胡忠舉，劉雁峰，盧立偉, , ，伍賢鵬，劉楚明

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鎂合金正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形工藝及擠壓力計(jì)算

胡忠舉1，劉雁峰1，盧立偉1, 2, 3，伍賢鵬2，劉楚明3

(1. 湖南科技大學(xué) 難加工材料高效精密加工湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湘潭 411201；2. 湖南科技大學(xué) 高溫耐磨材料及制備技術(shù) 湖南省國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湘潭 411201；3. 中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

結(jié)合傳統(tǒng)擠壓與彎曲剪切變形的特點(diǎn)提出一種棒?板正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形新工藝，該工藝既可顯著細(xì)化晶粒又可以弱化織構(gòu)，極大地改善鎂合金的綜合力學(xué)性能。通過分析該復(fù)合變形方式的特點(diǎn)，建立了總擠壓力數(shù)學(xué)模型，對正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形所需的擠壓力進(jìn)行了系統(tǒng)、完整、準(zhǔn)確的表征。根據(jù)各分區(qū)的變形特點(diǎn)，把實(shí)際的正擠壓模型類比成等效面積的圓棒擠壓模型，并引入形狀復(fù)雜系數(shù)，利用上界法得出各分區(qū)的擠壓力解析表達(dá)式，基于有限元數(shù)值模擬對形狀復(fù)雜系數(shù)進(jìn)行分析求解。最后通過與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較得出該模型計(jì)算的結(jié)果與實(shí)際值的誤差在5%的范圍內(nèi)，滿足工程計(jì)算要求。

鎂合金；正擠壓?彎曲剪切復(fù)合變形；顯微組織；力學(xué)性能；形狀復(fù)雜系數(shù)；擠壓力

隨著航空、航天、國防武器裝備、交通運(yùn)輸工具等行業(yè)的高速發(fā)展，當(dāng)今社會對優(yōu)良綜合性能的材料特別是比強(qiáng)度和比剛度高的輕質(zhì)鎂合金材料需求持續(xù)迅猛增長，研究與制備具有高性能的鎂合金材料一直是各國材料領(lǐng)域的學(xué)者們研究的熱點(diǎn)[1?3]。在這樣的實(shí)際背景下，大塑性變形技術(shù)(Severe plastic deformation, SPD)也就被人提出并慢慢得到了一定的發(fā)展，SPD技術(shù)既能細(xì)化晶粒組織，又可以對織構(gòu)弱化進(jìn)行控制，在晶粒細(xì)化與織構(gòu)控制協(xié)同作用下能獲得具有高性能的產(chǎn)品，是一種引起多數(shù)學(xué)者深入研究且具有廣泛影響力的成形技術(shù)[4?5]。近些年逐漸發(fā)展起來的SPD技術(shù)主要有循環(huán)擠壓(CEC)[6]、渦流擠壓(VE)[7]、高壓扭轉(zhuǎn)擠壓(HPT)[8?9]、循環(huán)向前向后擠壓(CFBE)[10?11]、等通道擠壓(ECAP)等[12]。對于這些大塑性變形技術(shù)，不少研究工作者針對各種工藝參數(shù)及模具的結(jié)構(gòu)參數(shù)對試樣微觀組織以及各力學(xué)性能的影響做了大量的研究。LIN等[13]研究了GW120K鎂合金通過CEC后晶粒細(xì)化與織構(gòu)弱化對試樣的強(qiáng)度與延展性的影響。SHAHBAZ等[14]通過實(shí)驗(yàn)與有限元模擬研究了VE的塑性變形行為，與傳統(tǒng)正擠壓(CE)對比發(fā)現(xiàn)，VE后的試樣晶粒組織細(xì)小、應(yīng)變值大、變形更劇烈，所需的擠壓力也相對較高。LEE等[15]研究了鎂鋁合金通過HPT后晶粒細(xì)化對顯微組織與力學(xué)性能的影響。目前，研究工作者對ECAP的研究主要以工藝參數(shù)對力學(xué)性能的影響、金屬的流動規(guī)律、晶粒細(xì)化機(jī)理、超細(xì)晶的制備為主要研究方向，而對工藝的可行性研究還不夠全面[16]。EBRAHIMI等[17]研究了等通道正擠壓對6082鋁合金試樣組織與性能的影響，該成形技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)是在擠壓力較小的情況下樣品可以得到較高且分布較均勻的等效應(yīng)變。胡紅軍[18]等通過實(shí)驗(yàn)測試與有限元數(shù)值模擬研究了ECAP模具外角變化與倒角有無對擠壓力的影響。RAHIMI等[19]在純剪切擠壓中研究了不同的模具結(jié)構(gòu)參數(shù)與摩擦因數(shù)對擠壓力的影響。PRIEL等[20]建立了Mg/Al復(fù)合坯在復(fù)合擠壓中的擠壓力預(yù)測模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的可靠性。晶粒的細(xì)化與織構(gòu)弱化的控制可以提高材料的綜合性能，是改良材料強(qiáng)韌性的關(guān)鍵所在。盡管SPD可以通過多種方法來顯著細(xì)化材料晶粒以及對織構(gòu)弱化進(jìn)行控制，但是多數(shù)SPD技術(shù)屬于多道次非連續(xù)成形，具有生產(chǎn)效率低、生產(chǎn)成本高、工藝復(fù)雜等特點(diǎn)，僅局限于試驗(yàn)研究，很難投入到大批量商業(yè)化生產(chǎn)當(dāng)中。

本文作者提出了一種集正擠壓與多次彎曲剪切變形于一體的棒?板正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形新工藝，能顯著地細(xì)化晶粒以及對織構(gòu)弱化的控制，具有效率高、成本低、工藝簡單、一道次成形等特點(diǎn)。本文作者采用上界法和數(shù)值模擬相結(jié)合建立了新型塑性成形工藝的擠壓力數(shù)學(xué)模型，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該數(shù)學(xué)模型與實(shí)際情況的吻合程度，為該成形工藝的可行性研究提供了理論參考。

1 模具結(jié)構(gòu)及變形特點(diǎn)

正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形模具的結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。包括凸模和凹模(分左右半模)，所述的凹模型腔由擠壓通道和凸模通道兩部分組成。擠壓通道可分為正擠壓區(qū)和彎曲剪切區(qū)，正擠壓區(qū)見圖1(a)中I所標(biāo)識的區(qū)域，彎曲剪切區(qū)見圖1(b)所示，起強(qiáng)剪切作用的結(jié)構(gòu)見圖1(b)中Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ所示。

圖1 正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形模具示意圖、模具圖及局部放大圖

圖2所示為金屬變形區(qū)域分布示意圖。圖2可知模具的型腔結(jié)構(gòu)參數(shù)，包括正擠壓區(qū)錐角，擠壓通道彎曲角與，擠壓通道彎曲過渡半徑1與2，過渡直線段1、2、3、4、5，等截面彎曲剪切擠壓通道厚度、寬度，凸模通道直徑0。

當(dāng)擠壓機(jī)帶動凸模開始往下移動時(shí)，鎂合金錠坯充盈凹模擠壓筒并通過剛性流動區(qū)；接著進(jìn)入正擠壓變形區(qū)，發(fā)生劇烈的塑性變形；通過正擠壓變形區(qū)后，錠坯由棒材完全成形為板材；隨著擠壓的進(jìn)行，板材會依次通過圖2中3、4、5、6所示的4個(gè)彎曲剪切區(qū)，受到4次強(qiáng)剪切變形后最終成為所需的試樣。由圖2還可知，正擠壓區(qū)左右成平面對稱，彎曲剪切區(qū)以圖2中點(diǎn)成中心對稱，這種對稱結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)使得板材的兩側(cè)變形程度以及流速均勻，為高質(zhì)量的板材生產(chǎn)提供了基礎(chǔ)。

圖2 金屬變形區(qū)域分布示意圖

2 擠壓力計(jì)算

通過對正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形模具型腔以及金屬流動特點(diǎn)的分析，可把總擠壓力的計(jì)算初步分為正擠壓區(qū)和彎曲剪切區(qū)兩個(gè)大塊分別進(jìn)行推導(dǎo)。

2.1 正擠壓區(qū)擠壓力計(jì)算

錠坯通過正擠壓區(qū)時(shí)由棒材成形為板材會發(fā)生劇烈的塑性變形，變形過程十分復(fù)雜，在數(shù)學(xué)上求得該區(qū)的擠壓力相當(dāng)困難。但可以把實(shí)際的棒?板擠壓模型類比成等效面積的棒?棒擠壓模型[21]，如圖3所示，同時(shí)引入形狀復(fù)雜系數(shù)1(，)。

實(shí)際的棒?板擠壓變形的擠壓力記為1′，等效面積的棒?棒擠壓變形的擠壓力記為1*，考慮到形狀復(fù)雜系數(shù)1(，)，1′與1*對應(yīng)關(guān)系為

圖4 等效面積的棒?棒擠壓速度場模型

采用上界法[22]計(jì)算得出等效面積的棒?棒擠壓總變形功率*為

式中：s為AZ31鎂合金的屈服強(qiáng)度；為摩擦因數(shù)。

總變形力1*為

式中：0為錠坯與擠壓筒壁的接觸面積；為錠坯長度；6為擠壓筒內(nèi)錠坯進(jìn)入正擠壓錐角區(qū)的長度。

則棒?板擠壓總擠壓力1為

2.2 彎曲剪切區(qū)的擠壓力計(jì)算

由圖2可知，彎曲剪切區(qū)可細(xì)分為4個(gè)強(qiáng)剪切區(qū)，彎曲剪切區(qū)Ⅰ的流動模型與速端圖如圖5所示，在圖5(a) 1區(qū)中，11弧面和11弧面以及弧面和弧面均為粗糙面，且分別連為一體作為剛性支撐面，錠坯1面是隨1面向下運(yùn)動而運(yùn)動的自由面，1面為速度不連續(xù)面，變形區(qū)由兩個(gè)扇環(huán)剛性塊11和11組成，最終可確定變形區(qū)的速端圖(圖中t為切向速度，為二分之一擠壓通道的彎曲角)。

圖5 流動模型與速端圖

運(yùn)用上界法，根據(jù)運(yùn)動許可速度場確定的總變形功率1*為

彎曲剪切Ⅰ區(qū)單位面積上的上限載荷*和變形力1*分別為

彎曲剪切區(qū)2、3、4的變形力2*、3*、4*分 別為

彎曲剪切區(qū)總接觸摩擦力為

因此，彎曲剪切區(qū)總擠壓力2為

則正擠壓?彎曲剪切變形模型的總擠壓力數(shù)學(xué)模型為

3 形狀復(fù)雜系數(shù)β1(B，φ)的確定

在錠坯溫度為400 ℃、板厚為3 mm時(shí)，通過改變錐角，運(yùn)用Deform-3D對正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形工藝進(jìn)行數(shù)值模擬，在軟件中定義各參數(shù)：0、、、、、1、2、1、2、3、4、5、、、0，得到形狀復(fù)雜系數(shù)1(25，)與的關(guān)系如圖6所示。

圖6 形狀復(fù)雜系數(shù)β1(25，φ)與錐角φ的關(guān)系

采用多項(xiàng)式對圖6中形狀復(fù)雜系數(shù)1(25，)與的關(guān)系進(jìn)行曲線擬合，多項(xiàng)式為

式中：0=?0.42249；1=0.03556；2=?0.000396；3=0.0000016。

采用3次多項(xiàng)式擬合，判斷系數(shù)2=0.99147，通過擬合后形狀復(fù)雜系數(shù)表達(dá)式為

為了研究形狀復(fù)雜系數(shù)1(，)與板寬的關(guān)系，通過改變板寬，運(yùn)用Deform-3D對其進(jìn)行數(shù)值模擬，其他參數(shù)設(shè)置與上述一致。得到形狀復(fù)雜系數(shù)1(,60)與的關(guān)系如圖7所示。

采用多項(xiàng)式對圖7中形狀復(fù)雜系數(shù)1(，60)與的關(guān)系進(jìn)行曲線擬合，多項(xiàng)式為

式中：0=4.09303；1=?0.22204；2=0.00198；3=0.0000563。

采用3次多項(xiàng)式擬合，判斷系數(shù)2=0.98856，通過擬合后形狀復(fù)雜系數(shù)表達(dá)式為

將式(18)曲線作為截面曲線，以式(16)曲線作為引導(dǎo)線構(gòu)建曲面，得到形狀復(fù)雜系數(shù)1(，)表達(dá)式為

圖8所示為形狀復(fù)雜系數(shù)1(，)的三維曲面圖。

圖7 形狀復(fù)雜系數(shù)β1(B，60)與板寬B的關(guān)系

圖8 形狀復(fù)雜系數(shù)β1(B，φ)三維曲面圖

AZ31鎂合金錠坯溫度為400 ℃、板厚為3 mm時(shí)，正擠壓?彎曲剪切變形的總擠壓力為

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖9所示為模具實(shí)物，結(jié)構(gòu)參數(shù)值：=25 mm、=60°、0=26 mm、=3 mm、=140°、=100°、1=6 mm、2=3 mm、1=3 mm、2=3=4=0.68 mm、5= 4 mm。實(shí)驗(yàn)選用的工藝參數(shù)為：=0.3、=400 ℃，0=2 mm/s，鎂合金棒錠坯尺寸：×=25 mm×25 mm，采用100 t立式鍛壓機(jī)對AZ31鎂合金錠坯進(jìn)行正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形實(shí)驗(yàn)。由檢測與分析得出AZ31鎂合金在400 ℃以及對應(yīng)的應(yīng)變速率下s=35 MPa，最終經(jīng)實(shí)驗(yàn)測試、數(shù)值模擬與數(shù)學(xué)模型計(jì)算得出的總擠壓力結(jié)果分別為285、269.3和277.6 kN。實(shí)驗(yàn)測試值與數(shù)學(xué)模型計(jì)算值有一定誤差。主要原因可能是由于在實(shí)際擠壓過程中，模具溫度比毛坯溫度低，錠坯與模具之間發(fā)生熱傳導(dǎo)，錠坯溫度有所下降，導(dǎo)致實(shí)際擠壓力比模型計(jì)算出的擠壓力高，該誤差為2.6%，在可接受的范圍內(nèi)，可以滿足工程計(jì)算的要求。

圖9 正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形模具實(shí)物圖

為了研究正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形工藝對AZ31鎂合金綜合性能的影響，采用圖9所示模具在不同的工藝條件下進(jìn)行了擠壓實(shí)驗(yàn)，并對所獲取的擠壓樣品進(jìn)行了相關(guān)檢測與分析。由金相檢測結(jié)果顯示，正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形工藝可顯著改善鎂合金的顯微組織，經(jīng)一道次成形后平均晶粒尺寸由原始鑄態(tài)的240 μm可顯著均勻細(xì)化至0.5 μm，如圖10(a)和(b)所示。

該復(fù)合工藝不僅可以對鎂合金晶粒進(jìn)行顯著細(xì)化，而且能極大地提高了鎂合金的綜合力學(xué)性能，是一種極具發(fā)展?jié)摿蛻?yīng)用前景的加工方法。當(dāng)擠壓溫度為370℃時(shí)，經(jīng)正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形后，AZ31鎂合金板材的抗拉強(qiáng)度高達(dá)307 MPa，屈服強(qiáng)度高達(dá)232 MPa(見圖11中的曲線1)。當(dāng)擠壓溫度為290℃時(shí)，獲得的AZ31鎂合金板材的室溫?cái)嗔焉扉L率高達(dá)28.6%(見圖11中曲線2)。

圖10 AZ31鎂合金擠壓變形前后的微觀組織

圖11 正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形AZ31鎂板應(yīng)力?應(yīng)變曲線

5 結(jié)論

1) 棒?板正擠壓?彎曲剪切復(fù)合連續(xù)變形工藝既可顯著細(xì)化晶粒又可以弱化織構(gòu)，極大地改善了鎂合金的綜合力學(xué)性能，具有可連續(xù)生產(chǎn)、效率高、成本低、工藝簡單、一道次成形等特點(diǎn)。

2) 通過上界法與數(shù)值模擬相結(jié)合得出了形狀復(fù)雜系數(shù)的表達(dá)式，并建立了正擠壓?彎曲剪切復(fù)合成形技術(shù)的總擠壓力數(shù)學(xué)模型。

3) AZ31鎂合金在實(shí)際擠壓過程中的擠壓力在285 kN左右，通過總擠壓力數(shù)學(xué)模型計(jì)算出的擠壓力為277.6 kN，相比誤差為2.6%，可以滿足工程計(jì)算的要求。

4) 擠壓力的推導(dǎo)與計(jì)算可為模具的設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)，為實(shí)際生產(chǎn)過程中擠壓機(jī)設(shè)備的選擇以及擠壓加工可行性分析提供了有利依據(jù)。

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Continuous deformation technology and extrusion load calculation of Mg alloys fabricated by direct extrusion and bending shear deformation

HU Zhong-ju1, LIU Yan-feng1, LU Li-wei1, 2, 3, WU Xian-peng2, LIU Chu-ming3

(1. Hunan Provincial Key Laboratory of High Efficiency and Precision Machining of Difficult-to-cut Material, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China; 2. Hunan Provincial Key Defense Laboratory of High Temperature Wear-resisting Materials and Preparation Technology, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China; 3. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

Combining with the features of traditional extrusion and bending shear deformation, a new technology of rod-plate direct extrusion and bending shear compound deformation was proposed, which can not only significantly refine the grain size, but also weaken the texture, thus improve the mechanical properties of Mg alloys greatly. Based on the analysis of the compound deformation features, the mathematical model of the total extrusion load was established, The extrusion force required for direct extrusion bending shear compound deformation is systematically, completely and accurately characterized. According to the deformation features of each zone, the actual direct extrusion model can be analogized to the equivalent area of extruded bar model, and a complex shape coefficient is introduced. The upper bounding method is used to get analytical expression of the extrusion force of each zone. The complex coefficient of shape is analyzed and solved based on the finite element numerical simulation. Finally, the research result shows that the error range between calculated value from the mathematical model and the actual value is below 5%, which can satisfy the engineering calculation requirement.

Mg alloys; direct extrusion-bending shear compound deformation; microstructure; mechanical properties; complex shape coefficient; extrusion load

Project(51505143) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2016T90759, 2014M562128) supported by Chinese Postdoctoral Science Foundation

2016-10-12;

2018-03-12

LIU Li-wei; Tel: +86-731-58290782；E-mail：cqulqyz@126.com

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51505143)；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2016T90759，2014M562128)

2016-10-12；

2018-03-12

盧立偉，副教授，博士；電話：0731-58290782；E-mail：cqulqyz@126.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.05.08

1004-0609(2018)-05-0923-08

TG376

A

(編輯 李艷紅)