D0L:10.13374.issn1001-053x.2013.09.012 第35卷第9期 北京科技大学学报 Vol.35 No.9 2013年9月 Journal of University of Science and Technology Beijing Sep.2013 热轧AZ31镁合金薄板的室温成形性 刘华强☒，唐荻，米振莉，胡水平，王哲 北京科技大学高效轧制国家工程研究中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:Lhuaqiang@163.com 摘要针对AZ31镁合金板材室温冲压成形较差的特点，采用不同轧制温度获得镁合金板材，使用半球形凸模胀形， 绘制镁合金室温成形极限图并分析轧制温度对镁合金板材组织和室温成形能力的影响.发现AZ31镁合金板材的成形性 能不仅与晶粒尺寸有关，还与晶粒取向有关.基面织构的减弱可明显提高板材的胀形性能，在基面织构强度相似的情况 下，晶粒尺寸对板材的成形性能起决定性影响 关键词镁合金：成形：冲压：显微组织：织构 分类号TG146.2+2 Room temperature formability of hot-rolled AZ31 magnesium alloy sheets LIU Hua-qiang,TANG Di,MI Zhen-li,HU Shui-ping,WANG Zhe National Engineering Research Center of Advance Rolling Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083, China Corresponding author,E-mail:Lhuaqiang@163.com ABSTRACT Due to the poor pressing formability of AZ31 magnesium alloy sheets at room temperature,the magne- sium alloy sheets were obtained by rolling at different temperatures and their forming limit diagram(FLD)was drawn by the test of hemispherical punch bulging at room temperature.The effects of rolling temperature on the microstructure and room-temperature formability of the magnesium alloy sheets were analyzed.It is found that the room-temperature formability of the magnesium alloy sheets not only depends on grain size,but also depends on grain orientation.The weakening of the basal texture can significantly improve the performance of bulging forming,and grain size plays a decisive role on the room-temperature formability of the magnesium alloy sheets at the similar basal texture intensity. KEY WORDS magnesium alloys;forming:pressing;microstructure;textures 变形镁合金是目前使用最轻的金属结构材料图的研究并不多见0-川.本文制备了三种温度下 之一，不仅具有较高的比强度和比刚度，而且具 轧制的镁合金板材，测定了其成形极限图2-1.采 有优良的电磁屏蔽性、散热性、减震性和机械加工用半球形凸模胀形，将板料用压边装置压紧，半球 性能-.由于室温下镁合金可开动的滑移系少，形凸模向上运动，直至板料产生明显缩颈或破裂， 塑性成形能力有限，其冲压一般都在一定温度下进 记录破坏区附近的应变情况绘制成形极限图并分析 行.热冲压不仅需要额外的模具加热系统而增加成 轧制温度对镁合金板材室温成形性能的影响. 本，而且板材也需要预热，使生产效率降低.因此， 1试验材料及方案 提高镁合金板材的室温冲压成形，是镁合金研究领 域的一个重要方向.镁合金在高温下的成形极限图 AZ31变形镁合金板材的化学成分如表1所示. (FLD)国内外已有较多研究3-，而室温成形极限 采用厚度为2.0mm,宽300mm的AZ31镁合金 收稿日期：2012-07-30 基金项目：“十二五”国家镁合金支撑项目(2011BAE22B00)
第 35 卷 第 9 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 9 2013 年 9 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Sep. 2013 热轧 AZ31 镁合金薄板的室温成形性 刘华强 ，唐 荻，米振莉，胡水平，王 哲 北京科技大学高效轧制国家工程研究中心, 北京 100083 通信作者，E-mail: Lhuaqiang@163.com 摘 要 针对 AZ31 镁合金板材室温冲压成形较差的特点，采用不同轧制温度获得镁合金板材，使用半球形凸模胀形， 绘制镁合金室温成形极限图并分析轧制温度对镁合金板材组织和室温成形能力的影响. 发现 AZ31 镁合金板材的成形性 能不仅与晶粒尺寸有关，还与晶粒取向有关. 基面织构的减弱可明显提高板材的胀形性能，在基面织构强度相似的情况 下，晶粒尺寸对板材的成形性能起决定性影响. 关键词 镁合金；成形；冲压；显微组织；织构 分类号 TG146.2+2 Room temperature formability of hot-rolled AZ31 magnesium alloy sheets LIU Hua-qiang , TANG Di, MI Zhen-li, HU Shui-ping, WANG Zhe National Engineering Research Center of Advance Rolling Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China Corresponding author, E-mail: Lhuaqiang@163.com ABSTRACT Due to the poor pressing formability of AZ31 magnesium alloy sheets at room temperature, the magnesium alloy sheets were obtained by rolling at different temperatures and their forming limit diagram (FLD) was drawn by the test of hemispherical punch bulging at room temperature. The effects of rolling temperature on the microstructure and room-temperature formability of the magnesium alloy sheets were analyzed. It is found that the room-temperature formability of the magnesium alloy sheets not only depends on grain size, but also depends on grain orientation. The weakening of the basal texture can significantly improve the performance of bulging forming, and grain size plays a decisive role on the room-temperature formability of the magnesium alloy sheets at the similar basal texture intensity. KEY WORDS magnesium alloys; forming; pressing; microstructure; textures 变形镁合金是目前使用最轻的金属结构材料 之一，不仅具有较高的比强度和比刚度，而且具 有优良的电磁屏蔽性、散热性、减震性和机械加工 性能[1−2]．由于室温下镁合金可开动的滑移系少， 塑性成形能力有限，其冲压一般都在一定温度下进 行．热冲压不仅需要额外的模具加热系统而增加成 本，而且板材也需要预热，使生产效率降低．因此， 提高镁合金板材的室温冲压成形，是镁合金研究领 域的一个重要方向．镁合金在高温下的成形极限图 (FLD) 国内外已有较多研究[3−9]，而室温成形极限 图的研究并不多见[10−11]．本文制备了三种温度下 轧制的镁合金板材，测定了其成形极限图[12−16]．采 用半球形凸模胀形，将板料用压边装置压紧，半球 形凸模向上运动，直至板料产生明显缩颈或破裂， 记录破坏区附近的应变情况绘制成形极限图并分析 轧制温度对镁合金板材室温成形性能的影响. 1 试验材料及方案 AZ31 变形镁合金板材的化学成分如表 1 所示． 采用厚度为 2.0 mm，宽 300 mm 的 AZ31 镁合金 收稿日期：2012–07–30 基金项目：“十二五” 国家镁合金支撑项目 (2011BAE22B00) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.09.012
.1182 北京科技大学学报 第35卷 挤压板材，分别在250、350和450℃下五道次轧 三种温度下轧制的板材分别编号为TB、TC和TD. 至厚度为1mm后作为试验板材，道次间保温10~ 为获得不同应变路径下的极限主应变量，设计 15mim.板材轧后在300℃下退火保温60mim.上述 八种不同宽度的试样，试样和试验结果如图1所示. 表1试验镁合金的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of the tested magnesium alloys % Zn Fe Cu Mn Ni Mg 2.803.10 1.041.17 ≤0.0025 ≤0.0017 0.2210.321 ≤0.01 余量 图1镁合金板材成形极限图试样及试验结果（单位：mm) Fig.1 Specimens (unit:mm)for the forming limit diagram of the magnesium alloy sheets and testing results 为了测定试样表面应变量，在试样一面印制边 toGrid网格自动分析系统获得.该系统包含用于网 长为2.0mm的正方形网格模板.网格的印制方法 格识别的高精度相机和一套应变分析软件（软件在 为电化学腐蚀法，如图2所示(P为压紧力) 计算机内) 055 电极 工作平板模板毡垫 试件 27 凹模 板材 垫模 图2电腐蚀法印制网格示意图 凸模 Fig.2 Schematic of grid printing by electric etching 020 由于成形极限图试验模具上特有的压边槽，会 033 使镁合金板材在该处发生破裂，而材料在埃里克森 55 试验与成形极限图试验中所处的应力状态一致，故 图3埃里克森试验示意图（单位：mm) 本研究用埃里克森试验模具来代替.室温埃里克森 Fig.3 Schematic of Eriksson test (unit:mm) 试验在Zwick板料成形试验机上进行，钢模胀形试 验原理见图3，模具的各项参数如表2所示.在试 表2试验模具参数 验过程中，试样无网格的一面与凸模接触，采用机 Table 2 Parameters of the test mold 油润滑，凸模速度0.1mms-1.通过设置裂纹敏感 凸模半球凹模内凹模外凹模内侧圆垫模内垫模外 度控制凸模行程，裂纹敏感度设置为500N,试样 直径/mm径/mm径/mm角半径/mm径/mm径/mm 出现微裂纹后即可自动卸载.成形极限点是由A- 20 27. 55 0.75 3355
· 1182 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 挤压板材，分别在 250、350 和 450 ℃下五道次轧 至厚度为 1 mm 后作为试验板材，道次间保温 10∼ 15 min．板材轧后在 300 ℃下退火保温 60 min．上述 三种温度下轧制的板材分别编号为 TB、TC 和 TD． 为获得不同应变路径下的极限主应变量，设计 八种不同宽度的试样，试样和试验结果如图 1 所示. 表 1 试验镁合金的化学成分 (质量分数) Table 1 Chemical composition of the tested magnesium alloys % Al Zn Fe Cu Mn Ni Mg 2.80∼3.10 1.04∼1.17 6 0.0025 6 0.0017 0.221∼0.321 6 0.01 余量 图 1 镁合金板材成形极限图试样及试验结果 (单位：mm) Fig.1 Specimens (unit: mm) for the forming limit diagram of the magnesium alloy sheets and testing results 为了测定试样表面应变量，在试样一面印制边 长为 2.0 mm 的正方形网格模板．网格的印制方法 为电化学腐蚀法，如图 2 所示 (P 为压紧力)． 图 2 电腐蚀法印制网格示意图 Fig.2 Schematic of grid printing by electric etching 由于成形极限图试验模具上特有的压边槽，会 使镁合金板材在该处发生破裂，而材料在埃里克森 试验与成形极限图试验中所处的应力状态一致，故 本研究用埃里克森试验模具来代替．室温埃里克森 试验在 Zwick 板料成形试验机上进行，钢模胀形试 验原理见图 3，模具的各项参数如表 2 所示．在试 验过程中，试样无网格的一面与凸模接触，采用机 油润滑，凸模速度 0.1 mm·s −1．通过设置裂纹敏感 度控制凸模行程，裂纹敏感度设置为 500 N，试样 出现微裂纹后即可自动卸载．成形极限点是由 AutoGrid 网格自动分析系统获得．该系统包含用于网 格识别的高精度相机和一套应变分析软件 (软件在 计算机内)． 图 3 埃里克森试验示意图 (单位：mm) Fig.3 Schematic of Eriksson test (unit: mm) 表 2 试验模具参数 Table 2 Parameters of the test mold 凸模半球 直径/mm 凹模内 径/mm 凹模外 径/mm 凹模内侧圆 角半径/mm 垫模内 径/mm 垫模外 径/mm 20 27 55 0.75 33 55
第9期 刘华强等：热轧AZ31镁合金薄板的室温成形性 .1183· 2讨论分析 图4(a)是变形后的试样.从图4(b)~(d)可以 2.1网格应变 看出：试样压边圈下部分变形很小，厚度基本没有 试样的极限应变点位于裂纹附近，因此网格应 变化，较大主应变与较小主应变均为负值：而凸模 变分析的重点是裂纹区域.每个成形极限试验包括 作用区域变形剧烈，越往凸起顶端变形越剧烈，凸 多套试样，网格应变分析以TD试样为例，分析该 起顶端部分减薄高达20%，较大主应变与较小主应 组试样中最宽试样(60mm×60mm)和最窄试样(60 变都为正值.试样变形过程中，凸模以外部分被压 mm×l8mm)的变形规律和成形极限.图4是宽试 边圈压住难以流动，因此变形极小：而凸模作用部 样(60mm×60mm)较大主应变、较小主应变和成 位受到双向拉应力，材料减薄剧烈，最易出现裂纹， 形极限点. 为危险部位，成形极限点出现在凸起部位最顶端. (a 板厚/mm (b) 0.790 0.821 0.851 0.882 0.913- 0.943 0.974 1.005 1.035 1.066 1.097 较大主应变/% (c)较小主应变/% (d) 19.6 17.4 15.6■ 13.2 15.2 10.9 13.0- 8.6 10.8 6.3 8.6 4.0 6.4 1.7 4.3 -0.6 2.1 -2.9 -0.1 -5.2 -2.3 -7.5 图4TD宽试样的应变分析结果.(a)变形后的试样：(b)变形试样厚度分布：(c)较大主应变：()较小主应变 Fig.4 Strain analysis results of the wide TD specimen:(a)deformed specimen;(b)thickness distribution;(c)major strain;(d) minor strain 试样网格较大主应变P1和较小主应变2的 形极限部分.一般在裂纹上的那些点往往已经超出 计算方法如下： 了成形极限，而在裂纹附近的点才被视为达到成形 极限，并被称为成形极限点，可由AutoGrid网格自 p1=(a-ao)/a0×100%, (1 动分析系统获得.寻找成形极限点还要结合试样实 际情况来处理.对于该试样，理论上所有网格都受 p2=(b-bo)/b0×100%. (2) 式中，ao为网格变形前长度，b加为网格变形前宽 20 度，a为网格变形后长度，b为网格变形后宽度. 试样变形部位受双向拉应力，网格沿纵横两个 方向都被拉长.由式(1)和式(2)知，网格较大主应 变和较小主应变都为正值，出现在成形极限图的右 侧，如图5所示.把一个试样上所有网格的较大主 -10 -40-30-20-10010203040 应变和较小主应变都绘制在成形极限图中，成形极 3/% 限点并非是指成形极限图上的最高点.这些所有的 图5TD宽试样的成形极限点 点中，包括安全部分、达到成形极限部分和超过成 Fig.5 Forming limit points of the wide TD specimen
第 9 期 刘华强等：热轧 AZ31 镁合金薄板的室温成形性 1183 ·· 2 讨论分析 2.1 网格应变 试样的极限应变点位于裂纹附近，因此网格应 变分析的重点是裂纹区域．每个成形极限试验包括 多套试样，网格应变分析以 TD 试样为例，分析该 组试样中最宽试样 (60 mm×60 mm) 和最窄试样 (60 mm×18 mm) 的变形规律和成形极限．图 4 是宽试 样 (60 mm×60 mm) 较大主应变、较小主应变和成 形极限点． 图 4(a) 是变形后的试样．从图 4(b)∼(d) 可以 看出：试样压边圈下部分变形很小，厚度基本没有 变化，较大主应变与较小主应变均为负值；而凸模 作用区域变形剧烈，越往凸起顶端变形越剧烈，凸 起顶端部分减薄高达 20%，较大主应变与较小主应 变都为正值．试样变形过程中，凸模以外部分被压 边圈压住难以流动，因此变形极小；而凸模作用部 位受到双向拉应力，材料减薄剧烈，最易出现裂纹， 为危险部位，成形极限点出现在凸起部位最顶端． 图 4 TD 宽试样的应变分析结果．(a) 变形后的试样；(b) 变形试样厚度分布；(c) 较大主应变；(d) 较小主应变 Fig.4 Strain analysis results of the wide TD specimen: (a) deformed specimen; (b) thickness distribution; (c) major strain; (d) minor strain 试样网格较大主应变 ϕ1 和较小主应变 ϕ2 的 计算方法如下： ϕ1 = (a − a0)/a0 × 100%, (1) ϕ2 = (b − b0)/b0 × 100%. (2) 式中，a0 为网格变形前长度，b0 为网格变形前宽 度，a 为网格变形后长度，b 为网格变形后宽度． 试样变形部位受双向拉应力，网格沿纵横两个 方向都被拉长．由式 (1) 和式 (2) 知，网格较大主应 变和较小主应变都为正值，出现在成形极限图的右 侧，如图 5 所示．把一个试样上所有网格的较大主 应变和较小主应变都绘制在成形极限图中，成形极 限点并非是指成形极限图上的最高点．这些所有的 点中，包括安全部分、达到成形极限部分和超过成 形极限部分．一般在裂纹上的那些点往往已经超出 了成形极限，而在裂纹附近的点才被视为达到成形 极限，并被称为成形极限点，可由 AutoGrid 网格自 动分析系统获得．寻找成形极限点还要结合试样实 际情况来处理．对于该试样，理论上所有网格都受 图 5 TD 宽试样的成形极限点 Fig.5 Forming limit points of the wide TD specimen
.1184 北京科技大学学报 第35卷 双向拉应力，应变点都应位于成形极限图右侧，但 征为：压边部位变形较小，厚度变化较为微弱：凸模 图5表明部分点出现一向受拉一向受压现象.这是 作用部位变形较为剧烈，凸起部位顶端减薄达15%， 因为压边部位模具和板材润滑条件不理想，以及板 中间平行段沿纵向受拉伸，横向因为无压边所以不 材厚度本身不均匀等因素，造成金属流动不均匀， 受力，整个应变状态等同于单向拉伸过程.危险部 应力场变化，出现异常应变点.但是，压边部分局 位位于凸起部位最顶端.网格纵向被拉长，所以较 部失真并不影响到寻找试样整体的极限应变点. 大主应变P1为正值，如图6(c)所示：横向收缩，所 图6是窄试样(60mm×18mm)的较大主应 以较小主应变2为负值，如图6(d)所示.窄试样 变、较小主应变和成形极限点.图6(a)试样变形特 极限应变点位于成形极限图左侧，如图7所示. 板厚/mm (b) 0.842 0.868 0.893 0.918 0.943 0.969- 0.994 1.019 1.044 1.070 1.095 较大主应变/% (c) 较小主应变/% (d) 27.6 2.2 24.6 0.9 21.5 -0.4 18.5 -1.7 15.4 -3.0 12.4 -4.3 9.4 -5.6 6.3 -6.8 3.3 -8.1 0.3 -9.4 -2.8 -10.7 图6TD窄试样的应变分析结果.(a)变形后的试样：(b)变形试样厚度分布：(c)较大主应变：(@)较小主应变 Fig.6 Strain analysis results of the narrow TD specimen:(a)deformed specimen;(b)thickness distribution;(c)major strain;(d) minor strain 限图最右侧，最窄试样的成形极限点位于最左侧. 20 中间试样随着宽度的递减，所受应力状态由双向拉 10 伸向单向拉伸状态过渡.由式(1)和式(2)可知： 较大主应变随着宽度的递减，一直处于拉应力状 态，P1为正值；而较小主应变p2随着宽度的递 40 -30 40 减，由正值逐渐变为负值，最窄时等同于单向拉伸 -20 -100102030 9/% 状态.其成形极限点随试样宽度的递减逐渐由右向 图7TD窄试样的成形极限点 左过渡.连接每个成形极限点，就构成该种试样的 Fig.7 Forming limit points of the narrow TD specimen 成形极限图. 把冲压板材中最危险点的应变值，标注到成形 2.2AZ31镁合金板材的成形极限图 极限图中，如果落在成形极限曲线以上，说明很危 室验中每个成形极限图由八套试样的成形极 险，冲压时废品率会很高：如果落在成形极限曲线 限点组成.不同形状的试样，由于其应变状态的差 以下，则说明是安全的 别，成形极限点的位置也有所不同.由上述分析可 在成形极限图的左侧，为拉压变形区：1> 知：最宽的正方形试样，其成形极限点位于成形极 0,2<0:成形极限曲线的高低主要表征板材的
· 1184 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 双向拉应力，应变点都应位于成形极限图右侧，但 图 5 表明部分点出现一向受拉一向受压现象．这是 因为压边部位模具和板材润滑条件不理想，以及板 材厚度本身不均匀等因素，造成金属流动不均匀， 应力场变化，出现异常应变点．但是，压边部分局 部失真并不影响到寻找试样整体的极限应变点． 图 6 是窄试样 (60 mm×18 mm) 的较大主应 变、较小主应变和成形极限点．图 6(a) 试样变形特 征为：压边部位变形较小，厚度变化较为微弱；凸模 作用部位变形较为剧烈，凸起部位顶端减薄达 15%， 中间平行段沿纵向受拉伸，横向因为无压边所以不 受力，整个应变状态等同于单向拉伸过程．危险部 位位于凸起部位最顶端．网格纵向被拉长，所以较 大主应变 ϕ1 为正值，如图 6(c) 所示；横向收缩，所 以较小主应变 ϕ2 为负值，如图 6(d) 所示．窄试样 极限应变点位于成形极限图左侧，如图 7 所示． 图 6 TD 窄试样的应变分析结果．(a) 变形后的试样；(b) 变形试样厚度分布；(c) 较大主应变；(d) 较小主应变 Fig.6 Strain analysis results of the narrow TD specimen: (a) deformed specimen; (b)thickness distribution; (c) major strain; (d) minor strain 图 7 TD 窄试样的成形极限点 Fig.7 Forming limit points of the narrow TD specimen 2.2 AZ31 镁合金板材的成形极限图 室验中每个成形极限图由八套试样的成形极 限点组成．不同形状的试样，由于其应变状态的差 别，成形极限点的位置也有所不同．由上述分析可 知：最宽的正方形试样，其成形极限点位于成形极 限图最右侧，最窄试样的成形极限点位于最左侧． 中间试样随着宽度的递减，所受应力状态由双向拉 伸向单向拉伸状态过渡．由式 (1) 和式 (2) 可知： 较大主应变随着宽度的递减，一直处于拉应力状 态，ϕ1 为正值；而较小主应变 ϕ2 随着宽度的递 减，由正值逐渐变为负值，最窄时等同于单向拉伸 状态．其成形极限点随试样宽度的递减逐渐由右向 左过渡．连接每个成形极限点，就构成该种试样的 成形极限图． 把冲压板材中最危险点的应变值，标注到成形 极限图中．如果落在成形极限曲线以上，说明很危 险，冲压时废品率会很高；如果落在成形极限曲线 以下，则说明是安全的． 在成形极限图的左侧，为拉压变形区：ϕ1 > 0，ϕ2 < 0；成形极限曲线的高低主要表征板材的
第9期 刘华强等：热轧AZ31镁合金薄板的室温成形性 1185· 拉深（压延）成形能力，在成形极限图的右侧，为双 备良好的拉深和胀形综合性能.TB试样和TC试 拉变形区：p1>0,p2>0:成形极限曲线的高低主 样相比，在拉压变形区，TB试样成形极限曲线位 要反映板材的胀形能力.图8为TB、TC和TD试 置较高，拉深性能更好：而在双拉变形区，TC试样 样的成形极限曲线， 的胀形性能较好 (a) 一TB 22 一TD 1 -10L 1 -40 -30 -20 -100 10 2030 40 2/% (b) 14 20 12 -12 一4 12 10E 9/% 图9不同轧制温度下制备的镁合金板材的成形极限曲线 Fig.9 Forming limit curves of the magnesium alloy sheets rolled at different temperatures -10 40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 2/% 具有织构的AZ31镁合金板材，其成形性能 (c) 受晶粒尺寸与晶粒取向分布的双重影响.图10为 40 TB、TC和TD板材轧制退火后显微组织，平均晶 30 粒尺寸分别为12、14和18m.图11为TB、TC 20 和TD板材(O002)极图，其基面织构强度分别为 9.8、9.3和3.7.相比于试样TB和TC,试样TD的 基面织构明显减弱，基面织构的减弱使板材塑性得 -1 60-50-40-30-20-100102030405060 到较大提升，表现出良好的压延及胀形性能17-19. /% 镁合金板材进行轧制变形时，基面滑移由于其 图8试样的成形极限图.(a)TB:(b)TC:(c)TD 临界剪切应力低而在塑性变形过程中处于主导地 Fig.8 Forming limit diagrams of the specimens:(a)TB:(b) 位.基面滑移的结果使晶粒发生旋转，以基面平行 TC;(c)TD 与轧面的择优方式存在，即基面织构.锥面李晶作 2.3轧制温度对AZ31镁合金板材成形极限的影 为一种重要的塑性变形模式，在低温变形中发挥重 响 要作用.孪晶切边量很小，对塑性变形贡献很小， 图9为三种不同轧制温度下制备的镁合金板材 但可以作为一种补充机制，调整品粒取向，激发进 的成形极限曲线.可以看出，TD试样的成形极限 一步滑移.锥面孪晶的结果同样使晶粒的基面平行 曲线在整个成形极限图位置最高，说明TD试样具 与轧面，增强基面织构.随着轧制温度的升高，基面 (a) (b) 图10不同试样板材的微观组织.(a)TB:(b)TC:(c)TD Fig.10 Microstructures of different specimens:(a)TB;(b)TC;(c)TD
第 9 期 刘华强等：热轧 AZ31 镁合金薄板的室温成形性 1185 ·· 拉深 (压延) 成形能力．在成形极限图的右侧，为双 拉变形区：ϕ1 > 0，ϕ2 > 0；成形极限曲线的高低主 要反映板材的胀形能力．图 8 为 TB、TC 和 TD 试 样的成形极限曲线． 图 8 试样的成形极限图．(a) TB; (b) TC; (c) TD Fig.8 Forming limit diagrams of the specimens: (a) TB; (b) TC; (c) TD 2.3 轧制温度对 AZ31 镁合金板材成形极限的影 响 图 9 为三种不同轧制温度下制备的镁合金板材 的成形极限曲线．可以看出，TD 试样的成形极限 曲线在整个成形极限图位置最高，说明 TD 试样具 备良好的拉深和胀形综合性能．TB 试样和 TC 试 样相比，在拉压变形区，TB 试样成形极限曲线位 置较高，拉深性能更好；而在双拉变形区，TC 试样 的胀形性能较好． 图 9 不同轧制温度下制备的镁合金板材的成形极限曲线 Fig.9 Forming limit curves of the magnesium alloy sheets rolled at different temperatures 具有织构的 AZ31 镁合金板材，其成形性能 受晶粒尺寸与晶粒取向分布的双重影响．图 10 为 TB、TC 和 TD 板材轧制退火后显微组织，平均晶 粒尺寸分别为 12、14 和 18 µm．图 11 为 TB、TC 和 TD 板材 (0002) 极图，其基面织构强度分别为 9.8、9.3 和 3.7．相比于试样 TB 和 TC，试样 TD 的 基面织构明显减弱，基面织构的减弱使板材塑性得 到较大提升，表现出良好的压延及胀形性能[17−19]． 镁合金板材进行轧制变形时，基面滑移由于其 临界剪切应力低而在塑性变形过程中处于主导地 位．基面滑移的结果使晶粒发生旋转，以基面平行 与轧面的择优方式存在，即基面织构．锥面孪晶作 为一种重要的塑性变形模式，在低温变形中发挥重 要作用．孪晶切边量很小，对塑性变形贡献很小， 但可以作为一种补充机制，调整晶粒取向，激发进 一步滑移．锥面孪晶的结果同样使晶粒的基面平行 与轧面，增强基面织构．随着轧制温度的升高，基面 图 10 不同试样板材的微观组织．(a) TB; (b) TC; (c) TD Fig.10 Microstructures of different specimens: (a) TB; (b) TC; (c) TD
·1186· 北京科技大学学报 第35卷 (a) (b) (c) 轧向 轧向 轧向 @ Max:9.8 Max:9.3 Max:3.7 图11不同轧制温度下板材的(0002)极图.(a)TB:(b)TC:(c)TD Fig.11 (0002)pole figure of the magnesium alloy sheets rolled at different temperatures:(a)TB:(b)TC:(c)TD 滑移和非基面滑移临界剪切应力之间的差值减小， (2)对比250和350℃轧制的板材，250℃下 非基面滑移（包括柱面滑移和锥面滑移）的活性增 轧制的薄板拉深性能较好，350℃下轧制的薄板胀 强，提高了变形过程的均匀性，弱化了轧制过程中 形性能较好，这是因为在基面织构强度相似的情况 基面滑移的影响，进而减弱板材的基面织构强度， 下，镁合金薄板的成形性能取决于晶粒大小，较低 同时，TB、TC和TD三种板材(O002)极图等 温度下轧制的板材晶粒较为细小.粗晶板材有助于 高线形态也各异.试样TB和TC极图等高线形态 获得更好的胀形性能，而细晶板材有利于获得优良 相似，都是沿轧向被拉长.试样TD的等高线形态 的拉深性能， 较为圆整.等高线形态的不规则，表明板材平面不 同方向晶粒取向分布的差异，也直接导致板材平面 参考文献 力学性能的各向异性. 试样TB和TC基面织构强度相似，但试样 [1]Chen Z H.Wrought Magnesium Alloy.Beijing:Chemical TB的平均晶粒尺寸更为细小，在晶粒取向差异不 Industry Press,2005 大时，晶粒尺寸对镁合金板材成形性能有决定性影 (陈振华.变形镁合金.北京：化学工业出版社，2005) 响.晶粒较粗大的TC镁合金板材具有更好的胀形 [2]ASM International.Magnesium and Magnesium Alloys. 性能，这是因为较粗大的晶粒内更容易发生孪生， Ohio:Metal Park,1999 其中最重要的是生成{1011}压缩孪晶，李晶基面向 [3]Dreyer C E,Chiu W V,Wagoner R H,et al.Formability 基体晶粒基面倾斜56.2°，这种取向有利于孪晶区 of a more randomly textured magnesium alloy sheet:ap- 域的品粒启动基面滑移，从而使材料的塑性变形得 plication of an improved warm sheet formability test.J Mater Process Technol,2010,210(1):37 以继续，滑移和孪生交互进行，塑性得到提高，从 而表现出更好的胀形性能20.在拉压变形区，应变 [4 Li C F.The Study on Formability of AZ31 Magnesium Alloy Sheets Dissertation.Beijing:University of Science 状态与单向拉伸相似，晶粒越细小，板材强度越高， and Technology Beijing,2009 在剧烈变形中越不容易被拉裂，因此试样TB的拉 (李春锋.AZ31镁合金板材成形性能研究学位论文].北 深压延性能更好， 京：北京科技大学，2009) 可见当提高轧制温度到450℃时，TD试样镁 [5]Zhang K F,Yin D L,Wu D Z,et al.Deep drawability 合金薄板的基面织构显著弱化，薄板的胀形性能及 of AZ31 magnesium alloy sheets at elevated temperatures 压延成形性能都可以大幅提高.在较低的温度下轧 Chin J Nonferrous Met,2003,13(6):1505 制，基面织构强度较高，晶粒尺寸对镁合金板材的 (张凯锋，尹德良，吴德忠，等.AZ31镁合金板的拉深性能 成形性能影响较大，TC较粗大晶镁合金板材有助 中国有色金属学报，2003,13(6)：1505) 于获得更好的胀形性能，而TB细晶板材有利于获 [6]Yin DL,Zhang K F,Wu DZ.Nonisothermal deep drawa- bility of AZ31 magnesium alloy.Mater Sci Technol,2004, 得优良的拉深（压延）性能. 12(1):87 3结论 (尹德良，张凯锋，吴德忠.AZ31镁合金非等温拉深性能的 研究.材料科学与工艺，2004,12(1)：87) (1)对比250、350和450℃三种温度下轧制镁 [7]Chang Q F,Li D Y,Peng Y H,et al.Numerical simu- 合金薄板的成形极限图，450℃下轧制的薄板具备 lation and experimental study of warm deep drawing of 良好的胀形和拉深综合性能，这与高温下轧制镁合 AZ31 magnesium alloy sheet.Chin J Nonferrous Met, 金板材基面织构的大幅减弱有关. 2006.16(4):581
· 1186 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 11 不同轧制温度下板材的 (0002) 极图．(a) TB; (b) TC; (c) TD Fig.11 (0002) pole figure of the magnesium alloy sheets rolled at different temperatures: (a) TB; (b) TC; (c) TD 滑移和非基面滑移临界剪切应力之间的差值减小， 非基面滑移 (包括柱面滑移和锥面滑移) 的活性增 强，提高了变形过程的均匀性，弱化了轧制过程中 基面滑移的影响，进而减弱板材的基面织构强度． 同时，TB、TC 和 TD 三种板材 (0002) 极图等 高线形态也各异．试样 TB 和 TC 极图等高线形态 相似，都是沿轧向被拉长．试样 TD 的等高线形态 较为圆整．等高线形态的不规则，表明板材平面不 同方向晶粒取向分布的差异，也直接导致板材平面 力学性能的各向异性． 试样 TB 和 TC 基面织构强度相似，但试样 TB 的平均晶粒尺寸更为细小．在晶粒取向差异不 大时，晶粒尺寸对镁合金板材成形性能有决定性影 响．晶粒较粗大的 TC 镁合金板材具有更好的胀形 性能．这是因为较粗大的晶粒内更容易发生孪生， 其中最重要的是生成{1011}压缩孪晶，孪晶基面向 基体晶粒基面倾斜 56.2◦，这种取向有利于孪晶区 域的晶粒启动基面滑移，从而使材料的塑性变形得 以继续，滑移和孪生交互进行，塑性得到提高，从 而表现出更好的胀形性能[20]．在拉压变形区，应变 状态与单向拉伸相似，晶粒越细小，板材强度越高， 在剧烈变形中越不容易被拉裂，因此试样 TB 的拉 深压延性能更好． 可见当提高轧制温度到 450 ℃时，TD 试样镁 合金薄板的基面织构显著弱化，薄板的胀形性能及 压延成形性能都可以大幅提高．在较低的温度下轧 制，基面织构强度较高，晶粒尺寸对镁合金板材的 成形性能影响较大，TC 较粗大晶镁合金板材有助 于获得更好的胀形性能，而 TB 细晶板材有利于获 得优良的拉深 (压延) 性能． 3 结论 (1) 对比 250、350 和 450 ℃三种温度下轧制镁 合金薄板的成形极限图，450 ℃下轧制的薄板具备 良好的胀形和拉深综合性能，这与高温下轧制镁合 金板材基面织构的大幅减弱有关． (2) 对比 250 和 350 ℃轧制的板材，250 ℃下 轧制的薄板拉深性能较好，350 ℃下轧制的薄板胀 形性能较好．这是因为在基面织构强度相似的情况 下，镁合金薄板的成形性能取决于晶粒大小，较低 温度下轧制的板材晶粒较为细小．粗晶板材有助于 获得更好的胀形性能，而细晶板材有利于获得优良 的拉深性能． 参 考 文 献 [1] Chen Z H. Wrought Magnesium Alloy. Beijing: Chemical Industry Press, 2005 (陈振华. 变形镁合金. 北京: 化学工业出版社，2005) [2] ASM International. Magnesium and Magnesium Alloys. Ohio: Metal Park, 1999 [3] Dreyer C E, Chiu W V, Wagoner R H, et al. Formability of a more randomly textured magnesium alloy sheet: application of an improved warm sheet formability test. J Mater Process Technol, 2010, 210(1): 37 [4] Li C F. The Study on Formability of AZ31 Magnesium Alloy Sheets [Dissertation]. Beijing: University of Science and Technology Beijing, 2009 (李春锋. AZ31 镁合金板材成形性能研究 [学位论文]．北 京：北京科技大学, 2009) [5] Zhang K F, Yin D L, Wu D Z, et al. Deep drawability of AZ31 magnesium alloy sheets at elevated temperatures. Chin J Nonferrous Met, 2003, 13(6): 1505 (张凯锋, 尹德良, 吴德忠, 等. AZ31 镁合金板的拉深性能. 中国有色金属学报, 2003, 13(6): 1505) [6] Yin D L, Zhang K F, Wu D Z. Nonisothermal deep drawability of AZ31 magnesium alloy. Mater Sci Technol, 2004, 12(1): 87 (尹德良, 张凯锋, 吴德忠. AZ31 镁合金非等温拉深性能的 研究. 材料科学与工艺, 2004, 12(1): 87) [7] Chang Q F, Li D Y, Peng Y H, et al. Numerical simulation and experimental study of warm deep drawing of AZ31 magnesium alloy sheet. Chin J Nonferrous Met, 2006, 16(4): 581
第9期 刘华强等：热轧AZ31镁合金薄板的室温成形性 ·1187· (苌群峰，李大永，彭颖红，等.AZ31镁合金板材温热冲[15)LiCX,YuYD.The numerical simulation of magnesium 压数值模拟与实验研究.中国有色金属学报，2006,16(4)： alloy AZ31B sheets with thermal deep-drawing process.J 581) Harbin Univ Sci Technol,2006,11(1):47 [8]Lapovok R Y,Barnett M R,Davies C H J.Construction (李彩霞，于彦东.镁合金AZ31B板材热拉深成形数值模 of extrusion limit diagram for AZ31 magnesium alloy by 拟.哈尔滨理工大学学报，2006,11(1)：47) FE simulation.J Mater Process Technol,2004,146(3): [16]Hou B,Yu Z Q,Li S H,et al.Prediction of forming 408 limit diagram of aluminum sheet at elevated temperatures 9 Yu K,Li W X,Wang R C.Research,development and Mater Sci Technol,2009,17(5):616 application of wrought magnesium alloys.ChinJ Nonfer- (侯波，于忠奇，李淑慧，等.温成形中铝合金板成形极限图 rous Met,.2003,13(2):277 的预测研究.材料科学与工艺，2009,17(5)：616) (余琨.黎文献，王日初.变形镁合金的研究开发及应用.中[17 Zhu S Q,Yan H G,Xia WJ,etal.Study on the mi- 国有色金属学报，2003.13(2)：277) crostructures and mechanical properties of A231 magne- [10 Ohtoshi K,Nagayama T,Katsuta M.Changes in forma- sium alloy sheets processed by asymmetrical rolling.J bility at room temperature with rolling conditions of A231 Hunan Univ Nat Sci,2008,35(8):51 magnesium alloy sheets.J Jpn Inst Light Met,2003, (朱素琴，严红革，夏伟军，等.异步轧制AZ31镁合金板材 53(6):239 的组织性能研究.湖南大学学报：自然科学版，2008,35(8)： [11]Song M J,Wang L Y,Liu R C,et al.Research on super- 51) plastic forming limit of magnesium alloy sheet.J Mater [18]Li Z.Cai Q W,Jiang H T,et al.Effects of differential Eng,2007(7):29 speed ratio on the microstructure and texture of AZ31 (宋美娟，汪凌云，刘饶川，等。镁合金板材超塑性成形极限 magnesium alloy sheets processed by differential speed 的实验研究.材料工程，2007(7)：29) rolling.J Univ Sci Technol Beijing,2010,32(8):1017 [12]Lu G Q,Qiu X G,Luo Z Y,et al.Analysis on mea- (李振，蔡庆伍，江海涛，等.异速比对异步轧制AZ31镁 surement,application and reliability of FLD.Iron Steel 合金板材组织和织构的影响.北京科技大学学报，2010， Vanadium Titanium,2002,23(3):59 32(8):1017) (卢国清，邱晓刚，骆中云，等.成形极限图的测试、应用和 [19]Lee J B,Konno T J,Jeong H G.Grain refinement and 可信度分析.钢铁钒钛，2002,23(3)：59) texture evolution in AZ31 Mg alloys sheet processed by [13]Zhang S H,Zhang K,Xu Y C,et al.Deep-drawing of differential speed rolling.Mater Sci Eng B,2009,161(1- magnesium alloy sheets at warm temperatures.J Mater 3):166 Process Technol,2007,185(1-3):147 [20 Chino Y,Kimura K,Mabuchi M.Deformation character- [14]Agnew S R,Senn J W,Horton J A.Mg sheet metal form- istics at room temperature under biaxial tensile stress in ing:lessons learned from deep drawing Li and Y solid- textured AZ31 Mg alloy sheets.Acta Mater,2009,57(5): solution alloys.JOM,2006,58(5):62 1476
第 9 期 刘华强等：热轧 AZ31 镁合金薄板的室温成形性 1187 ·· (苌群峰, 李大永, 彭颖红, 等. AZ31 镁合金板材温热冲 压数值模拟与实验研究. 中国有色金属学报, 2006, 16(4): 581) [8] Lapovok R Y, Barnett M R, Davies C H J. Construction of extrusion limit diagram for AZ31 magnesium alloy by FE simulation. J Mater Process Technol, 2004, 146(3): 408 [9] Yu K, Li W X, Wang R C. Research, development and application of wrought magnesium alloys. Chin J Nonferrous Met, 2003, 13(2): 277 (余琨, 黎文献, 王日初. 变形镁合金的研究开发及应用. 中 国有色金属学报, 2003, 13(2): 277) [10] Ohtoshi K, Nagayama T, Katsuta M. Changes in formability at room temperature with rolling conditions of AZ31 magnesium alloy sheets. J Jpn Inst Light Met, 2003, 53(6): 239 [11] Song M J, Wang L Y, Liu R C, et al. Research on superplastic forming limit of magnesium alloy sheet. J Mater Eng, 2007(7): 29 (宋美娟, 汪凌云, 刘饶川, 等. 镁合金板材超塑性成形极限 的实验研究. 材料工程，2007(7): 29) [12] Lu G Q, Qiu X G, Luo Z Y, et al. Analysis on measurement, application and reliability of FLD. Iron Steel Vanadium Titanium, 2002, 23(3): 59 (卢国清, 邱晓刚, 骆中云, 等. 成形极限图的测试、应用和 可信度分析. 钢铁钒钛, 2002, 23(3): 59) [13] Zhang S H, Zhang K, Xu Y C, et al. Deep-drawing of magnesium alloy sheets at warm temperatures. J Mater Process Technol, 2007, 185(1-3): 147 [14] Agnew S R, Senn J W, Horton J A. Mg sheet metal forming: lessons learned from deep drawing Li and Y solidsolution alloys. JOM, 2006, 58(5): 62 [15] Li C X, Yu Y D. The numerical simulation of magnesium alloy AZ31B sheets with thermal deep-drawing process. J Harbin Univ Sci Technol, 2006, 11(1): 47 (李彩霞, 于彦东. 镁合金 AZ31B 板材热拉深成形数值模 拟. 哈尔滨理工大学学报, 2006, 11(1): 47) [16] Hou B, Yu Z Q, Li S H, et al. Prediction of forming limit diagram of aluminum sheet at elevated temperatures. Mater Sci Technol, 2009, 17(5): 616 (侯波, 于忠奇, 李淑慧, 等. 温成形中铝合金板成形极限图 的预测研究. 材料科学与工艺, 2009, 17(5): 616) [17] Zhu S Q, Yan H G, Xia W J, et al. Study on the microstructures and mechanical properties of AZ31 magnesium alloy sheets processed by asymmetrical rolling. J Hunan Univ Nat Sci, 2008, 35(8): 51 (朱素琴, 严红革, 夏伟军, 等. 异步轧制 AZ31 镁合金板材 的组织性能研究. 湖南大学学报: 自然科学版, 2008, 35(8): 51) [18] Li Z, Cai Q W, Jiang H T, et al. Effects of differential speed ratio on the microstructure and texture of AZ31 magnesium alloy sheets processed by differential speed rolling. J Univ Sci Technol Beijing, 2010, 32(8): 1017 (李振, 蔡庆伍, 江海涛, 等. 异速比对异步轧制 AZ31 镁 合金板材组织和织构的影响. 北京科技大学学报, 2010, 32(8): 1017) [19] Lee J B, Konno T J, Jeong H G. Grain refinement and texture evolution in AZ31 Mg alloys sheet processed by differential speed rolling. Mater Sci Eng B, 2009, 161(1- 3): 166 [20] Chino Y, Kimura K, Mabuchi M. Deformation characteristics at room temperature under biaxial tensile stress in textured AZ31 Mg alloy sheets. Acta Mater, 2009, 57(5): 1476