加工工藝對(duì)AZ61鎂合金拉壓不對(duì)稱性的影響

汪 清，王敬豐，黃 崧，李琳俊楠，耿 鐵，潘復(fù)生

（1重慶大學(xué) 國(guó)家鎂合金材料工程技術(shù)研究中心，重慶 400044；2河南工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，鄭州 450007）

鎂及其合金是目前最輕的結(jié)構(gòu)材料，具有密度小、比強(qiáng)度和比剛度高、機(jī)加工性能好、易回收等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、汽車、通訊等行業(yè)已經(jīng)得到廣泛的應(yīng)用［1－3］。與鑄造鎂合金相比，變形鎂合金具有更高的強(qiáng)度以及塑性，在作為結(jié)構(gòu)材料方面受到人們廣泛的關(guān)注。而變形鎂合金通常需要進(jìn)行擠壓、鍛造、軋制和沖壓等塑性加工工藝。由于鎂合金是密排六方結(jié)構(gòu)，滑移系十分有限，對(duì)鎂合金進(jìn)行擠壓塑性變形時(shí)會(huì)形成擠壓絲織構(gòu)，使得｛0002｝基面平行于擠壓方向［4，5］，這種織構(gòu)的存在使得鎂合金在擠壓方向上產(chǎn)生了強(qiáng)烈的拉壓不對(duì)稱性，通常表現(xiàn)為合金的壓縮屈服強(qiáng)度通常僅只有拉伸屈服強(qiáng)度的四分之三甚至二分之一［6－9］。使得單純依據(jù)鎂合金的拉伸性能來設(shè)計(jì)構(gòu)件帶來了安全隱患，限制了鎂合金在結(jié)構(gòu)材料上的應(yīng)用。通常以壓縮屈服強(qiáng)度與拉伸屈服強(qiáng)度的比值（CYS／TYS）來評(píng)價(jià)鎂合金拉－壓屈服強(qiáng)度不對(duì)稱性的程度。為了改善鎂合金拉伸和壓縮性能的不對(duì)稱性，許多學(xué)者開展了大量的研究。J.Swiostek等［10］通過靜液擠壓技術(shù)獲得了比較細(xì)小的鎂合金晶粒，從減小晶粒尺寸方面改善了鎂合金的各向異性。路君等［11］通過等通道角擠壓變形技術(shù)（ECAP）對(duì)AZ31鎂合金進(jìn)行塑性加工，使其織構(gòu)相對(duì)隨機(jī)化，從而降低了拉壓不對(duì)稱性。Bohlen等［12］發(fā)現(xiàn)，對(duì)于鎂合金材料，隨著Al含量的增加，鎂合金的拉壓不對(duì)稱性降低。

本工作以AZ61鎂合金為對(duì)象，通過不同的加工工藝對(duì)其進(jìn)行塑性變形，并對(duì)加工后的試樣進(jìn)行拉伸和壓縮性能測(cè)試，研究加工工藝對(duì)鎂合金力學(xué)性能以及各向異性的影響規(guī)律，探討從加工工藝方面調(diào)整鎂合金的取向分布，從而改善鎂合金的拉壓不對(duì)稱性。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為直徑φ258mm的AZ61鎂合金半連續(xù)鑄錠，具體成分如表1所示。為消除合金在鑄造過程中出現(xiàn)的溶質(zhì)偏析等鑄造缺陷，對(duì)半連續(xù)鑄錠進(jìn)行了390℃，8h的均勻化退火處理。接著在2500T的日產(chǎn)臥式擠壓機(jī)上進(jìn)行一次正擠壓，其擠壓比為11∶1，擠壓溫度為380℃，得到φ78mm的一次擠壓棒材。取部分一次擠壓的棒材在500TXJ－500的臥式擠壓機(jī)上進(jìn)行二次擠壓，擠壓比為25∶1，擠壓溫度為380℃，得到φ16mm的二次擠壓棒材，另取部分一次擠壓棒材在YX32－800A液壓機(jī)上經(jīng)380℃保溫1.5h后垂直于擠壓方向進(jìn)行自由鍛造，壓下率為35%。

表1 AZ61鎂合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）Table 1 Chemical composition of AZ31magnesium alloy（mass fraction／%）

采用線切割從不同加工狀態(tài)的AZ61鎂合金材料中分別取直徑5mm，標(biāo)距為25mm的拉伸樣品（GB／T 228—2002）以及直徑為10mm，高度為25mm的壓縮樣品（GB 7314—87）。拉伸和壓縮方向都平行于擠壓方向。拉伸以及壓縮試驗(yàn)是在室溫下在CMT25105微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)加載速率為2mm／min。

為了評(píng)估加工工藝對(duì)擠壓后晶體取向的影響，實(shí)驗(yàn)中采用Rigaku D／max2500PC X射線衍射儀并利用CuKα輻射（陽極電壓為40kV，陽極電流為150mA）對(duì)樣品橫向斷面進(jìn)行10～90°的掃描，并對(duì)橫截面進(jìn)行織構(gòu)分析。利用光學(xué)顯微鏡（OM）對(duì)樣品的微觀組織進(jìn)行觀察。

2 結(jié)果與分析

圖1為AZ61變形鎂合金一次擠壓態(tài)（圖1（a））、一次擠壓＋鍛造態(tài)（圖1（b））、二次擠壓態(tài)（圖1（c））的顯微組織。從圖1（a）可以看出一次擠壓變形后的AZ61鎂合金為混晶組織，在粗大晶粒的附近存在著細(xì)小的晶粒。如圖1（b）所示，一次擠壓后進(jìn)行鍛造，晶粒變得異常粗大且極不均勻，這是因?yàn)橐淮螖D壓后材料獲得了一定的變形儲(chǔ)存能，且由于鎂合金具有較低的堆垛層錯(cuò)能（純鎂的層錯(cuò)能為60～78mJ／m2）和較高的晶界遷移速率［13］，在熱塑性變形時(shí)容易發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。在隨后的自由鍛造過程中，鍛造溫度高于AZ61鎂合金的再結(jié)晶溫度，所以在鍛壓過程中發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。為了防止鍛壓時(shí)，材料出現(xiàn)裂紋，采用的緩慢的變形速率使得再結(jié)晶后的晶粒有足夠的時(shí)間長(zhǎng)大，以至于得到了粗大的再結(jié)晶晶粒。根據(jù)Hall－Petch公式［14］，粗大的晶粒會(huì)降低材料的力學(xué)性能。由圖1（c）可見，經(jīng)過二次擠壓變形后，AZ61鎂合金晶粒得到了細(xì)化，且較一次擠壓后的晶粒更均勻細(xì)小，晶粒的細(xì)化在一定程度上可以明顯改善金屬材料的強(qiáng)度，使力學(xué)性能得到提高。

圖1 不同加工工藝AZ61鎂合金的顯微組織 （a）一次擠壓；（b）一次擠壓＋鍛造；（c）二次擠壓Fig.1 Microstructure of AZ61magnesium alloy after different machining techniques（a）one pass extrusion；（b）forging after extrusion；（c）two passes extrusion

圖2所示為在室溫下，沿初次擠壓方向，不同加工工藝的AZ61鎂合金拉伸力學(xué)性能的測(cè)試結(jié)果。從圖2中可以看出，在經(jīng)過一次擠壓后進(jìn)行鍛造，試樣的拉伸屈服強(qiáng)度以及抗壓強(qiáng)度急劇下降（其中屈服強(qiáng)度從203MPa下降到157MPa，抗拉強(qiáng)度從320MPa下降至291MPa），而經(jīng)過二次擠壓后，AZ61鎂合金的拉伸屈服強(qiáng)度增加（從203MPa增加到212MPa），但抗拉強(qiáng)度增加不大。

圖2 不同加工工藝AZ61鎂合金的拉伸力學(xué)性能（a）一次擠壓；（b）一次擠壓＋鍛造；（c）二次擠壓Fig.2 Tensile mechanical property of AZ61magnesium alloy after different machining techniques（a）one pass extrusion；（b）forging after extrusion；（c）two passes extrusion

圖3為在不同加工工藝下AZ61鎂合金的壓縮力學(xué)性能，從圖3中可以看出，經(jīng)過三種不同的塑性變形工藝，AZ61鎂合金的壓縮力學(xué)性能也呈現(xiàn)出一定的差異，其中二次擠壓相對(duì)于一次擠壓壓縮屈服強(qiáng)度有了一定的下降（從149MPa下降到123MPa），而抗壓強(qiáng)度有了一定量的增加。而在一次擠壓后進(jìn)行鍛造后，盡管得到粗大的晶粒，但壓縮屈服強(qiáng)度不但沒有下降，反而較一次擠壓后出現(xiàn)了小幅的增加。而這與Hall－Petch公式相矛盾，故認(rèn)為存在可抵消因晶粒尺寸增大而屈服強(qiáng)度軟化的因素。

不同加工工藝對(duì)AZ61鎂合金的拉壓不對(duì)稱性的影響是本次實(shí)驗(yàn)需要評(píng)價(jià)的指標(biāo)之一。由于鎂合金是密排六方晶體結(jié)構(gòu)，對(duì)鎂合金進(jìn)行塑性變形會(huì)使材料形成強(qiáng)烈的擇優(yōu)取向，從而使其拉伸性能和壓縮性能呈現(xiàn)出明顯的不一致性［15］。

圖4為在不同加工工藝下，AZ61鎂合金材料的拉伸屈服強(qiáng)度和壓縮屈服強(qiáng)度比較。由圖4可以看出，經(jīng)過不同的加工工藝，試樣的拉壓不對(duì)稱性變化很明顯。其中經(jīng)過一次擠壓后，其壓縮屈服強(qiáng)度與拉伸屈服強(qiáng)度之比（CYS／TYS）為0.75，而一次擠壓后經(jīng)過自由鍛造，其壓縮屈服強(qiáng)度與拉伸屈服強(qiáng)度的比值為0.97，AZ61鎂合金的拉壓不對(duì)稱性大為改善，已經(jīng)接近理想值，其緣由是拉伸屈服強(qiáng)度下降，而壓縮強(qiáng)度保持不變的緣故。而二次擠壓后，壓縮屈服強(qiáng)度與拉伸屈服強(qiáng)度的比值為0.55，AZ61鎂合金的拉壓不對(duì)稱性加大，這是由于拉伸屈服強(qiáng)度增加，與此同時(shí)壓縮屈服強(qiáng)度下降的緣故。這說明二次擠壓變形加大材料的拉壓不對(duì)稱性，而擠壓后鍛造可明顯地改善AZ61鎂合金的拉壓不對(duì)稱性。

圖3 不同加工工藝AZ61鎂合金的壓縮力學(xué)性能（a）一次擠壓；（b）一次擠壓＋鍛造；（c）二次擠壓Fig.3 Compressive mechanical property of AZ61 magnesium alloy after different machining techniques（a）one pass extrusion；（b）forging after extrusion；（c）two passes extrusion

圖4 不同加工工藝對(duì)AZ61各向異性的影響（a）一次擠壓；（b）一次擠壓＋鍛造；（c）二次擠壓Fig.4 Effect of machining techniques on tension－compression symmetry of AZ61magnesium alloy （a）one pass extrusion；（b）forging after extrusion；（c）two passes extrusion

為了進(jìn)一步了解加工工藝對(duì)AZ61鎂合金性能的影響，對(duì)加工后的AZ61試樣的橫向斷面進(jìn)行了XRD掃描。圖5為在不同加工工藝下，AZ61鎂合金的XRD掃描圖譜。從圖5中可以看出，經(jīng)過加工后，橫向面上AZ61鎂合金在棱柱面上出現(xiàn)了最強(qiáng)的衍射峰，而衍射峰的出現(xiàn)也就意味著在該位置上出現(xiàn)了擇優(yōu)取向［7，16，17］。這說明經(jīng)過塑性變形后的 AZ61鎂合金形成了強(qiáng)烈的擇優(yōu)取向，其中絕大部分晶胞的晶面與橫向斷面的法向垂直，也就是說其０００２｝晶面平行于擠壓方向。

圖5 不同加工工藝AZ61鎂合金的XRD掃描譜（a）一次擠壓；（b）二次擠壓；（c）一次擠壓＋鍛造Fig.5 XRD patterns of AZ61magnesium alloys after different machining techniques （a）one pass extrusion；（b）two passes extrusion；（c）forging after extrusion

對(duì)于六方金屬，特別是對(duì)于鎂合金來說，在較低的溫度下，由于滑移系有限，形變孿生就成為塑性變形的主要方式之一。且由于AZ61鎂合金滿足軸比c／a＜1.732，當(dāng)受到沿著c軸方向的拉應(yīng)力或垂直于c軸方向的壓應(yīng)力可以誘發(fā)｛1012｝拉伸孿生，而受到沿著c軸方向的壓應(yīng)力或垂直于c軸方向的拉應(yīng)力可以誘發(fā)壓縮孿生［5］。室溫下，鎂合金基面滑移系啟動(dòng)的臨界剪切應(yīng)力（Critical Resolved Sheer Stress，CRSS）約為0.5～0.7MPa，而拉伸孿生的CRSS為2～28MPa壓縮孿生的CRSS為76～153MPa［18］。在有基面織構(gòu)的擠壓態(tài)鎂合金材料中，對(duì)于沿著擠壓方向的拉伸載荷，晶體的c軸受到壓應(yīng)力的作用壓縮孿生受到激發(fā)，而該孿生變形的CRSS很高，故滑移是其主要的變形方式。而合金產(chǎn)生基面織構(gòu)時(shí)，其Schmid因子為0，根據(jù)σys＝ζCRSS／M（M 為Schmid因子），滑移系處于硬取向狀態(tài)［14］，滑移變得異常困難，從而造成了高的拉伸屈服強(qiáng)度。而AZ61鎂合金沿著擠壓方向受到壓縮變形時(shí)，晶體的c軸受到拉應(yīng)力的作用孿生受到激發(fā)，而滑移系依然處于硬取向，由于啟動(dòng)孿生所需的應(yīng)力小，孿生成為了主要的變形方式［19］。從而使得壓縮屈服強(qiáng)度較之拉伸屈服強(qiáng)度要小，從而造成鎂合金的拉壓不對(duì)稱性。圖6為AZ61鎂合金經(jīng)過各種加工工藝后拉伸與壓縮至斷裂后樣品的橫截?cái)嗝骘@微組織圖，從圖6（a－1），（b－1）和（c－1）可以看出，在拉伸塑性變形樣品的顯微組織中沒有出現(xiàn)明顯的孿晶，說明拉伸塑性變形時(shí)主要激發(fā)的變形機(jī)制的是滑移變形；而從圖6（a－2），（b－2）和（c－2）可以看出，在壓縮塑性變形樣品的顯微組織中出現(xiàn)了大量的孿晶，這說明在壓縮變形時(shí)，孿生在塑性變形過程中起到了很重要的作用。

圖7所示為AZ61鎂合金經(jīng)過各加工工藝后橫截面的｛0002｝基面極圖，由圖7（a）可以看出，經(jīng)過小擠壓比的一次擠壓后，并沒有形成強(qiáng)烈的擠壓纖維織構(gòu)，而圖7（b）表明經(jīng)過二次擠壓后，基面極密度增加，AZ61鎂合金形成了強(qiáng)烈的擠壓絲織構(gòu)，其基面極點(diǎn)呈圓環(huán)狀的均勻分布在擠壓軸的周圍，說明絕大部分｛0002｝基面平行于擠壓方向。這種織構(gòu)分布使得沿著擠壓方向拉伸時(shí)拉伸孿生受到抑制，而基面滑移系產(chǎn)生幾何硬化效果，柱面滑移及錐面滑移臨界分切應(yīng)力較高，從而導(dǎo)致AZ61鎂合金的拉伸屈服強(qiáng)度提高，而在壓縮變形時(shí)，啟動(dòng)時(shí)所需CRSS較小的孿生在塑性變形中占主導(dǎo)作用，所以導(dǎo)致壓縮屈服強(qiáng)度較一次擠壓有所下降。圖7（c）表明在經(jīng)過垂直于擠壓方向的高溫自由鍛造后，部分晶面發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)，且由于高溫鍛造后不均勻的再結(jié)晶，最終導(dǎo)致了拉伸與壓縮性能趨于同性。

圖7 不同加工工藝AZ61鎂合金的｛0002｝基面極圖 （a）一次擠壓；（b）二次擠壓；（c）一次擠壓＋鍛造Fig.7 Pole figures of｛0002｝plane after different machining techniques （a）one pass extrusion；（b）two passes extrusion；（c）forging after extrusion

3 結(jié)論

（1）不同的加工工藝會(huì)影響AZ61鎂合金的顯微組織，一次擠壓后AZ61鎂合金為混晶組織，二次擠壓后為典型的等軸晶組織，而擠壓后鍛造使得合金的晶粒組織粗化。

（2）通過改變塑性加工方式可以調(diào)整擠壓棒的取向分布。

（3）二次擠壓增強(qiáng)擠壓絲織構(gòu)，并增加拉壓不對(duì)稱性。而一次擠壓材經(jīng)過自由鍛造后，部分晶體c軸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，擠壓絲織構(gòu)狀態(tài)得到改變，拉壓不對(duì)稱性得到改善。

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