AZ31鎂合金等通道轉角擠壓應變累積均勻性分析及組織性能研究

任國成，趙國群

（1山東大學 模具工程技術研究中心，濟南250061；2山東建筑大學 材料科學與工程學院，濟南 250101）

鎂及鎂合金是迄今在工程應用中最輕的金屬結構材料，在航空航天、交通運輸以及3C產品制造領域有著廣闊的應用前景。但密排六方的晶格結構決定了其塑性變形能力差，制約了鎂合金的應用，因此提高鎂合金塑性變形能力已經成為鎂合金研究的熱點 。Gleiter［4］指出，當材料的微觀結構達到納米量級時，便有可能使該材料的強度和塑性同時增加。等通道轉角擠壓（Equal Channel Angular Pressing，ECAP）是一種有效制備超細晶乃至納米晶結構材料的方法，已廣泛應用于各種金屬材料的制備，不僅改善了其超細晶材料制備方法存在的問題，同時拓寬了傳統塑性加工技術的應用領域，使傳統材料的性能獲得大幅度提高與改善；Figueiredo等［5］和 Matsubara等［6］研究發現，經ECAP加工后的鎂合金具有相當高的高溫伸長率，甚至具有高應變速率超塑性或者低溫超塑性，這說明ECAP可以顯著地細化組織，提高鎂合金的力學性能，在提高鎂合金塑性變形能力方面具有很大的研究價值和現實意義。

鎂合金ECAP加工工藝的基本原理如圖1所示，工件在凹模彎曲通道的拐角處發生近似理想的純剪切變形從而實現晶粒細化及改變力學性能。為獲得足夠大的應變累積量，在鎂合金ECAP工藝過程中，一般需要進行多道次重復擠壓變形，不同的擠壓路徑具有不同的剪切應變特征，因此對擠壓件微觀組織及力學性能也存在較大影響［7］。雖然有關ECAP工藝的研究已持續多年，但ECAP工藝累積的應變對鎂合金組織性能的影響規律仍缺乏完整的認識，尤其在多道次變形過程中，對不同路徑ECAP工藝處理的應變累積均勻性仍需要進一步深入的分析［8，9］。以連續塑性變形為理論基礎的有限元模擬方法是研究金屬變形的一種重要手段，本研究利用三維有限元模擬軟件DEFORM－3D，分析不同擠壓路徑應變累積均勻性的變化特點，并通過對不同路徑ECAP加工AZ31鎂合金的室溫拉伸實驗及斷口形貌分析，探討不同變形路徑對AZ31鎂合金力學性能的影響規律。

圖1 AZ31鎂合金ECAP工藝示意圖Fig.1 Schematic diagram of an ECAP die for AZ31magnesium alloy

1 鎂合金多道次模擬的相關場量傳遞

根據試樣在相鄰道次間繞試樣長軸旋轉方向和角度的不同，鎂合金ECAP工藝過程中一般可以把變形分為四種變形方式，具體如圖2所示。這4種路徑的差別在于試樣在重復擠壓過程中不同的方位改變。對于路徑A，每道次擠壓后試樣不旋轉直接進入下一道次擠壓；對于路徑Ba，每道次擠壓后試樣按90°交替旋轉進入下一道次擠壓；對于路徑Bc，每道次擠壓后試樣按同一方向旋轉90°進入下一道次擠壓；對于路徑C，每道次擠壓后試樣旋轉180°進入下一道次。不同的擠壓路徑具有不同的剪切應變特征，多道次擠壓后材料內部具有不同的應變累積，因此對微觀組織及力學性能也存在著較大影響［10］。

圖2 ECAP工藝的擠壓路徑及空間轉換法Fig.2 Schematic illustration of the press route and the spatial switching method used in the multi－pass ECAP simulations

ECAP多道次有限元模擬中的關鍵技術是將前一道次擠壓獲得的相關場量盡可能準確全面地傳遞到下一道次擠壓過程。Cerri等［11］通過改變模具型腔為S型實現了ECAP的多道次有限元模擬分析，但模具拐角為90°時，S型工藝難以獲得擠壓件，且該工藝變形機理與ECAP的多道次擠壓并不完全相同。而Xu等［12］則采用節點映射法實現了ECAP多道次擠壓過程中應變場量的準確傳遞，在該種方法中忽略了變形道次間的質點位移問題，這同樣也會引起最終結果存在一定偏差。采用空間轉換法可以準確實現對ECAP多道次變形的應變分布分析，空間轉換法的原理如圖2所示。圖2（a）所示為在前一次擠壓終了時擠壓件變形狀態，以該時刻的各物理場量為基礎進行下一道次的有限元建模，然后按照ECAP多道次模擬中各變形路徑中擠壓件的方位變化，通過空間幾何變換，調整擠壓件與模具的相對位置，建立下一模擬過程的有限元運算模型，圖2（b）所示即為下一次擠壓過程初始時擠壓件的相對位置及等效應變場量分布狀態。由圖2可見，空間轉換法不僅繼承了前一變形過程中的各應變場量，而且對擠壓過程中變形質點的幾何分布也實現了準確繼承，因此利用空間轉換法能夠更有效地完成對鎂合金多道次ECAP擠壓過程中變形均勻性的有限元分析。

2 AZ31鎂合金ECAP擠壓件的應變累積分析

2.1 工件縱截面等效應變累積分布

在多道次擠壓過程中，由于采用的變形路徑不同，試樣的空間位置發生變化，導致每道次變形的剪切面發生變化，從而會對其內部所獲的應變分布狀況產生影響。擠壓件變形區的最終變形均勻性是影響鎂合金等通道轉角多道次擠壓件微觀組織和力學性能的重要因素，對于不同路徑4道次擠壓，本文分別用A4，Ba4，Bc4，C4來分別表示。圖3為模具拐角Ф為90°，模具外角ψ為20°時，按路線A，Ba，Bc，C逐次擠壓4次后對應擠壓件縱截面的等效應變等值線分布圖。

圖3 不同ECAP變形路徑下4道次擠壓件縱截面的等效應變分布Fig.3 Effective strain distribution in the work－piece after ECAP pressed through 4passes by different routes

由圖3可以看出，路線A經過四道次ECAP擠壓后獲得的最終擠壓件等效應變分布繼承了第1次擠壓時的特點，在主變形區呈明顯的梯度分布，從最大值5.90逐漸下降到最小值3.93。由路線Ba經過四道次ECAP擠壓后擠壓件的等效應變分布可以看出，沿縱截面的應變分布梯度明顯減小，等效應變值由最大5.33逐漸減弱為4.30，擠壓件變形均勻程度得到改善。擠壓件沿Bc和C路徑經過4道次擠壓后，由其等效應變分布圖可以看出，在擠壓件的頭部和尾部存在著比較密集的等效應變等值線，但在中間將近1／2的主變形區并沒有等值線分布，這表明沿路徑Bc和路徑C經四道次擠壓后，其頭部和尾部存在著較大的應變梯度，而在其主變形區，經四道次ECAP擠壓后，其等效應變獲得了良好的應變累積，幾乎不存在應變梯度，變形均勻性大為改善。

圓形通道的ECAP擠壓變形左右對稱，且由圖3可以看出擠壓件主變形區的變形梯度分布在長度方向基本一致，因此通過截取擠壓件主要變形部分橫截面進行詳細分析，即可獲得擠壓件擠壓過程的橫向變形分布規律。可在主變形區選取圖4所示沿L1，L2，L3，L4，L5分析變形路徑對工件橫截面等效應變分布的影響。

圖4 橫截面等效應變分析路徑示意圖Fig.4 Schematic diagram of the line that effective strain analysis along in the cross section

2.2 工件橫截面等效應變分布分析

圖5是不同ECAP變形路徑4道次擠壓后擠壓件主變形區橫截面沿L1～L5進行分析所獲得的等效應變分布曲線。

由圖5（a）可見，等效應變沿L5顯著下降，而沿L1呈明顯增長的趨勢，表明當沿路徑A經四道次擠壓后，工件的等效應變自上而下逐漸減小，工件的上半部分為主要變形部分。而當沿路徑Ba四道次擠壓后，等效應變沿L3，L4，L5的分布基本重合，這表明工件的下半部分的等效應變分布趨勢基本一致，都是沿徑向由中心向外緣逐漸減小。由圖5（c），（d）可見，沿L1到L5的等效應變分布基本重合，這表明當沿路徑Bc，C經四道次擠壓后，四道次ECAP變形后，等效應變累積在整個橫截面上變化不大，等效應變分布均勻。但圖5（d）的曲線分布要比圖5（c）發散，這也說明當沿著不同變形路徑擠壓時，經四道次擠壓后路徑Bc可以使擠壓件獲得最為理想的等效應變分布。

圖5 不同ECAP變形路徑AZ31鎂合金擠壓件主變形區橫截面等效應變分布（a）A4；（b）Ba4；（c）Bc4；（d）C4Fig.5 Effective strain distribution in the main deformation zone cross－section of the AZ31magnesium alloy samples processed by ECAP by different routes （a）A4；（b）Ba4；（c）Bc4；（d）C4

2.3 等效應變分布均勻性分析

為了更加直觀地分析擠壓件橫截面上的等效應變分布均勻程度，可以計算代表等效應變不均勻程度的參數C［13］：

四道次擠壓后等效應變不均勻程度的參數C計算結果列于表1中。

由表1可知，當沿路徑A擠壓時，主變形區截面上的平均等效應變為5.15，而當沿路徑Ba擠壓時，平均等效應變則降為4.86，因此對于相同的模具結構，由于變形路徑的不同，平均等效應變在相同變形道次的應變累積不同，應變累積效果順序為A＞C＞Bc＞Ba。但就等效應變不均勻程度C而言，當沿路徑A擠壓時C值高達0.384，雖然獲得了高的等效應變，但變形均勻程度卻是最差的。比較沿變形路徑擠壓時的主變形區橫截面不均勻變形系數可以發現，經過四道次的ECAP擠壓變形周期，四種變形路徑都可取得較大的等效應變累積，平均等效應變值相差不大，集中在4.8～5.2之間。當沿路徑Bc擠壓時，既可獲得比較大的平均等效應變，又可獲得良好的等效應變分布。

表1 四道次擠壓后主變形區截面等效應變不均勻程度指數Table 1 The equivalent strain inhomogeneity index across the section at steady－state zone of workpiece processed by ECAP four passes

3 AZ31鎂合金ECAP擠壓件微觀組織及力學性能分析

通過對不同路線的等通道轉角擠壓過程的有限元分析可知，變形路線直接影響材料變形的等效應變均勻性分布，從而影響到擠壓后材料的微觀組織和力學性能，為驗證不同變形路徑對AZ31鎂合金組織性能的影響，選用φ12mm×70mm的工業AZ31B型鎂合金以不同變形路徑進行ECAP擠壓實驗，試樣表面涂抹MoS2潤滑劑，實驗前將試樣和模具預熱，隨后由YL－32型液壓機加載將試樣從出口通道擠出。通過ECAP擠壓前后AZ31鎂合金的微觀組織觀察和室溫拉伸力學實驗對比，分析不同變形方式對AZ31鎂合金組織性能的影響。

3.1 微觀組織分析

從ECAP擠壓件的穩定變形區切取試樣，采用Epiphot300型尼康臥式金相顯微鏡觀察ECAP過程中不同變形方式的微觀組織變化。圖6為退火后AZ31B鎂合金原始態和一道次ECAP擠壓件穩定變形區橫截面中心位置的光學微觀金相組織，為便于描述不同狀態試樣的晶粒尺寸變化，計算視場內所有晶粒尺寸的平均值作為考察晶粒細化程度的標準。由圖6（a）可見，初始材料的晶粒比較粗大，視場內所有晶粒尺寸均值為9.87μm，晶粒晶界明顯呈等軸分布。由圖6（b）可知經過ECAP工藝一道次擠壓后晶粒明顯細化，晶粒尺寸均值降為4.65μm，但試樣整體組織分布不均勻，局部可見較粗大的晶粒，由于ECAP強烈的剪切作用，這些晶粒被明顯拉長。

圖6 AZ31鎂合金原試樣及ECAP一道次加工后試樣橫截面光學顯微組織（a）原試樣；（b）一道次加工試樣Fig.6 The optical microstructure in the cross－section of the AZ31magnesium alloy samples unprocessed and processed by one pass ECAP（a）as－annealed unprocessed sample；（b）single－pass pressed sample by ECAP

圖7 AZ31鎂合金ECAP不同路徑四道次加工后試樣橫截面光學顯微組織（1）及晶粒尺寸分布（2） （a）A4；（b）Ba4；（c）Bc4；（d）C4Fig.7 The optical microstructure and average grain size distribution in the cross－section of the AZ31magnesium alloy samples processed by four passes ECAP pressed with different routes （a）A4；（b）Ba4；（c）Bc4；（d）C4

圖7為不同變形路徑擠壓四道次后ECAP擠壓件穩定變形區軸截面中心位置的金相組織及所對應的平均晶粒尺寸分布直方圖。由圖7可知，與原始試樣及一道次擠壓件相比，經過ECAP工藝不同路徑四道次擠壓后晶粒都發生了明顯的細化，變形區內的狹長金屬完全消失，整個視場內的晶粒呈現等軸晶狀態。對比不同路徑四道次ECAP擠壓后的微觀組織可以發現，對于不同的變形路徑，其晶粒細化效果并不相同。當制件分別沿A，Ba，Bc，C路徑進行四道次擠壓后，其穩定區橫截面上的晶粒平均尺寸分別細化至3.44，2.64，2.66，2.86μm，這說明當制件沿Ba和Bc路徑擠壓時取得了較為良好的細化效果，而A路徑和C路徑的晶粒細化能力相對較弱，這是由于當工件沿A路徑和C路徑擠壓時，相鄰道次間的剪切面相互平行，這在一定程度上弱化了晶粒細化的效果。而Ba和Bc路徑相鄰道次間的剪切面相互垂直，這更有利于變形過程中狹長大晶粒的破碎，因此其晶粒細化效果明顯。

由不同路徑金相組織所對應的晶粒尺寸直方圖可以看出，通過Ba和Bc路徑加工的工件絕大部分晶粒都細化的10μm以下，而對于A和C路徑，四道次加工后仍存在相當數量尺寸在10μm以上的大晶粒。晶粒尺寸的標準方差可以反映試樣內部晶粒分布的均勻程度，通過計算可得沿A，Ba，Bc，C路徑處理試樣的晶粒尺寸標準方差分別為2.38，1.85，1.87，2.51，這也表明通過Ba和Bc路徑加工的微觀組織均勻化程度要優于A路徑和C路徑。

3.2 室溫拉伸力學性能分析

對原始試樣，一道次ECAP擠壓件以及不同路徑4道次ECAP擠壓件車削加工制成直徑為8mm、標距長度為20mm的拉伸試樣，然后利用CMT5205型電子萬能試驗機測試其拉伸力學性能，拉伸速率為1mm／min，所得不同狀態下AZ31鎂合金的室溫拉伸應力應變曲線及各試樣的抗拉強度和伸長率如圖8所示。

圖8 AZ31鎂合金在ECAP前后的室溫力學性能（a）室溫拉伸曲線；（b）抗拉強度及伸長率Fig.8 Mechanical properties of AZ31alloy at room temperature before and after ECAP through one pass and 4passes in different routes（a）tensile curves at room temperature；（b）tensile strength and elongation

由圖8可見，ECAP對AZ31鎂合金的力學性能有明顯的改善：經過1道次ECAP之后，抗拉強度由196MPa提高到244MPa，伸長率則由15.4%上升到16.5%。經過四道次ECAP擠壓后，材料的抗拉強度進一步上升，但是不同變形路徑對力學性能的影響不盡相同。Bc路徑和C路徑擠壓后試樣的伸長率較高，分別為20.5%和24.3%，而Ba和A路徑后的試樣伸長率較差，分別為14.4%和13.6%。而對于抗拉強度，則是A路徑較高，為280MPa，Ba路徑最低，約為250MPa，四種路徑區別不大。由此可見，ECAP路徑對試樣抗拉強度的影響較小，但對伸長率和屈服強度的影響比較大。根據ECAP擠壓過程的剪切變形特征可知，經過不同擠壓路徑的多道次變形累計后，材料在變形過程中形成的等效應變分布存在較大差異，這種應變分布差異使變形體內部的微觀組織分布不均勻，并最終導致擠壓后材料的力學性能存在差異。W.J.Kim等［14］研究了AZ61鎂合金在175℃溫度下沿Bc路徑和A路徑經過不同道次擠壓后力學性能的演變，研究表明經過8個道次的ECAP工藝擠壓后，沿Bc路徑擠壓的AZ61鎂合金的抗拉強度較沿A路徑的低，但伸長率卻比沿A路徑擠壓的高。Yan等［15］在研究轉模等通道轉角擠壓路徑對AZ31鎂合金組織和力學性能的影響時也得出了類似的結論。

4 結論

（1）通過對AZ31鎂合金等通道轉角多道次擠壓過程的數值模擬研究，揭示了擠壓路徑對AZ31鎂合金ECAP擠壓過程累積應變的影響規律。在采用不同變形路徑ECAP擠壓過程中，工件的平均等效應變累積差別不大。但變形路徑的不同直接影響工件的不均勻變形程度。在經過四道次ECAP工藝處理后，當采用A路徑和Ba路徑擠壓時，工件主變形區內存在較為明顯的梯度分布，而采用Bc路徑和C路徑擠壓時，可以獲得良好的等效應變分布，從工件主變形區橫截面上不均勻變形系數來看，采用Bc路徑擠壓所獲得的應變累積最為均勻。

（2）微觀組織觀察表明AZ31鎂合金經過ECAP加工后晶粒明顯細化，經過四道次擠壓后，其晶粒由原始的9.87μm細化至3μm左右。對比不同路徑的ECAP擠壓件微觀組織可以發現，當采用Ba或Bc路徑擠壓時，其晶粒的細化效果要優于A和C路徑。標準方差分析顯示采用Ba或Bc路徑擠壓時可以獲得較好的晶粒均勻化分布。

（3）工件在經過不同路徑四道次ECAP工藝處理后，室溫抗拉強度、伸長率較原工件均有明顯的提高，力學性能有所改善，但不同變形路徑對力學性能的影響不盡相同，采用A路徑和Ba路徑擠壓時，可以獲得較高的抗拉強度，而采用Bc路徑和C路徑時工件的伸長率較高，綜合擠壓后工件的微觀組織和力學性能兩方面因素考慮，可以發現Bc路徑為比較理想的ECAP變形方式。

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