模具溫度對AZ31B 鎂合金管材縱連軋成形性的影響

代 佳，雙遠華，茍毓俊，周 研，趙春江，蔡 偉，丁小鳳，張培慶

（1.太原科技大學 山西省冶金設備設計理論與技術重點實驗室，太原030024；2.山西創奇實業有限公司，太原030001）

鎂合金因其優異的比強度、比剛度、導電性和優良的阻尼減震及電磁屏蔽性能被廣泛應用。鎂合金極易回收利用，被譽為21世紀綠色環保材料。隨著發達國家對鎂合金研發力度的加大，其應用領域得到了拓展，有力地促進了鎂合金的快速發展［1-2］。

目前，拉拔及擠壓等成形工藝仍然是鎂合金無縫管材的主要加工方式。國內于振濤等［3］使用多道次帶芯或空芯拉拔工藝，制備了綜合力學性能優良，表面質量好，尺寸精度高的細徑、薄壁醫用長規格鎂合金管材。何淼［4］基于新型的控溫鎂合金拉拔裝置，通過擠壓、拉拔和熱處理復合工藝制備了壁厚薄、直徑小的均勻鎂合金管材，其表面光潔度高，組織性能良好。于寶義等［5］通過多道次拉拔工藝制備出了外徑小于10mm的鎂合金薄壁管。

國外SIKAND et al［6］采用分流組合模具擠壓制備了AM30鎂合金管材，分流模具制備技術因其獨特的優勢被廣泛應用。分流模具擠壓法制備的鎂合金管材比傳統錐形模具制備的鎂合金管材晶粒更加細小均勻，機械性能明顯提高。哈爾濱工業大學的段祥瑞［7］通過低溫、正向擠壓和拉拔技術相結合的新型鎂合金無縫管材制備工藝，可用于制備尺寸精度高、長細比大、強韌性高的鎂合金薄壁細管，且制備的管材宏微觀質量優異。利用擠壓成形工藝，重慶大學黃光勝等［8］等制備出了強度和塑性匹配良好的AZ31B鎂合金管材。其制備工藝過程包括鑄錠的均化處理，擠壓溫度、擠壓速度和擠壓比的合理控制，使得晶粒在擠壓過程中充分得到細化，進而獲得強度和塑性匹配優異的鎂合金管材。

軋制成形工藝的優勢在于連續高效、節能減排，其在鎂合金板材制備領域已得到應用［9-12］，但是通過軋制方法制備鎂合金管材的研究寥寥無幾，尤其是短流程縱連軋方法制備鎂合金管材的研究尚未見報道。短流程縱連軋工藝具有效率高、流程短、成本低、精度高等優點，可有效減少熱量損失并抑制再結晶儲存畸變能，產品規格豐富。鑒于此，本文利用縱連軋工藝，借助數值模擬和工藝實驗相結合的方法，以AZ31B鎂合金無縫管材為研究對象，探索芯棒和軋輥溫度對管材軋制變形的影響規律，并對軋制損傷特征及規律進行了分析，為鎂合金無縫管材短流程縱連軋工藝的制定提供理論指導。

1 熱力耦合數值模擬

1.1 連軋工藝建模

本文借助于Deform-3D有限元軟件來實現模擬過程，通過Solidworks三維軟件建立管材、軋輥及芯棒模型后將其導入Deform中。為減少模擬計算時間，根據對稱性，本文取1／6模型進行模擬，三輥縱連軋工藝幾何模型如圖1所示。

圖1 縱連軋工藝幾何模型Fig.1 Geometric model of CMRC process

鑄態AZ31B鎂合金管材的化學成分如表1所示。

表1 AZ31B鎂合金的化學成分（質量分數）Table 1 Chemical compositions of AZ31Bmagnesium alloy（mass fraction） %

考慮到同時兼顧計算時間與精度，網格的劃分相當重要，定義鎂合金管材為可變形體并對其進行六面體網格劃分，本文鎂合金管材網格尺寸選為4mm×4mm，管材總計劃分為36 000個單元。軋輥與芯棒均定義為剛體，軋輥直徑為340mm，芯棒直徑為33.5mm，軋制時軋輥最大旋轉速度為30r／min，芯棒速度為40mm／s.

鎂合金管材縱連軋所建模型中包含三類邊界條件，即對稱、摩擦與熱交換邊界條件，本文將沿縱向兩個端面設定為對稱面，管材內外表面設定為摩擦接觸面，摩擦采用剪切摩擦模型，管材與環境之間的熱交換面為管材內外表面及端面。短流程縱連軋熱軋模擬相關參數見表2.

表2 AZ31B鎂合金管材縱連軋熱軋模擬相關參數Table 2 Simulation parameters of CMRC process

1.2 仿真結果分析

1.2.1 軋制變形分析

圖2和圖3分別為短流程縱連軋過程中未變形區和變形區沿軋制方向管端網格情況。由圖3可知，在變形區內，由于輥槽底端壓下量較大，其等效應變較大；位于輥縫位置的金屬與軋輥和芯棒互不接觸，處于自由狀態，故等效塑性應變相對較小。隨著軋制過程的進行，處于輥槽底部的金屬因受到徑向壓應力作用而產生周向和軸向流動，使得管材產生軋向延伸和周向寬展變形。

圖2 管材初始網格Fig.2 Initial mesh of the tube

圖3 軋后管材端面網格Fig.3 Tube end face grid after rolling

1.2.2 鎂合金管材軋制損傷分析

鎂合金管材縱連軋過程中任一機架孔型內，因其金屬流動不均勻而導致管材周向壁厚變化量存在差異，輥頂區域壓下量最大而輥縫處金屬處于自由流動狀態，最終導致管壁處各區域應力及應變分布也不均勻。為了更好地研究軋制過程中的變形，將變形區分為鎂合金與芯棒、軋輥同時接觸而壓縮變形的減壁直接變形區（Ⅰ區），鎂合金僅與軋輥接觸而與芯棒脫離的減徑直接變形區（Ⅱ區）及鎂合金與軋輥、芯棒均沒有接觸的間接變形區（Ⅲ區）3個區域。

軋制變形區應力和應變狀態如圖4所示。從圖4可知，Ⅰ區管材三向受壓，金屬以軸向和徑向變形為主，只有微量的寬展變形；Ⅱ區管材內外表面應力狀態有區別，外表面在軋輥接觸壓力的作用下處于徑向和周向受壓、軸向受拉的三向應力狀態，而管材內壁與芯棒分離，故處于只承受周向壓縮和軸向拉伸的兩向應力狀態，其徑向壓縮甚微；區域Ⅲ管材外表面和內壁與模具均無接觸，為兩向應力狀態，其主變形方向為軸向延伸，周向和徑向變形基本為零。此處z、r、θ分別代表軸向、徑向和周向。基于以上應力狀態分析，管材在軋制過程中損傷最大值應產生在輥縫位置。

圖4 變形區應力和應變狀態Fig.4 Stress and strain state of deformation zone

本文使用應用較廣的Johnson-Cook［13］損傷模型，表達式為：

式中：εf為斷裂應變；σ＊為應力三軸度，為平均靜水壓力，σe為等效應力；D1，D2，D3，D4，D5為材料常數；T＊為無量綱溫度參數，T＊＝（TTr）／（Tm-Tr），Tr為參考溫度，Tm為熔點。

AZ31B鎂合金斷裂應變與其應力狀態之間存在密切的關系［14］。不同應力狀態下材料的斷裂差異明顯，等效應力增大，應力三軸度減小，斷裂應變隨之增加，材料不易斷裂。

圖5為軋輥溫度為150℃，芯棒溫度分別為20、150和300℃時的損傷分布云圖。從圖5可以看出，在軋輥溫度為150℃時，不同芯棒溫度下損傷最大值均出現在輥縫區域，受芯棒溫度影響，軋制過程中金屬流動會出現不同的規律和趨勢，芯棒溫度為20℃時損傷值最大，甚至發生了開裂現象（圖6），150℃時損傷最小，300℃和150℃時結果相差不大。

圖5 不同芯棒溫度下損傷值Fig.5 Damage values under different mandrel temperatures

圖6 芯棒溫度為20℃時鎂合金管材裂紋Fig.6 Crack of magnesium alloy tube at mandrel temperature of 20℃

不同芯棒溫度下最大損傷值如表3所示。

圖7為芯棒溫度為150℃，軋輥表面溫度分別為20、150和300℃時的損傷值云圖。由圖7可知，在芯棒溫度為150℃時，鎂合金管材短流程連軋時，不同軋輥溫度條件下最大損傷值均發生在輥縫區域，軋輥表面溫度為20℃時損傷值最大，已經發生了開裂現象（圖8），此現象與相同實驗條件軋制后管端裂紋出現位置基本一致。150℃時損傷最小，300℃時損傷值和150℃時基本相當。

表3 不同芯棒溫度下的最大損傷值Table 3 Maximum damage values under different mandrel temperature

圖7 不同軋輥表面溫度下損傷值Fig.7 Damage value under different roller surface temperature

圖8 軋輥表面溫度為20℃時鎂合金管材裂紋Fig.8 Crack of magnesium alloy tube at roller surface temperature of 20℃

不同軋輥表面溫度下最大損傷值如表4所示。

2 短流程連軋實驗

2.1 實驗裝置及開發

實驗所用軋機為自主研發的試驗軋機，本連軋管機集軋管及定（減）徑功能為一體，具有短流程、占地空間小和投資少等優勢。設備構成包含了相關的液壓、電氣控制和輔助裝置等。圖9為連軋機本體及機架圖。

表4 不同軋輥表面溫度下最大損傷值Table 4 Maximum damage values under different roller surface temperature

圖9 連軋機本體及機架Fig.9 Outlook of the CMRC

2.2 實驗方案

坯料的尺寸規格（外徑×壁厚×長度）為Φ50 mm×5mm×1 000mm.首先在加熱爐中將鎂合金管材加熱至400℃，由于加熱后的管材從爐門至軋管機喂料口存在一定的熱量損失，管材在軋機入口處約為350℃；然后以140mm／s的穿棒速度在上料工位完成穿棒，芯棒為限動式，當其達到預設位置時，芯棒與鎂合金管材同時進入第一個機架進行軋制，芯棒限定速度為40mm／s；軋制完成的管材從軋機后臺的出料位置取下，空冷至室溫。實驗分兩組進行，輥面溫度為150℃，芯棒溫度分別為20、150及300℃為一組；芯棒溫度為150℃，輥面溫度分別為20、150及300℃為另一組。以上兩組實驗均選擇30%的壓下率。

2.3 實驗結果與討論

圖10為輥面溫度為150℃，芯棒溫度分別為20、150和300℃時軋后管端損傷情況。圖11為芯棒溫度為150℃，輥面溫度分別為20、150和300℃時軋后管端損傷情況。通過圖10、圖11可以看出，芯棒和輥面溫度均為150℃時軋后管材端面外觀效果最好。溫度太低（20℃）時管端出現裂紋，溫度太高（300℃）時，由于金屬流動不規律性較嚴重，軋后管端出現了部分厚度不均勻現象，而在合適的輥面和芯棒溫度（150℃）時，軋后管端既沒有出現裂紋同時管端壁厚分布也比較均勻，質量較好。

圖10 相同輥面溫度不同芯棒溫度下管端損傷情況Fig.10 Damage of tube end under identical roller surface temperature and different mandrel temperatures

圖11 相同芯棒溫度不同軋輥表面溫度下管端損傷情況Fig.11 Damage of tube end under identical mandrel temperature and different roller surface temperature

圖12 為軋輥表面溫度為150℃，芯棒溫度分別為20、150和300℃時軋制前后管材的微觀組織。圖13為芯棒溫度為150℃，輥面溫度分別為20、150和300℃時軋制前后管材微觀組織。從圖12和圖13可知，通過不同的芯棒和輥面溫度軋制后晶粒大小存在一定差異。當溫度太低（20℃）時，軋后晶粒雖有一定細化但是不均勻，這主要因為模具溫度太低時，鎂合金管材與模具間溫差大，管材面與模具間熱傳導以及與環境間熱對流及輻射程度大，管材表面熱損失也較大，管材溫度越低，導致再結晶速率較慢，此時晶粒相對粗大且不均勻；當模具溫度過高（300℃）時，軋后內部晶粒尺寸明顯得到細化且較為均勻，但存在規律性的棱狀條紋，這主要因為高溫軋制時產生較多的塑性變形熱，金屬沿軋制方向發生不均勻流動。當芯棒和輥面溫度均為150℃時晶粒細化明顯且無其他缺陷產生。

圖12 相同輥面溫度不同芯棒溫度下金相組織圖Fig.12 Microstructure under identical roller surface temperature and different mandrel temperatures

圖13 相同芯棒溫度不同輥面溫度下金相組織圖Fig.13 Microstructure under identical mandrel temperature and different roller surface temperature

3 結論

1）軋后管材損傷的最大值均出現在軋輥輥縫位置，軋輥溫度為20℃時損傷最大位置出現裂紋，隨著溫度升高，損傷降低，芯棒和輥面溫度均為150℃時損傷程度最低，管材壁厚均勻，質量最好，模擬與實驗結果吻合較好。

2）輥面溫度為300℃時管材的損傷分布較150℃時稍偏大，且管材壁厚均勻性較差。

3）軋制后管材晶粒得到細化。較低溫度條件下軋制時，雖然晶粒有一定細化但是晶粒度顯著不均，而在較高溫度軋制時，軋后晶粒明顯得到細化且均勻，但高溫會產生亮的條帶特征。

4）高溫軋制時產生了非均勻的金屬流動。當芯棒和輥面溫度均為150℃時效果較好，晶粒既得到了細化同時也未見組織缺陷。