代 佳，雙遠(yuǎn)華，茍毓俊，周 研，趙春江，蔡 偉，丁小鳳，張培慶

（1.太原科技大學(xué) 山西省冶金設(shè)備設(shè)計(jì)理論與技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原030024；2.山西創(chuàng)奇實(shí)業(yè)有限公司，太原030001）

鎂合金因其優(yōu)異的比強(qiáng)度、比剛度、導(dǎo)電性和優(yōu)良的阻尼減震及電磁屏蔽性能被廣泛應(yīng)用。鎂合金極易回收利用，被譽(yù)為21世紀(jì)綠色環(huán)保材料。隨著發(fā)達(dá)國(guó)家對(duì)鎂合金研發(fā)力度的加大，其應(yīng)用領(lǐng)域得到了拓展，有力地促進(jìn)了鎂合金的快速發(fā)展［1-2］。

目前，拉拔及擠壓等成形工藝仍然是鎂合金無(wú)縫管材的主要加工方式。國(guó)內(nèi)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(xué)性能優(yōu)良，表面質(zhì)量好，尺寸精度高的細(xì)徑、薄壁醫(yī)用長(zhǎng)規(guī)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(guò)擠壓、拉拔和熱處理復(fù)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(guò)多道次拉拔工藝制備出了外徑小于10mm的鎂合金薄壁管。

國(guó)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(shù)因其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用。分流模具擠壓法制備的鎂合金管材比傳統(tǒng)錐形模具制備的鎂合金管材晶粒更加細(xì)小均勻，機(jī)械性能明顯提高。哈爾濱工業(yè)大學(xué)的段祥瑞［7］通過(guò)低溫、正向擠壓和拉拔技術(shù)相結(jié)合的新型鎂合金無(wú)縫管材制備工藝，可用于制備尺寸精度高、長(zhǎng)細(xì)比大、強(qiáng)韌性高的鎂合金薄壁細(xì)管，且制備的管材宏微觀質(zhì)量?jī)?yōu)異。利用擠壓成形工藝，重慶大學(xué)黃光勝等［8］等制備出了強(qiáng)度和塑性匹配良好的AZ31B鎂合金管材。其制備工藝過(guò)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(guò)程中充分得到細(xì)化，進(jìn)而獲得強(qiáng)度和塑性匹配優(yōu)異的鎂合金管材。

軋制成形工藝的優(yōu)勢(shì)在于連續(xù)高效、節(jié)能減排，其在鎂合金板材制備領(lǐng)域已得到應(yīng)用［9-12］，但是通過(guò)軋制方法制備鎂合金管材的研究寥寥無(wú)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(jiàn)報(bào)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(yōu)點(diǎn)，可有效減少熱量損失并抑制再結(jié)晶儲(chǔ)存畸變能，產(chǎn)品規(guī)格豐富。鑒于此，本文利用縱連軋工藝，借助數(shù)值模擬和工藝實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，以AZ31B鎂合金無(wú)縫管材為研究對(duì)象，探索芯棒和軋輥溫度對(duì)管材軋制變形的影響規(guī)律，并對(duì)軋制損傷特征及規(guī)律進(jìn)行了分析，為鎂合金無(wú)縫管材短流程縱連軋工藝的制定提供理論指導(dǎo)。

1 熱力耦合數(shù)值模擬

1.1 連軋工藝建模

本文借助于Deform-3D有限元軟件來(lái)實(shí)現(xiàn)模擬過(guò)程，通過(guò)Solidworks三維軟件建立管材、軋輥及芯棒模型后將其導(dǎo)入Deform中。為減少模擬計(jì)算時(shí)間，根據(jù)對(duì)稱性，本文取1／6模型進(jìn)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(tài)AZ31B鎂合金管材的化學(xué)成分如表1所示。

表1 AZ31B鎂合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical compositions of AZ31Bmagnesium alloy（mass fraction） %

考慮到同時(shí)兼顧計(jì)算時(shí)間與精度，網(wǎng)格的劃分相當(dāng)重要，定義鎂合金管材為可變形體并對(duì)其進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，本文鎂合金管材網(wǎng)格尺寸選為4mm×4mm，管材總計(jì)劃分為36 000個(gè)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(shí)軋輥?zhàn)畲笮D(zhuǎn)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(duì)稱、摩擦與熱交換邊界條件，本文將沿縱向兩個(gè)端面設(shè)定為對(duì)稱面，管材內(nèi)外表面設(shè)定為摩擦接觸面，摩擦采用剪切摩擦模型，管材與環(huán)境之間的熱交換面為管材內(nèi)外表面及端面。短流程縱連軋熱軋模擬相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2.

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

1.2 仿真結(jié)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(guò)程中未變形區(qū)和變形區(qū)沿軋制方向管端網(wǎng)格情況。由圖3可知，在變形區(qū)內(nèi)，由于輥槽底端壓下量較大，其等效應(yīng)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(tài)，故等效塑性應(yīng)變相對(duì)較小。隨著軋制過(guò)程的進(jìn)行，處于輥槽底部的金屬因受到徑向壓應(yīng)力作用而產(chǎn)生周向和軸向流動(dòng)，使得管材產(chǎn)生軋向延伸和周向?qū)捳棺冃巍?/p>

圖2 管材初始網(wǎng)格Fig.2 Initial mesh of the tube

圖3 軋后管材端面網(wǎng)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(guò)程中任一機(jī)架孔型內(nèi)，因其金屬流動(dòng)不均勻而導(dǎo)致管材周向壁厚變化量存在差異，輥?lái)攨^(qū)域壓下量最大而輥縫處金屬處于自由流動(dòng)狀態(tài)，最終導(dǎo)致管壁處各區(qū)域應(yīng)力及應(yīng)變分布也不均勻。為了更好地研究軋制過(guò)程中的變形，將變形區(qū)分為鎂合金與芯棒、軋輥同時(shí)接觸而壓縮變形的減壁直接變形區(qū)（Ⅰ區(qū)），鎂合金僅與軋輥接觸而與芯棒脫離的減徑直接變形區(qū)（Ⅱ區(qū)）及鎂合金與軋輥、芯棒均沒(méi)有接觸的間接變形區(qū)（Ⅲ區(qū)）3個(gè)區(qū)域。

軋制變形區(qū)應(yīng)力和應(yīng)變狀態(tài)如圖4所示。從圖4可知，Ⅰ區(qū)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(qū)管材內(nèi)外表面應(yīng)力狀態(tài)有區(qū)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(yīng)力狀態(tài)，而管材內(nèi)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(yīng)力狀態(tài)，其徑向壓縮甚微；區(qū)域Ⅲ管材外表面和內(nèi)壁與模具均無(wú)接觸，為兩向應(yīng)力狀態(tài)，其主變形方向?yàn)檩S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?；谝陨蠎?yīng)力狀態(tài)分析，管材在軋制過(guò)程中損傷最大值應(yīng)產(chǎn)生在輥縫位置。

圖4 變形區(qū)應(yīng)力和應(yīng)變狀態(tài)Fig.4 Stress and strain state of deformation zone

本文使用應(yīng)用較廣的Johnson-Cook［13］損傷模型，表達(dá)式為：

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

AZ31B鎂合金斷裂應(yīng)變與其應(yīng)力狀態(tài)之間存在密切的關(guān)系［14］。不同應(yīng)力狀態(tài)下材料的斷裂差異明顯，等效應(yīng)力增大，應(yīng)力三軸度減小，斷裂應(yīng)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(shí)的損傷分布云圖。從圖5可以看出，在軋輥溫度為150℃時(shí)，不同芯棒溫度下?lián)p傷最大值均出現(xiàn)在輥縫區(qū)域，受芯棒溫度影響，軋制過(guò)程中金屬流動(dòng)會(huì)出現(xiàn)不同的規(guī)律和趨勢(shì)，芯棒溫度為20℃時(shí)損傷值最大，甚至發(fā)生了開(kāi)裂現(xiàn)象（圖6），150℃時(shí)損傷最小，300℃和150℃時(shí)結(jié)果相差不大。

圖5 不同芯棒溫度下?lián)p傷值Fig.5 Damage values under different mandrel temperatures

圖6 芯棒溫度為20℃時(shí)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(shí)的損傷值云圖。由圖7可知，在芯棒溫度為150℃時(shí)，鎂合金管材短流程連軋時(shí)，不同軋輥溫度條件下最大損傷值均發(fā)生在輥縫區(qū)域，軋輥表面溫度為20℃時(shí)損傷值最大，已經(jīng)發(fā)生了開(kāi)裂現(xiàn)象（圖8），此現(xiàn)象與相同實(shí)驗(yàn)條件軋制后管端裂紋出現(xiàn)位置基本一致。150℃時(shí)損傷最小，300℃時(shí)損傷值和150℃時(shí)基本相當(dāng)。

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?lián)p傷值Fig.7 Damage value under different roller surface temperature

圖8 軋輥表面溫度為20℃時(shí)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(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置及開(kāi)發(fā)

實(shí)驗(yàn)所用軋機(jī)為自主研發(fā)的試驗(yàn)軋機(jī)，本連軋管機(jī)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(yōu)勢(shì)。設(shè)備構(gòu)成包含了相關(guān)的液壓、電氣控制和輔助裝置等。圖9為連軋機(jī)本體及機(jī)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(jī)本體及機(jī)架Fig.9 Outlook of the CMRC

2.2 實(shí)驗(yàn)方案

坯料的尺寸規(guī)格（外徑×壁厚×長(zhǎng)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(mén)至軋管機(jī)喂料口存在一定的熱量損失，管材在軋機(jī)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(dòng)式，當(dāng)其達(dá)到預(yù)設(shè)位置時(shí)，芯棒與鎂合金管材同時(shí)進(jìn)入第一個(gè)機(jī)架進(jìn)行軋制，芯棒限定速度為40mm／s；軋制完成的管材從軋機(jī)后臺(tái)的出料位置取下，空冷至室溫。實(shí)驗(yàn)分兩組進(jìn)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(shí)驗(yàn)均選擇30%的壓下率。

2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)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(shí)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(shí)軋后管端損傷情況。通過(guò)圖10、圖11可以看出，芯棒和輥面溫度均為150℃時(shí)軋后管材端面外觀效果最好。溫度太低（20℃）時(shí)管端出現(xiàn)裂紋，溫度太高（300℃）時(shí)，由于金屬流動(dòng)不規(guī)律性較嚴(yán)重，軋后管端出現(xiàn)了部分厚度不均勻現(xiàn)象，而在合適的輥面和芯棒溫度（150℃）時(shí)，軋后管端既沒(méi)有出現(xiàn)裂紋同時(shí)管端壁厚分布也比較均勻，質(zhì)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(shí)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(shí)軋制前后管材微觀組織。從圖12和圖13可知，通過(guò)不同的芯棒和輥面溫度軋制后晶粒大小存在一定差異。當(dāng)溫度太低（20℃）時(shí)，軋后晶粒雖有一定細(xì)化但是不均勻，這主要因?yàn)槟＞邷囟忍蜁r(shí)，鎂合金管材與模具間溫差大，管材面與模具間熱傳導(dǎo)以及與環(huán)境間熱對(duì)流及輻射程度大，管材表面熱損失也較大，管材溫度越低，導(dǎo)致再結(jié)晶速率較慢，此時(shí)晶粒相對(duì)粗大且不均勻；當(dāng)模具溫度過(guò)高（300℃）時(shí)，軋后內(nèi)部晶粒尺寸明顯得到細(xì)化且較為均勻，但存在規(guī)律性的棱狀條紋，這主要因?yàn)楦邷剀堉茣r(shí)產(chǎn)生較多的塑性變形熱，金屬沿軋制方向發(fā)生不均勻流動(dòng)。當(dāng)芯棒和輥面溫度均為150℃時(shí)晶粒細(xì)化明顯且無(wú)其他缺陷產(chǎn)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(jié)論

1）軋后管材損傷的最大值均出現(xiàn)在軋輥輥縫位置，軋輥溫度為20℃時(shí)損傷最大位置出現(xiàn)裂紋，隨著溫度升高，損傷降低，芯棒和輥面溫度均為150℃時(shí)損傷程度最低，管材壁厚均勻，質(zhì)量最好，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

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

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

4）高溫軋制時(shí)產(chǎn)生了非均勻的金屬流動(dòng)。當(dāng)芯棒和輥面溫度均為150℃時(shí)效果較好，晶粒既得到了細(xì)化同時(shí)也未見(jiàn)組織缺陷。