AZ31镁合金轧制弱基面织构板材热变形行为研究.pdf
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1、文章编号:16 7 3-319 3(2 0 2 3)0 5-0 57 5-0 8JOURNAL OF NORTHUNIVERSITY OF CHINA(NATURAL SCIENCE EDITION)(Sum No.211)(总第2 11期)2023No.5Vol.44中北大学学报(自然科学版)2023年第44卷第5期AZ31镁合金轧制弱基面织构板材热变形行为研究李少琪,王强,杨勇彪(中北大学材料科学与工程学院,山西太原0 30 0 51)摘要:本文采用AZ31镁合金轧制弱织构板材进行热拉伸行为研究。使用Gleeble-3500型热模拟试验机,在变形温度为30 0 42 0、应变速率为0.0
2、0 1s-11.0 s-1的条件下,进行高温拉伸试验,研究了变形参数对真实应力-应变曲线和样品微观组织的影响。同时,利用Arrhenius本构模型建立了本构方程,并依据试验结果绘制了热加工图。结果表明:合金的峰值应力和对应应变值随着温度的升高和应变速率的降低而不断减小。随着温度的升高,动态再结晶晶粒的体积分数明显减小,合金平均晶粒尺寸变大。当应变速率为0.1s-1,同时在低温(30 0,340)时,合金发生完全动态再结晶,晶粒细小且分布均匀。另外,镁合金轧制弱织构板材的激活能Q为17 0.98 kJ/mol,且最佳热变形区域为变形温度30 0 350 及应变速率0.01 s-10.1 s-1关
3、键词:AZ31镁合金;热拉伸;应力-应变;本构方程;热加工图中图分类号:TG331文献标识码:Adoi:10.3969/j.issn.1673-3193.2023.05.014Hot Deformation Behavior of AZ31 Magnesium Alloy Sheet withWeakbasal Texture During RollingLI Shaoqi,WANG Qiang,YANG Yongbiao(School of Materials Science and Engineering,North University of China,Taiyuan 030051,C
4、hina)Abstract:The hot tensile behavior of AZ31 magnesium alloy sheet with weak basal texture was studied.High temperature tensile tests were carried out on a Gleeble-3500 thermal simulator at deformation tem-peratures from 300 C t o 42 0 a n d s t r a i n r a t e s f r o m 0.0 0 1 s-1 t o 1.0 s-1.T
5、h e e f f e c t s o f d e f o r ma t i o nparameters on the true stress-strain curves and microstructure of the samples were studied.Then theconstitutive equation was established by Arrhenius constitutive model,and the hot processing map wasestablished according to the experimental results.The resul
6、ts show that the peak stress and the straincorresponding to the peak stress of the alloy decrease with the increasing temperature and decreasing ofstrain rate.With the increase of temperature,the volume fraction of dynamic recrystallized small grainsdecreases obviously,while the average grain size o
7、f the alloy shows the opposite trend.When the strainrate is 0.1 s-,the alloy undergoes complete dynamic recrystallization at low temperatures(300 C,340 C),and the grains are refined and evenly distributed.In addition,the activation energy Q of mag-nesium alloy sheet with weak basal texture during ro
8、lling is 170.98 kJ/mol,and the optimized hot de-formation area is in the temperature from 300 t o 350 C,a n d s t r a i n r a t e f r o m 0.0 1 s-1 t o 0.1 s-1.Key words:AZ31 magnesium aalloy;hot stretch;stress-strain;constitutiveequation;hotprocessing map镁合金作为2 1世纪的绿色工程材料1,由于其低密度和高比强度,在航空航天和汽车领域被广泛
9、应用 2-4。镁合金板材经过不同的变形工艺后所形成的织构强度是不同的,一般较容易形成强收稿日期:2 0 2 2-12-2 0作者简介:李少琪(1998 一),男,硕士生,主要从事轻合金精密塑性成形的研究。通信作者:王强(197 3一),男,教授,博士,主要从事轻合金精密塑性成形的研究。中北大学学报(自然科学版)2023年第5期576基面织构 5-7,会对镁合金板材塑性以及二次成形性能造成不利的影响 5.8 很多文献针对AZ31镁合金热变形进行了研究。周洁等 9采用铸态和变形态的AZ31B镁合金通过热压缩研究了其热变形行为,提出当应变速率大于0.1s-1时,变形态镁合金在低温下易发生45剪切断裂
10、。刘莜等 10 1采用挤压态AZ31镁合金进行热压缩,在温度为30 0、应变速率为0.3s-1和不同应变量条件下,分析其热变形过程中的李生和织构演变。庞志宁等 11采用铸态AZ31镁合金进行热压缩实验,研究了其在不同温度和不同应变速率下的动态再结晶行为,指出在较高温度或较低应变速率下得到的是较为细小的晶粒。丁晓峰等 12 采用挤压态AZ31镁合金通过单轴压缩实验研究其热变形行为,建立热加工图,并根据显微组织分析,确定了热加工的最佳工艺参数范围为30 0 40 0 和0.0 0 5s-10.05s-1。K a mi n e n i 等 13 采用铸态AZ31镁合金通过拉伸和压缩研究高温变形行为,
11、以应变速率为0.1s-1建立了热加工图,发现在压缩和拉伸时的加工图是相似的。目前,对AZ31镁合金的研究主要集中在铸态或挤压态的AZ31镁合金试样在热压缩变形时微观组织的变化和织构演变,而对AZ31轧制镁合金的高温拉伸变形行为研究较少。本文通过在变形温度30 0 42 0 和应变速率0.0 0 1s-11.0s-1的条件下拉伸,研究了轧制板材AZ31镁合金的热变形行为。通过热拉伸行为,分析了不同变形条件下AZ31镁合金的真应力应变曲线和显微组织,利用Arrhenius本构模型建立了本构方程,并依据试验结果绘制热加工图。最后,结合热加工图和显微组织,确定AZ31镁合金轧制板材的最佳热变形区域。一
12、试验材料和方法本文使用银光镁业公司的AZ31镁合金轧制板材作为研究材料,其化学成分如表1所示。利用线切割方式切取与轧板轧制方向平行的试样,试样厚度为6 mm,试样其余尺寸如图1所示。在不同的温度(30 0,340,38 0 和42 0)和应变速率(0.0 0 1s-,0.0 1s-1,0.1s-1和1.0s-1)下,对拉伸试样进行拉伸,以分析轧制AZ31镁合金的高温热拉伸行为。热拉伸试验在Gleeble-3500热模拟试验机上进行,以5/s的升温速率加热到预设温度后保温5min,以消除试样的热梯度使得试样受热均匀。拉伸完毕后迅速取出试样进行水冷,以保持热拉伸状态下的微观组织。采用机械抛光十腐蚀
13、制备观察样品,金相腐蚀剂为混合了苦味酸(1g)、乙酸(5mL)、蒸馏水(5mL)和酒精(2 0 mL)的溶液。利用ZEISS金相光学显微镜观察试样的微观组织,并利用线截距法测量试样的平均晶粒尺寸。使用电子背散射衍射(Electron Back-Scattered Diffraction,EBSD)技术对轧制AZ31镁合金的微观晶粒取向和微观织构进行了分析。对于EBSD试验的样品,首先需进行机械抛光,然后在10%HCIO十90%C,HOH的溶液中电解抛光8 0 s,其电解电压为15V。实验完成后使用OIM7.2软件对EBSD数据进行分析。最后,采用X射线衍射(X-rayDif-fractomet
14、er,X R D)对试样进行物相分析。表1AZ31镁合金轧制板材的化学成分Tab.1Chemical composition of rolled AZ31 magnesiumalloy plate元素20/%元素/%A12.95Ni0.005Zn1.0Si0.400Ca0.050Mg95.59Fe0.0054mm60 mm37mm16 mm160 mm图1高温拉伸试样的几何尺寸及形状Fig.1 Geometric size and shape of high temperaturetensile specimen2试验结果及讨论2.1初始显微组织和织构图2 为轧制板材AZ31镁合金的初始微观组
15、织和极图。如图2(a)所示,轧制变形的AZ31镁合金中含有变形产生的动态再结晶晶粒与未参与变形的原始晶粒,整体呈现出大晶粒被小晶粒包围的双峰组织。图2(b)为合金的IPF图,经统计发现:细小的再结晶晶粒平均晶粒尺寸为5.6 m,整体平均晶粒尺寸为18.2 m。图2(c)展示了轧制板材AZ31镁合金的织构图,从中可以发现(0001)基面平行于轧板平面,再结晶晶粒取向分布随机,基面织构强度(多晶体的晶粒取向分布呈现一定的规则性)较弱。577AZ31镁合制弱基面织构板材热变形行行为研究(李少琪等)(总第2 11期)20um100um(a)金相组织(b)微观组织RDRDRDCDCDCD3.9793.0
16、182.2901.7371.3181.0000.759000110101012Max:5.244Max:3.409Max:2.372(c)极图(RD:轧制方向;TD:横向)图2原始轧制AZ31镁合金板材显微组织和极图Fig.2Microstructure and pole diagrams of raw rolled AZ31magnesium alloy sheet2.2真应力-应变曲线分析图3为轧制态AZ31镁合金在不同变形条件下的真应力-应变曲线。从图3可看出,在不同变形条件下,真应力-应变曲线具有相似的变化趋势,可以将曲线大致分为3个阶段:硬化阶段、硬化-软化转变阶段和软化阶段,具有一
17、定的对称性,而强的基面织构会导致严重的拉伸不对称性 14。第1阶段由于加工硬化的作用,合金的应力随着应变的增加呈现线性增加的方式;第2 阶段由于动态恢复或动态再结晶作为软化机制的发生,使得流动应力缓慢增加,并随着应变的增加逐渐达到峰值;第3阶段软化作用大于硬化作用,导致流动应力逐渐减小 15-16 ,这时主要发生动态再结晶 17-1从图3也可以看到,变形参数对峰值应力有较大的影响,峰值应力随着温度的提高或应变速率的降低在不断的减小。同时,在相同温度下,应变达到峰值应力的对应值,且随着应变速率的降低而不断的缩小,如图4所示。8060701s-1501s-1600.1 s-1400.150400.
18、01s-1300.01s-130200.001 s-10.001 s-120101000.10.20.30.40.500.10.20.30.40.5应变应变(a)300(b)340504035401s115-30300.1s250.1 s-10.01 s-1200.01 s-120150.001 s-10.001s-11010500.10.20.30.40.500.10.20.30.40.5应变:应变(c)380(d)420图3轧制态AZ31镁合金在不同变形条件下的真应力-应变曲线Fig.3True stress-strain curves of rolled AZ31 magnesium a
19、lloy at different deformation conditions图5为热轧制板材AZ31镁合金在不同应变速率和不同变形温度下变形后的金相组织。在相同的变形应变速率下(0.0 0 1s-1,如图5(a)图5(d)所示),温度对合金金相组织的影响较为明显。随着变形温度的提高,动态再结晶的小晶粒所占的体积分数逐渐减小。同时,随着变形温度的提升,合金的平均晶粒尺寸也发生了明显的变化,温度为42 0 时,再结晶晶粒明显长大,平均晶粒尺寸由30 0/0.0 0 1s-1的8.5m增加到42 0/0.0 0 1s-1的17.6 m,如图5(d)所示。在相同的变形温度条件下,变形速率对合金的金
20、相组织也有明显的影响。在30 0,340,380的变形条件下,随着应变速率的增加,动态再结晶的小晶粒所占的体积分数呈先增加后减小的趋势,平均晶粒尺寸呈现相反的变化趋势。在应变速率为0.0 0 1s-1和0.0 1s-1时,含有一部T1g.4reaksuressana corresponaing surain aisiripuuon中北大学学学报(自然科学版)5782023年第5期分动态再结晶晶粒,且晶粒分布不均匀;在应变速率为0.1s-1时,发生完全动态再结晶,晶粒细小且分布均匀;在应变速率为1s-1时,再结晶晶粒在晶界交汇处形核,如图5(m)和5(n)所示。80300706034050380
21、40.420302010-8-6-4-202ln/s-1(a)峰值应力。-Ine0.203000.16?3403800.124200.080.04-8-6-4-202In/s-1(b)峰值应变e-In图4峰值应力和相应的应变分布20Jum20(a)300/0.0 0 1 s-1(b)340/0.0 0 1 s-1(c)380/0.0 0 1 s-l(d)420/0.0 0 1 s-1H(e)300/0.0 1 s-1()340/0.0 1 s-t(g)380/0.0 1 s-1(h)420/0.0 1 s-1I20(i)300/0.1 s-1()340/0.1s-1(k)380/0.1 s-1
22、()420/0.1 s-1(m)300/l s-1(n)340/1 s-1(0)380/1 s-I(p)420/1 s-I图5热轧制AZ31镁合金在不同应变速率和不同温度下变形后的样品金相组织Fig.5Metallographic structures of hot rolled AZ31 magnesiumalloy samplesdeformed at different strarates andtemperatures当变形温度达到42 0 时,动态再结晶晶粒的体积分数与其他温度产生了不一样的变化。随着应变速率的增加,动态再结晶晶粒的体积分数逐渐增加,同时再结晶晶粒的尺寸逐渐减小。当应
23、变速率为0.0 0 1s-1时,不存在较为明显的动态再结晶晶粒;当应变速率为0.0 1s-1时,可以观察到一些细小的动态再结晶颗粒,如图5(h)所示。在应变速率为0.1s-1时,动态再结晶晶粒的占比增大;在应变速率为1s-1时,动态再结晶晶粒的占比进一步提高。为了排除析出相对再结晶晶粒的影响,对样品组织在不同条件下分别进行XRD物相分析,如图6 所示。实验数据表明,合金中不存在明显的Mg17Al12的衍射峰,说明第二相对动态再结晶并无产生明显的影响。同时,根据图5中的金相组织发现第二相都比较细小,对再结晶的生成不能产生明显的促进作用。(2000).Mg,Mgi7Ali2300,1 s-1(OO
24、1)(1101).420,1.s-1300,0.0 0 1 s-1400,0.0 0 1 s-15011020304060708020()图6 样品组织XRD分析Fig.6XRDanalysis of sample structure2.3本构方程流变应力、应变速率和变形温度之间的相互关系可以通过本构方程联系起来,Tegart和Sellars19提出了双曲正弦修正的Arrhenius本构模型,即=A(sinho)exp(-Q)/RT),(1)式中:为应变速率,s-;为流变应力,MPa;R为摩尔气体常数,8.314J/(m o lK);n 为应力指数;T为热力学温度,K;Q 为热变形激活能,kJ
25、/mol;A 和为常数,与材料有关。一般认为,当镁合金在热变形时,流变应力。和应变速率之间存在一定关系,如式(2)和式(3)所示。=A10,(2):=A2exp(o),(3)式中:A1、A 2、n 和都是材料常数。式(2)是在高温低速条件下变形;式(3)是在低温高速条件下579(总第2 11期)AZ31镁合金礼制弱基面织构板材热变形行为研究(李少琪等)变形。对式(2)和式(3)分别取对数,简化得到式(4)和式(5),然后根据试验数据绘制ln-lng和ln-的关系曲线,如图7 所示。142038 0 340 30 0 0+n,=9.34-1.n;=9.19-24n,=9.191-S/3-3.n=
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