陳名濤，程永奇，陳登輝，肖小亭，黃 冠

（廣東工業(yè)大學(xué)材料與能源學(xué)院，廣州510006）

0 引 言

變形鎂合金作為最輕的金屬結(jié)構(gòu)材料，被譽(yù)為“21世紀(jì)最具發(fā)展前途的綠色工程材料”［1］，與已廣泛應(yīng)用的鑄造鎂合金相比，它具有更加優(yōu)良的綜合性能，可實(shí)現(xiàn)近凈成形，材料的利用率高，具有廣闊的應(yīng)用前景。但是，目前變形鎂合金尤其是高性能鎂合金鍛件的應(yīng)用較少，主要是因?yàn)殒V合金的密排六方晶格結(jié)構(gòu)決定了其塑性變形能力較差，特別是在高應(yīng)變速率下的生產(chǎn)效率較低，制造成本較高，這嚴(yán)重制約了鍛造鎂合金產(chǎn)品的應(yīng)用和推廣［2］。

研究表明，影響鎂合金可鍛性的主要因素為合金元素、變形速率、晶粒尺寸、變形量與變形道次等［3-5］。而對(duì)于鎂合金鍛件產(chǎn)品來說，變形速率和晶粒尺寸成為影響其生產(chǎn)效率和質(zhì)量的關(guān)鍵因素。有研究表明，采用多階段應(yīng)變速率成形有助于提高鎂合金的成形性能［6-7］。但目前在生產(chǎn)中，鎂合金的鍛造成形多在液壓機(jī)上進(jìn)行，一方面成形速度較低，另一方面普通液壓機(jī)難以實(shí)現(xiàn)變速成形。機(jī)械伺服壓力機(jī)作為新一代鍛壓成形設(shè)備，采用大功率交流伺服電機(jī)取代普通感應(yīng)電機(jī)，具有動(dòng)力（位移、速度、壓力）可控、節(jié)能以及工藝適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，既具有液壓機(jī)的優(yōu)點(diǎn)，又具有機(jī)械壓力機(jī)的效率［8-9］，這為鎂合金鍛造成形提供了新的發(fā)展思路。日本KOMATSU公司采用HCP3000型伺服壓力機(jī)對(duì)鎂合金進(jìn)行的反擠壓成形試驗(yàn)表明，采用滑塊變速-恒定壓力混合驅(qū)動(dòng)擠壓模式能成功制得深度較大、質(zhì)量良好的杯形件［9］；Matsumoto等10-11］采用 CNC伺服壓力機(jī)對(duì)AZ31鎂合金進(jìn)行了鐓粗試驗(yàn)，結(jié)果表明，壓力機(jī)滑塊降速鐓粗比常規(guī)滑塊速度和加速滑塊速度的鐓粗極限提高了30%。作者前期在伺服壓力機(jī)上進(jìn)行的鎂合金變加載反擠壓成形研究也表明，采用伺服驅(qū)動(dòng)加載模式可有效提高鎂合金的塑性成形性能［12］。

為了開發(fā)AZ31鎂合金鐓粗成形的新工藝，作者采用機(jī)械伺服壓力機(jī)，在不同的伺服驅(qū)動(dòng)模式下對(duì)AZ31鎂合金進(jìn)行鐓粗試驗(yàn)，并對(duì)其顯微組織進(jìn)行分析；同時(shí)采用有限元軟件對(duì)鎂合金的變形行為進(jìn)行模擬，以探討通過伺服驅(qū)動(dòng)模式提高鎂合金可鍛性，并實(shí)現(xiàn)對(duì)其微觀組織控制的可行性。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為商業(yè)鑄態(tài)AZ31鎂合金，其名義化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為 Mg-3%Al-0.8%Zn-0.4%Mn；試樣尺寸為φ8mm×12mm。采用GPS-1100型伺服機(jī)械壓力機(jī)在不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下進(jìn)行鐓粗試驗(yàn)，壓力機(jī)的基本參數(shù)：公稱壓力1 100kN，曲柄半徑90mm，滑塊額定行程次數(shù)50次·min-1，連桿系數(shù)0.098。伺服驅(qū)動(dòng)模式分別有伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式（曲柄轉(zhuǎn)速分別為5，25，50r·min-1）和伺服減速驅(qū)動(dòng)模式兩種；依據(jù)壓力機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，按滑塊曲柄轉(zhuǎn)速計(jì)算得到了不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下滑塊行程-速度曲線，如圖1所示。試驗(yàn)過程中，根據(jù)試樣高度和滑塊行程-速度曲線，利用伺服機(jī)械壓力機(jī)滑塊運(yùn)動(dòng)可控的特性，通過控制滑塊壓下停止位置，采用多次重復(fù)試驗(yàn)，以出現(xiàn)微裂紋時(shí)的變形量作為極限變形量。最終變形量的大小通過游標(biāo)卡尺測(cè)量試樣變形前后的高度來計(jì)算。采用電熱管加熱試樣和模具，并用溫控箱測(cè)量、控制溫度，模具與試樣的預(yù)熱溫度為250℃，在此溫度下保溫5min后再進(jìn)行鐓粗。另外，在試樣兩端面均勻涂敷石墨、機(jī)油進(jìn)行潤(rùn)滑，以減小壓頭和試樣之間的摩擦。

圖1 不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下的滑塊行程-速度曲線Fig.1 Curves of slider stroke vs velocity at different servo driving modes

將鐓粗前后的試樣制成金相試樣，用4%（體積分?jǐn)?shù)）硝酸酒精溶液腐蝕25s后，采用XJP-6A型光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。

2 有限元分析

為了研究不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下鐓粗試樣的溫度變化、所需載荷和損傷程度等特征，采用有限元軟件Deform-3D對(duì)試驗(yàn)條件下試樣的變形行為進(jìn)行模擬。

通過UG軟件建立三維模型，并將模型以STL格式導(dǎo)出。利用有限元Deform-3D軟件將模型導(dǎo)入，劃分網(wǎng)格，模型如圖2所示。試驗(yàn)過程中，由于需要加熱，所以要考慮熱傳導(dǎo)的問題。鐓粗試驗(yàn)過程中上、下模與試樣之間采用剪切摩擦，有限元分析參數(shù)見參考文獻(xiàn)［12］。

圖2 有限元分析模型Fig.2 The model of finite element method

3 有限元模擬結(jié)果與討論

3.1 不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下的損傷云圖

為了表征試樣在鐓粗變形過程中發(fā)生開裂的難易程度，采用韌性斷裂準(zhǔn)則判定伺服驅(qū)動(dòng)模式下AZ31鎂合金在鐓粗變形過程中發(fā)生破裂的趨勢(shì)，即損傷值越小發(fā)生開裂的可能性越低。由圖3可知，在四種驅(qū)動(dòng)模式下，試樣的損傷分布基本相同，均為外表面的損傷程度最大。在伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式下，隨著滑塊速度的增大（即隨著曲柄轉(zhuǎn)速的增大），鐓粗試樣的損傷程度增大。在伺服勻速25r·min-1驅(qū)動(dòng)模式下以及伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下，試樣的最大損傷值分別為0.318和0.310。這表明，與伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式可以減小試樣的損傷，有利于提高鎂合金鐓粗的成形極限。盡管伺服減速驅(qū)動(dòng)模式的最大損傷值比伺服勻速5r·min-1驅(qū)動(dòng)模式（最大損傷值為0.293）下的大，但伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下滑塊的速度較大，所以在保證鐓粗質(zhì)量的前提下，采用伺服減速驅(qū)動(dòng)模式能夠有效提高生產(chǎn)效率。

圖3 不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下鐓粗變形后試樣的損傷分布云圖Fig.3 Damage of the upsetting samples at the end of stage at different servo driving modes：（a）servo uniform speed driving，5r·min-1；（b）servo uniform speed driving，25r·min-1；（c）servo uniform speed driving，50r·min-1 and（d）servo decreasing-speed driving

3.2 不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下的溫度、載荷曲線

由圖4（a）可知，在伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式下，試樣鐓粗過程中的溫度變化較大，并且滑塊速度越大，變化幅度越大。這是因?yàn)樵谕獠織l件和變形量相同的情況下，滑塊速度越大，單位時(shí)間內(nèi)由外力做功轉(zhuǎn)化為材料的內(nèi)能（即熱量）就越多，從而導(dǎo)致試樣溫升就越大；同時(shí)，滑塊速度越大，外力做功產(chǎn)生的熱量來不及擴(kuò)散，會(huì)導(dǎo)致試樣內(nèi)溫度分布的不均勻性增大，從而導(dǎo)致溫度變化幅度越大。另外，在伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下試樣在鐓粗過程中的溫度變化最小。這表明，與伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式可以減小試樣的溫度波動(dòng)，這有利于試樣在整個(gè)鐓粗過程中均勻變形，從而可以提高產(chǎn)品質(zhì)量。

圖4 AZ31鎂合金在不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下鐓粗變形的有限元模擬結(jié)果Fig.4 FEM results for AZ31 magnesium alloy during upsetting procedure at different servo driving modes：（a）temperature curves and（b）load curves

從圖4（b）可以看出，在伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式（5，25，50r·min-1）和伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下，鐓粗所需的最大載荷分別為13.8，14.7，15.4，13.4kN。可見，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式所需的載荷最小。在伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下，試樣鐓粗開始塑性變形后，載荷先是逐漸降低，當(dāng)滑塊行程約為5mm后，載荷又逐漸增加，而在勻速驅(qū)動(dòng)模式下的載荷都是持續(xù)增加的。這可能是因?yàn)樗欧p速驅(qū)動(dòng)模式有利于鎂合金發(fā)生充分的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒之間的協(xié)調(diào)變形能力增強(qiáng)，從而使材料的變形抗力降低，所以會(huì)出現(xiàn)載荷降低的現(xiàn)象。隨著變形量的進(jìn)一步增加，由于鎂合金具有優(yōu)良的導(dǎo)熱性能，在伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下，由外力做功轉(zhuǎn)化的熱量小于熱傳導(dǎo)損失的熱量，故而導(dǎo)致試樣溫度降低，如圖4（a）所示，從而使其變形抗力增大；另一方面，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式更有利于鎂合金晶粒的細(xì)化發(fā)生再結(jié)晶，此時(shí)細(xì)晶強(qiáng)化開始占據(jù)主導(dǎo)地位，這也是載荷增大的另一原因。因此伺服減速驅(qū)動(dòng)模式有利減小鐓粗試樣所需的載荷，更加節(jié)約能源。

4 試驗(yàn)結(jié)果與討論

從圖5中可以看出，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下的鐓粗極限變形量最大，為59%；伺服勻速5r·min-1和25r·min-1驅(qū)動(dòng)模式下的分別僅為50%和53%；對(duì)于伺服勻速50r·min-1驅(qū)動(dòng)模式，試樣一出現(xiàn)裂紋即呈脆性開裂，發(fā)生脆性開裂后所測(cè)變形量為52%。這表明，與伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式有利于改善合金的塑性變形能力，從而提高試樣的鐓粗成形極限。而變形速度較高（50r·min-1）時(shí)，試樣呈脆性開裂，這與常規(guī)變形條件下鎂合金難以高速成形的特性一致。

由于在伺服勻速50r·min-1驅(qū)動(dòng)模式下的鐓粗試樣出現(xiàn)了裂紋，所以未對(duì)該試樣進(jìn)行顯微組織分析。由圖6可見，鐓粗前，AZ31鎂合金試樣的晶粒粗大；在相同的變形量和變形溫度下，伺服勻速驅(qū)動(dòng)變形后合金晶界或晶界附近出現(xiàn)了細(xì)晶。這是因?yàn)殡S著鐓粗的進(jìn)行，合金發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶一般發(fā)生在晶界處所致。因?yàn)榫Ы缟系奈诲e(cuò)密度高，位錯(cuò)易被晶界吸收，所以相對(duì)于晶內(nèi)，晶界更易發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。在伺服減速驅(qū)動(dòng)模式下，晶粒細(xì)化程度明顯增大。這表明，與勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式可以獲得更加細(xì)小的晶粒組織，從而使材料的力學(xué)性能與成形性能得到提高。

圖5 AZ31鎂合金在不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下極限鐓粗后的宏觀形貌Fig.5 Macrographs of AZ31 magnesium alloy after limit upsetting at different servo driving modes：（a）servo uniform speed driving，5r·min-1，deformation degree 50%；（b）servo uniform speed driving，25r·min-1，deformation degree 53%；（c）servo uniform speed driving，50r·min-1，deformation degree 52% and（d）servo decreasing-speed driving，deformation degree 59%

圖6 AZ31鎂合金在50%變形量和不同伺服驅(qū)動(dòng)模式下鐓粗前后的顯微組織Fig.6 Microstructure of AZ31 magnesium alloy before and after upsetting at deformation degree 50% and different servo driving modes：（a）before upsetting；（b）servo uniform speed driving，5r·min-1；（c）servo uniform speed driving，25r·min-1 and（d）servo decreasing-speed driving

另從圖6（b）和圖6（c）可見，伺服勻速變形速度增加后，雖然細(xì)晶數(shù)量有所增多，但其組織更加不均勻。這是因?yàn)?，變形速度的提高使位錯(cuò)增多，再結(jié)晶形核增多，從而細(xì)化了晶粒；另一方面，變形速度增大后，動(dòng)態(tài)回復(fù)來不及發(fā)生，從而導(dǎo)致組織不均勻。

5 結(jié) 論

（1）在鎂合金鐓粗變形過程中，與伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，采用伺服低速驅(qū)動(dòng)模式和伺服減速驅(qū)動(dòng)模式可減小鎂合金鐓粗變形的損傷值，縮小鐓粗變形過程中的溫度變化，降低變形負(fù)荷，有利于提高材料的塑性成形極限。

（2）在其它變形條件相同的情況下，與伺服勻速驅(qū)動(dòng)模式相比，伺服減速驅(qū)動(dòng)模式可獲得更加細(xì)小、均勻的組織，從而使鎂合金的力學(xué)性能與成形性能得到提高。

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