 710077；2.西安航空学院 机械工程学院，陕西 西安 710077） 摘要：针对高强度镁合金管材挤压过程中坯料成形问题，设计了四套具有不同焊合室高度的管材挤压模具，对AZ91镁合金管材分流模挤压工艺过程进行了有限元分析和挤压试验。结果表明，变形程度指标等效应变标准方差由高到低顺序为：H=9mm>H= 12mm>H=18mm>H=15mm，其中焊合室高度为15mm时变形最均匀；AZ91镁合金经分流模挤压，粗大的树枝晶及网状第二相β-Mg17Al12被击碎重溶，并且发生再结晶，组织和性能得到明显改善。 关键词：挤压成形；管材；焊合室高度；AZ91镁合金；管材分流模；变形均匀性 镁合金是目前金属结构材料中密度最小的，其管材、型材的应用又将轻质特性发挥推到了新的高度，恰好契合了航空航天器减重的需求。由于大部分镁合金为密排六方晶体结构金属，所拥有的滑移系少，因此其塑性变形能力比较差，目前镁合金挤压成形的制品以合金元素含量较低的AZ31为主，以保证在强化的同时材料还保持一定的塑性[1，2]。近年来，为满足对镁合金更高强度的要求，强度远高于AZ31的AZ91镁合金挤压成形研究得到大力开发。 李静媛等人研究了均质化和时效处理以及挤压工艺参数对AZ91镁合金的组织变化产生的影响，发现热挤压过程中发生了动态再结晶，并因此得到细晶组织[3]。马莹等人在不同温度下挤压制备AZ91D镁合金线材，发现挤压温度越低晶粒越细小，且具有优异的力学性能，明显高于同牌号铸态合金的性能[4]。对热挤压铸态AZ91析出硬化处理进行研究，发现铸态合金中粗大、偏析的Mg17Al12析出相被细化并均匀分布在α镁基体中，极限抗拉强度是可达到铸态的三倍[5]。研究还显示挤压态AZ91镁合金产生了（0001）面织构组织，织构的存在以及细小的再结晶晶粒都有效地促进了材料的强度和塑性的改善，挤压制品获得了较好的综合力学性能[6，7]。 与AZ31合金相比，由于合金元素含量明显偏高，铸造组织中通常含有大量粗大的第二相β-Mg17Al12，塑性更低，对应变速率也更为敏感。特别是采用分流挤压模制备空心管材时，坯料需先分成几股料流然后再焊合到一起，其成形难度又增加了不少，尤其是当坯料在模具出口变形不均匀时很容易造成零件弯曲、扭拧、波浪、焊合缺陷等问题，从而造成组织和性能的不均匀，甚至得不到合格的产品[8]。 本课题前期对AZ91镁合金管材挤压进行了系统研究，发现分流挤压模焊合室高度是影响AZ91镁合金管材（ø25mm×2.5mm）变形均匀性的一个主要因素，因此本文采用数值模拟和物理实验的方法研究焊合室高度对AZ91镁合金管材分流挤压的影响。 1 试验方案1.1 模具结构设计 可用于AZ91镁合金管材挤压的模具主要有桥式舌形模和平面分流模。本实验采用应用较为广泛的平面分流模进行挤压。平面分流模主要组成部分包括四个零件：上模、下模、挤压筒、挤压杆。如图1所示上模有分流孔、分流桥和模芯，分流孔将坯料分流并引导其通向焊合室，分流桥支承模芯，而模芯用来成形管材的形状和尺寸。下模有焊合室、模孔型腔、工作带和空刀。焊合室将经分流孔流出的金属重新汇集在一起，焊接成以模芯为中心的整体坯料，焊合室内坯料不断汇集，静压力不断增大，直至挤出模孔，模孔型腔的工作带部分确定型材的外部形状和尺寸，而空刀部分是为了减少摩擦，避免划伤管材表面影响质量。坯料最终从型腔与型芯形成的环形刃口中流出，形成管材[9]。实验用上模尺寸外型设为ø130mm×61mm，分流桥宽度为21.4mm，采用四个扇形分流孔来平衡金属材料流动和合理分配金属材料供给量。下模尺寸为ø130mm×46mm，工作带长度为3mm，焊合室的高度分别取H=9mm、H=12mm、H=15mm和H=18mm四个值。挤压筒内径为ø80mm。  图1 管材挤压模的结构组成 1.2 坯料及模具材料 挤压毛坯料为商用AZ91镁合金棒材，其化学成分如表1所示，将其在460℃保温1h后进行挤压。 表1 合金化学成分/wt%  成分 A1 Zn Mn Si Cu Ni Fe Mg wt% 8.5-9.5 0.45-0.90 0.17-0.4 ≤0.05 ≤0.025 ≤0.001≤0.004 Bal 模具选用4Cr5MoSiV1热作模具钢，该钢具有优良的综合力学性能和较高的抗回火稳定性，拥有高的淬透性可获得高的硬度和耐磨性，同时还具有良好的红硬性、抗热疲劳性能和韧性。AZ91镁合金、4Cr5MoSiV1模具钢参数如表2所示[10]。 表2 材料参数  材料 密度/（g·cm-3）弹性模量/GPa比热容/（J·mm-3K-1） 泊松比AZ91 1.825 45 1.781 0.35 4Cr5MoSiV1 7.76 210 5.6 0.30  AZ91镁合金变形时本构关系符合Arrhenius方程，其表达式为[11]： 式中：ε˙为应变速率，单位为s-1；σ为流变应力；n为应力指数，取5.578；R为气体体积常数，取8.314J/（mol·K）；T为温度，单位为K。 1.3 出口坯料均匀性计算方法 为了准确地表征坯料变形时的不均匀性，在模具出口坯料截面上选取60个点，测量其等效应变，计算等效应变标准方差SDS（Standard Deviation of the Strain field），SDS值越小，表明挤压过程就越均匀。管材挤压塑性变形均匀性的目标函数定义如下[12]：  式中：SDS为分流模出口处坯料截面的等效应变均方差；εi为出口处坯料截面各点的等效应变；εavg为出口处坯料截面上各点的等效应变均值；n为模具出口处选取的节点数目。 2 结果及分析2.1 模拟结果及分析 AZ91镁合金分流挤压过程可以分解为如图2所示的四个阶段。第一阶段，为初始阶段，坯料在挤压杆的作用下被分流，形成4股料流，此过程变形主要产生于分流孔入口处，如图2a所示。第二阶段，金属不断被挤入分流孔，填充并通过分流孔，此时主要变形区仍然在分流孔入口处，如图2b所示，随着坯料不断挤入，流经分流孔入口处材料变形程度也随之增加。第三阶段，如图2c所示，4股料流通过分流孔挤入焊合室，与焊合室底部接触产生镦粗变形，变形程度横向尺寸不断增大，两个相邻的料流开始相互接触，填充焊合室，焊合室内坯料所受应力迅速增加实现料流焊合。第四阶段，四股料流焊合，被后续进入焊合室的坯料推入工作带，在工作带和模芯的共同作用下形成空心状挤出形成管材，并逐步进入稳流挤压状态，图2d中，坯料在工作带处应变再次大幅提升。 通过模拟测出四种不同焊合室高度的模具出口60点等效应变，分别计算出其平均值，进而计算出每种尺寸模具等效应变标准方差，结果如图3所示。 从图3可以看出，用焊合室高度为12mm的模具进行挤压，其出口平均等效应变最高，而用焊合室高度为15mm的模具挤压时出口平均等效应变最低，相差11%。变形程度指标SDS值在焊合室高度为9mm时最高，在15mm最低，最高为最低的4.1倍，相差悬殊。焊合室高度较短时，材料局部没有充分变形，会影响到变形均匀性，而焊合室高度过高则延长了坯料在焊合室停留时间，使变形过程变得更加复杂，导致均匀性降低。在挤压过程中焊合室高度有一个最佳值使模具出口处的变形最均匀。比较发现焊合室高度为15mm时等效应变标准方差为0.034，是一个最佳值，即此时模具出口处金属的变形最均匀。  图2 挤压过程  图3 出口等效应变及其标准方差 2.2 试验结果及分析 利用焊合室高度为15mm的分流模进行AZ91镁合金管材挤压，成功制备出ø25mm×2.5mm的管材。图4所示即为AZ91镁合金管材挤压前后的微观组织。图4a为AZ91镁合金铸态组织，图4c和图4d为挤压变形管材纵横两个方向的显微组织，分别从图4b所示管材部位方向截取。 由图4a可以看到，铸态组织中基体相α-Mg为较为粗大的树枝晶，而第二相β-Mg17Al12相以网状形式存在。挤压变形初期，镁合金中塑性较好的α-Mg相首先在压力作用下，在垂直于压力方向被压扁，塑性较差的树枝晶被压断，并发生转动。通过分流孔时，晶粒被拉长，焊合后通过工作带时，被二次拉长，管材横截面表现为细小晶粒横截面，如图4c所示；纵向表现为被拉长晶粒纵向组织，而图4d纤维组织不是很明显，主要是因为挤压温度较高，发生了动态再结晶。AZ91镁合金中β-Mg17Al12相网状结构经过挤压后破碎，由于挤压温度较高，大部分固溶到α-Mg基体中，挤压后在晶界上已经很少[13]。  图4 管材组织 （a）铸态 （b）取样位置 （c）管横截面 （d）管纵截面 表3列出了AZ91镁合金铸态与挤压态的力学性能。经挤压的AZ91镁合金管材的抗拉强度提升76.9MPa，伸长率增加近三倍。AZ91镁合金管材成形过程中，镁合金内部发达的铸态枝晶破碎，组织成分更加均匀，缺陷数量减少，故可使合金的强度增加；另一方面，在挤压应力的作用下，合金中的粗大晶粒变成细小晶粒，由Hall-petch公式可知，晶粒直径越小，强度越大，进而有效地提高了合金的力学性能。同一体积内晶粒细化，数量增多，塑性变形分散在更多晶粒内进行，变形也会均匀些，局部区域发生应力集中的程度较轻，因此出现裂纹和发生断裂相对较迟，塑性显著提高。 表3 挤压态及铸态镁合金的力学性能比较  ? 3 结论（1）设计了AZ91镁合金四种高度焊合室的管材挤压模具，并创建了成形过程的数值模型，对挤压后坯料的等效应变进行了考察，计算获得管材在模具出口的等效应变标准方差。 （2）通过计算分析，得到出口平均等效应变由高到低顺序为：H=12mm>H=18mm>H=9mm>H=15mm，变形程度指标SDS值由高到低顺序：H=9mm>H= 12mm>H=18mm>H=15mm。 （3）铸态AZ91镁合金在分流模挤压后，其粗大的铸造树枝晶及网状第二相被击碎、β-Mg17Al12相重新溶入基体，并且在挤压过程中发生了动态再结晶，组织得到明显改善，力学性能明显提高。 参考文献： [1]丁业立，谢允聪，崔令江，等.镁合金筒形件正反向快速气压胀形实验研究[J].锻压装备与制造技术，2016，51（1）：100-103. [2]曹晓卿，郭继祥，张登峰，等.AZ31镁合金热变形时的显微组织与断口分析[J].锻压装备与制造技术，2010，45（2）：100-102. [3]李静媛，谢建新，金军兵，等.挤压和热处理过程中AZ91镁合金的组织变化（英文）[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2012，22（5）：1028-1034. [4]马 莹，张忠明，徐春杰，等.热挤压AZ91D镁合金线材的组织与性能研究[J].兵器材料科学与工程，2012，35（1）：46-49. [5]M.THIRUMURUGAN，S.KUMARAN.AZ91镁合金的挤压和析出硬化行为（英文）[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2013，23（6）：1595-1601. [6 王智祥，王 建，乐雅婷，等.工艺参数对AZ91镁合金挤压组织及性能的影响[J].轻金属，2011，（5）：43-47. [7]张建民，张宝红，张治民.挤压温度对AZ91D合金组织性能的影响[J].热加工工艺，2010，39（5）：82-84. [8]杨忠旺，陈振华，夏伟军，等.AZ91镁合金型材挤压工艺研究[J].矿冶工程，2008，28（3）：99-101. [9]孙雪梅.复杂铝合金型材挤压过程数值建模与模具优化设计方法研究[D].济南：山东大学，2014：7-8. [10]胡文俊，李落星，李光耀，等.AZ91镁合金带材挤压过程数值模拟与实验研究[J].矿冶工程，2006，26（6）：73-76. [11]钟 兵.AZ91镁合金等通道转角挤压有限元分析[J].热加工工艺，2012，41（7）：84-86. [12]王引卫.304不锈钢大型管材挤压工艺虚拟正交优化[J].热加工工艺，2013，42（13）：87-88. [13]张金龙，王智民，宋文娟，等.AZ113镁合金显微组织和力学性能的研究[J].热加工工艺，2008，37（12）：15-18. Influence of welding chamber height to tube porthole extrusion of AZ91 magnesium alloy ZHANG Jinlong1,SONG Min2,WANG Shuanqiang1,CAO Jing1 Abstract：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. Keywords：Welding chamber height;AZ91 magnesium alloy;Tube porthole die;Extrusion;Deformation uniformity 中图分类号：TG379 文献标识码：A DOI：10.16316/j.issn.1672-0121.2016.06.018 文章编号：1672-0121（2016）06-0071-04 收稿日期：2016-07-16； 修订日期：2016-09-07 基金项目：陕西省自然科学基础研究计划项目（2014JM2-5050）；陕西省教育厅专项科研计划项目（15JK1377）；西安航空学院科研项目（13XP08） 作者简介：张金龙（1976-），男，硕士，副教授，从事金属强韧化研究。E-mail：553703956@qq.com |
|
|
