半连续铸造AZ31B镁合金连续热轧变形行为的数值模拟.pdf

半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金连续热轧变形行为的数值模拟３３半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金连续热轧变形行为的数值模拟—ＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆＭｕｌｔｉｐａｓｓＨｏｔＲｏｌｌｉｎｇＰｒｏｃｅｓｓｏｆＤｉｒｅｃｔ－ｃｈｉｌｌｅｄＡＺ３１ＢＭａｇｎｅｓｉｕｍＡｌｌｏｙ余琨，蔡志勇，王晓艳，史提，黎文献（中南大学材料科学与工程学院，长沙４１００８３）———ＹＵＫｕｎ，ＣＡＩＺｈｉｙｏｎｇ，ＷＡＮＧＸｉａｏｙａｎ，ＳＨＩＴｉ，ＬＩＷｅｎｘｉａｎ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＣｅｎｔｒａｌＳｏｕｔｈＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｃｈａｎｇｓｈａ４１００８３，Ｃｈｉｎａ）摘要：在ＤＥＦＯＲＭ软件平台上采用热／力耦合剐塑性有限元法，结合生产实际的压力加工工艺，对半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金１１个道次的连续热轧变形过程中应力场、应变场与温度场的变化规律进行数值模拟。结果表明：变形过程中ＡＺ３１Ｂ镁合金变形体内的应力、应变和温度沿试样厚度方向分布不均匀。在该合金铸锭表面与轧辊接触的部位具有较高的应力，引起表面的应变增大，而铸锭中心部位的应力相对较小，应变也较小。在连续的每个道次的热轧过程中，轧辊与铸锭刚接触时接触部位的应力最大＇车Ｌ制中期，应力变化不大，轧制后期应力明显减小；第９道次变形后，等效应变沿试样厚度方向分布变得较均匀；随着轧制道次的增加，变形区域内的应力逐渐增大。对比ＡＺ３１Ｂ合金样品多道次热轧行为的实验模拟和数值分析可知，实验结果与数值模拟结果能较好吻合，在较低应变速率（ｏ．０１，０．ｉｓ－１）条件下，合金的塑性变形流变应力随着道次的增加逐渐增大并出现一个稳态阶段；在较高应变速率（５，１０ｓ）条件下，变形的前３道次的加工硬化严重，随后有一个明显的道次间的退火软化阶段。关键词：ＡＺ３１Ｂ镁合金；多道次热轧变形；流变应力；有限元模拟中图分类号：ＴＧ１４６．２文献标识码：Ａ——文章编号：１００１－４３８１（２０１Ｏ）０９００３３０７——Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｂａｓｅｄｏｎｐｒａｃｔｉｃａｌｌｙｐｒｅｓｓｗｏｒｋｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ｔｈｅｅｌｅｖｅｎｐａｓｓｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｆｄｉｒｅｃｔ－ｃｈｉｌｌｅｄＡＺ３１Ｂｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙｗｉｔｈｔｈｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓｏｆｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄ，ｓｔｒａｉｎｆｉｅｌｄａｎｄ—ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄｗａｓｓｉｍｕｌａｔｅｄｕｓｉｎｇｒｉｇｉｄ－ｐｌａｓｔｉｃｔｈｅｒｍａｌｍｅｃｈａｎｉｃｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ）—ｗｉｔｈａＤＥＦＯＲＭＴＭｓｏｆｔｗａｒｅ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｓｔｒｅｓｓ，ｓｔｒａｉｎａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｉｎｈｏｍｏｇｅｎｏｕｓｌｙａｌｏｎｇｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｄｉｒｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｇｏｔｄｕｒｉｎｇｔｈｅｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ．ＧｒｅａｔｓｔｒａｉｎｖａｌｕｅｉｓｏｂｔａｉｎｅｄａｓａｒｅｓｕｌｔｏｆｈｉｇｈｓｔｒｅｓｓａｔｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｗｈｅｒｅｔｈｅＡＺ３１Ｂａｌｌｏｙｉｎｇｏｔｃｏｎｔａｃｔｓｗｉｔｈｔｈｅｍｉｌｌｒｏｌｌｅｒ．Ｂｕｔｔｈｅｓｔｒｅｓｓａｎｄｓｔｒａｉｎａｒｅｒｅｌａｔｉｖｅｌｙｌｏｗａｔｔｈｅｃｅｎｔｒｅｏｆｔｈｅａｌｌｏｙｉｎｇｏｔ．Ｄｕｒｉｎｇａｓｉｎｇｌｅ—ｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇｗｉｔｈｉｎｔｈｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｐｒｏｃｅｓｓ，ｓｔｒｅｓｓｏｂｔａｉｎｓａｍａｘｉｍｕｍｖａｌｕｅｗｈｅｎｔｈｅｉｎｇｏｔｆｉｒｓｔｔｏｕｃｈｅｓｔｈｅｍｉｌｌｒｏｌｌｅｒ．Ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｃｈａｎｇｅｓｓｌｉｇｈｔｌｙｄｕｒｉｎｇｔｈｅｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｂｕｔｗｉｌｌｄｅｃｒｅａｓｅａｔｔｈｅｅｎｄｏｆｒｏｌｌｉｎｇ．Ｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｓｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓｌｙａｆｔｅｒｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇ９ｐａｓｓｅｓ，ａｎｄｉｎｃｒｅａｓｅｓｇｒａｄｕａｌｌｙｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｏｆｐａｓｓ．Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｓｈｏｗｔｈａｔｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａｇｅｔａｇｏｏｄｍａｔｃｈｗｉｔｈ——ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｄｕｒｉｎｇｍｕｌｔｉｐａｓｓｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇｏｆＡＺ３１Ｂａｌｌｏｙ．Ｔｈｅｆｌｏｗｓｔｒｅｓｓｏｆｍｕｌｔｉ—ｐａｓｓｉｎｃｒｅａｓｅｓｇｒａｄｕａｌｌｙａｎｄｒｅａｃｈｅｓａｓｔｅａｄｙｓｔａｔｅｓｕｂｓｅｑｕｅｎｔｌｙａｔｌｏｗｓｔｒａｉｎｒａｔｅｓ（０．０１，０．１ｓ）．—Ｂｕｔｗｏｒｋｈａｒｄｅｎｉｎｇｉｓｏｂｖｉｏｕｓｌｙａｔｔｈｅｆｉｒｓｔｔｈｒｅｅｐａｓｓａｔｈｉｇｈｓｔｒａｉｎｒａｔｅｓ（５，１０ｓ），ａｎｄｔｈｅｎｅｖｉｄｅｎｔｌｙｓｏｆｔｅｎｉｎｇｏｃｃｕｒｓｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｐａｓｓｅｓ．—Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ＡＺ３１Ｂｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙ；ｍｕｌｔｉｐａｓｓｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇ；ｆｌｏｗｓｔｒｅｓｓ；ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ半连续铸造获得ＡＺ３１Ｂ镁合金铸锭进行热轧加工是目前最常采用的一种镁合金板材的热加工方式。经过热轧变形的镁合金板材比一般压铸等其他工艺生产的镁合金板，具有更高的强度、更好的延展性和更多样化的力学性能，可以满足更多结构件的需求卜。但是，由于镁合金的晶体结构属于密排六方结构，造成其压力加工性能差，尤其在板材轧制过程中成品率低，限制了镁合金板材的工业化应用］。目前在镁合金３４材料工程／２０１０年９期板材的生产过程中，由于没有专门针对生产过程的压力加工、塑性变形参数的参考，往往采用简单的经验参数来指导变形加工，不但无法生产出高质量的材料，而且对于难变形的镁合金而言，也很难发挥出材料的塑性变形潜力。尤其是镁合金的热轧变形行为受变形温度、变形程度、应变速率和合金化学成分的影响，同时还是合金内部显微组织演变的综合反映，十分复杂。而借助数值模拟技术，不仅可以对热轧变形行为进行模拟，而且可以预测热变形过程中可能出现的生产和工艺问题［７。本工作针对典型的半连续铸造ＡＺ３１Ｂ变形镁合金，结合中国铝业洛阳铜加工集团有限公司在镁合金板材生产加工过程中的实际压力加工—工艺，采用热／力耦合刚塑性有限元法，在ＤＥＦＯＲＭ软件平台上模拟了该合金的多道次热轧变形行为，重点分析了变形过程中应力场、应变场和温度场的变化规律，并用实际生产的样品进行了实验模拟和验证，为优化热轧生产工艺参数，提高镁合金板材热轧成品率和缩短工艺的设计开发周期，提供理论参考和实验参数。１实验条件与方法１．１实验材料实验采用中国铝业洛阳铜加工集团有限公司提供—的半连续铸造（ＤｉｒｅｃｔＣｈｉｌｌｅｄ，ＤＣ）ＡＺ３１Ｂ镁合金，分析其主要化学成分，结果见表１。热／力耦合模拟变形实验前，铸锭在马弗炉中进行℃４８０＋１６ｈ均匀化退火，然后机加工成尺寸为１６ｍｍ×１５ｒａｍ×１０ｒａｍ的试样。为减少机加工过程形成的表面缺陷对实验样品的影响，试样表面用３金相砂纸磨过。１．２多道次热轧的有限元模拟以ＤＥＦＯＲＭ为软件平台，制定本实验多道次热轧工艺参数，如表２所示，采用热／力耦合刚塑性有限元法，对半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金多道次热轧过程的应力、应变及温度场的变化规律进行数值模拟。１．３多道次热轧的实验模拟在Ｇｌｅｅｂｌｅ一１５００热模拟机上，采用平板高温压缩实验，在多个应变速率下（０．０１，０．１，１，５ｓ）对半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金多道次热轧工艺进行实验模拟。热模拟的变形参数（表２）由计算机自动控制。变℃形前，试样在１８０ｓ内加热到５００并保温３０ｓ，来模拟实际热轧工艺前对铸锭的预热过程。实验过程中，为减少压缩时压头和试样两端面的摩擦，在试样两端涂上含石墨的固体润滑剂（石墨十机油）。表２ＡＺ３１Ｂ镁合金热轧的有限元模拟压下制度Ｔａｂｌｅ２ＲｏｌｌｉｎｇｓｃｈｅｄｕｌｅｏｆＡＺ３１ＢａｌｌｏｙｂａｓｅｄｏｎｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎＴｈｉｅｋｎｅｓｓＴｈｉｃｋｎｅｓｓＰａｓｓ℃Ｔ／ｂｅｆｏｒｅａｆｔｅｒＲｅｄｕｃｔｉｏｎ／Ｓｔｒａｉｎｒ。ｌ１ｉｎｇ／ｍｍｒ。ｌＩｉｎｇ／ｍｍｃｐａｃｉｔｙ／％２有限元模型的建立本实验将问题视为平面应变处理，轧件定义为刚塑性接触体，采用四节点四边形单元进行离散；轧辊在热轧过程中视为刚体，轧辊与轧件接触传热，仅考虑它与轧件间的热传导＿】。为减少计算量，并考虑到模型的对称性，取轧件的１／２作为仿真对象。在工作分析中，结合现场生产情况，轧件是由后端的一个与轧辊具有相同线速度的刚体推动强迫咬人，当轧件与轧辊接触咬入后，释放刚体，由轧辊向轧件施加位移约束和法向力，从而产生切向摩擦力，使轧件进入稳定轧制状态。有限元网格划分见图１。ｙＬ图１模拟计算中的有限元网格Ｆｉｇ．１ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｓｈｅｓｉｎｎｕｍｅｒｉｃａＩｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ９９１４５０７３６１２＂ｎ０ｍ∞们∞∞∞∞∞∞∞∞加５４４４４４４４４３质一¨Ａ一一Ⅸ成＜＝ｌ三学一ｌｕ化叽一的．ｍ∞一金眦一一镁㈣ｍｊ誊Ｂｃ一Ｃ一造．．半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金连续热轧变形行为的数值模拟３５在有限元模型中，设定铸锭厚度１６５ｍｍ，初始温℃度５００，轧制速率２ｍ／ｓ，其他变形参数见表２。轧什材料的力学性能数据采用Ｇｌｅｅｂｌｅ１５００热模拟机模拟接近真实热轧应变速率条件下的半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金压缩曲线的数据］。轧辊的预热温度为℃１００，由于轧件本身塑性变形及轧件与轧辊的接触摩擦会产生变形热，热功转换系数取０．９＿１，其他材料参数见表３。本工作采用更新的Ｌａｇｒａｎｇｅ法研究板材—热轧过程，材料的屈服准则采用ＰｒａｎｄｔｌＲｅｕｓｓ应力应变关系和ＶｏｎＭｉｓｅｓ准则，并采用热／力耦合模拟对应力、应变和温度场分布进行了模拟。表３ＡＺ３１Ｂ镁合金材料参数Ｔａｂｌｅ３ＭａｔｅｒｉａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆＡＺ３１ＢＭｇａｌｌｏｙＭａｔｅｒｉａｌｐａｒａｍｅｔｅｒＶａｌｕｅＤｅｎｓｉｔｙ／（ｇ・ｅｍ一）ＣｏｅｆｆｉｅｉｅｎｔｏｆｆｒｉｃｔｉｏｎＴｈｅｒｍａｌｃｏｎｄｕｃｔｉｖｉｔｙ／（Ｗ・ｍ一・Ｋ一）Ｓｐｅｃｉｆｉｃｈｅａｔ／（Ｊ・Ｌ一・Ｋ一）Ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｈｅａｔｒａｄｉａｔｉｏｎ／（Ｗ・ｍ一）’Ｙｏｕｎｇｓｍｏｄｕｌｕｓ／ＧＰａＥｌｅｃｔｒｉｃｍｏｄｕｌｕｓ／ＧＰａＰｏｉｓｓｏｎｒａｔｉｏ（ｂ）（ｄ）３多道次轧制过程的有限元模型模拟结果３．１轧制模拟过程中等效应变的分布规律由于变形的不均匀性，变形时ＡＺ３１Ｂ镁合金铸锭内的应力、应变沿试样厚度方向的分布不均匀；另一方面，由于热产生和热传输的不均匀，造成变形时的温度沿铸锭厚度方向的分布不均匀。节点位移代表了金属的流变规律。不同道次变形等效应变沿试样厚度方向分布见图２。在第３、第５和第７道次变形后，等效应变沿试样的厚度方向分布很不均匀；到第９道次变形后，等效应变沿试样厚度方向分布变得较均匀。针对单个轧制道次而言，铸锭的两端和中心部位的应变比铸锭表面要小很多。不均匀分布的塑性应变会引起ＡＺ３１Ｂ镁合金板材在热变形过程中形成的动态再结晶晶粒尺寸在轧件厚度方向上的不均匀分布，一般再结晶晶粒首先集中在铸锭近表面，这些晶粒比较细小，有利于塑性变形的继续进行；但是由于应变无法深入到厚铸锭的心部，对板材刚开始轧制的几个道次中ＡＺ３１Ｂ镁合金板材的塑性和强度都带来负面影响。３．２轧制模拟过程中等效应力的分布规律针对不同的轧制道次而言，如第５，７，９道次变形图２不同道次变形后等效应变沿试样厚度方向的分布（ａ）第３道次；（ｂ）第５道次；（ｃ）第７道次；（ｄ）第９道次Ｆｉｇ．２Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒａｉｎｉｎｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｄｉｒｅｃｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐａｓｓｅｓ（ａ）ｔｈｉｒｄｐａｓｓ；（ｂ）ｆｉｆｔｈｐａｓｓ；（ｃ）ｓｅｖｅｎｔｈｐａｓｓ；（ｄ）ｎｉｎｔｈｐａｓｓ鸺０∞０吼４怒伽印卸疗篙篙篙疗４Ｏ７３Ｏ６３９ｌ７，一８４９５０３３４４５５６７ＯＯＯＯＯ０００『ｌ＝【Ｉ＝Ｉｊ【１＝＝ＤＦ，Ｊ２３３３４４５６ＯＯＯ０ＯＯＯＯ０３６材料工程／２０１０年９期时等效应力沿试样厚度方向的分布见图３。结合图２可知，等效应力沿试样厚度方向的分布与等效应变的分布相似，在铸锭表面与轧辊接触的部位具有较高的应力，因此引起表面的应变也较大，而铸锭中心部位的应力相对较小，应变也较小。随着变形道次的逐渐增加，轧件的变形逐渐增加；且由于轧件表面与轧辊发生接触热传导，使表面温度降低，变形抗力也增加，导致轧件表层加工硬化严重。（ｂ）△０．０００口６９．１Ｌ＋ｘ■ｌ＿童■ｌ△ｏ０００：口７０５Ｌ＿．．、（ｃ）△０．０００口７ｌ＿。６９．１４６．０２３００．０００７０．５４７．０２３．５００００７１．Ｏ图３不同道次变形后等效应力沿厚度方向的分布（ａ）第５道次；（ｂ）第７道次；（ｃ）第９道次Ｆｉｇ．３Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｄｉｒｅｃｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐａｓｓｅｓ（ａ）ｆｉｆｔｈｐａｓｓ｝（ｂ）ｓｅｖｅｎｔｈｐａｓｓ；（ｃ）ｎｉｎｔｈｐａｓｓ针对每个道次轧制过程中，等效应力（如第３道次）分布情况见图４。从图４（ａ）可以看出，轧辊与铸锭刚接触时，变形区域很小，接触部位的等效应力很大，沿厚度方向的应力逐渐减小，中心部位的应力非常小；开始轧制时（图４（ｂ）），轧辊与铸锭接触部位的应力相对刚接触时减小，但由于应变硬化，沿厚度方向等效应力有所增大。到轧制的中期（图４（ｃ））＇车Ｌ制过程趋于稳定，等效应力的变化不大，但随着变形的进行，等效应变逐渐增大，达到动态再结晶的临界应变，发生了动态再结晶，因此还进一步导致等效应力略微有所降低。由图４（ｄ）可知，到轧制的最后，由于大部分区域发生了动态再结晶，等效应力全面降低；当轧辊即将脱离铸锭时，只有接触部位的应力较高，但这时的应力已经比刚接触时下降了很多。在变形结束后，ｘ方向轧件角部承受拉应力，它可能促使轧件角部纵向裂纹的扩展。同时，从图４还可以看出，应力梯度方向沿一定的方向变化，且由于Ｘ方向与轧制方向一致，轧件所受应力最大。（ｂ）Ａ０．０００Ｙ口７５．９＿ｆ—◆ｘ△Ｏ．０００＇，口６７ｉ誓△０．０００ｌ８３口６６．４ｒｔＬ－．ｘ△０．０００Ｙ口４７９ｔ—■Ｌ－Ｘ１．９６０．０００图４第３道次变形过程等效应力沿试样厚度方向的分布（ａ）轧辊与铸锭刚接触；（ｂ）轧制刚开始；（ｃ）轧制中期；（ｄ）轧制将结束Ｆｉｇ．４Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｄｉｒｅｃｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｔｈｉｒｄｐａｓｓ（ａ）ｃｏｎｔａｃｔｉｎｇｏｆｒｏｌｌｅｒａｎｄｉｎｇｏｔ；（ｂ）ｓｔａｒｔｉｎｇｏｆｒｏｌｌｉｎｇ￣（ｃ）ｍｉｄｄｌｅｏｆｒｏｌｌｉｎｇ；（ｄ）ａｔｔｈｅｅｎｄｏｆｒｏｌｌｉｎｇ３．３轧制模拟过程中温度场的分布规律在金属的塑性变形过程中，大量的机械功经由变形和轧辊、轧件界面的摩擦力转化为热，从而造成轧件温度场的变化。第３，５，７和第９道次变形后变形区内温度的变化见图５（取１／４作分析），由于轧件表面与外界环境存在一定的热交换且与轧辊接触存在热传递，这导致轧件表面温度降低。在变形过程中，变形温度除镁合金本身在热轧前的加热温度外，６３Ｏ５Ｏ５４３●９卯■●器＿避鼹。一黪■瓣嚣０譬——■＿簟露一ｌｌ幽一孵一簟麟半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金连续热轧变形行为的数值模拟３７变形时由于轧辊与试样接触表面的摩擦生热和变形热也会影响到变形温度的变化，由于变形热来不及完全散发，镁合金变形区内温度高于铸锭表面温度。随着轧制过程的推进（道次增加），镁合金板材散热加剧，造成板材温度降低，并且板材的角部温度显著（ｄ）下降，这就造成了在镁合金轧件角部缺陷的扩张（轧制开裂）。同时，由于轧件边部与轧辊接触使热量流失，板材表层温度低于板材中心温度，这对镁合金板材轧制成较薄尺寸时不利，会更容易造成温度的下降而影响变形过程的延续。Ｂ＝４１０Ｃ－－４１８Ｄ＝４２７Ｅ＝４３６／＇＝４４５（３－－４５４Ｈ－－４６３＝４７２．／＇－－４８０Ｂ＝３９７－－４０５Ｄ＝４ｌ３Ｅ：４２Ｉ’＝４２８Ｇ＝４３６／／－４４４１＝４５２Ｊ＝４６０Ｂ＝３８１Ｃ＝３８８Ｄ＝３９５Ｅ＝４０３Ｆ－－４ｌ０Ｇ＝４１７＝４２５Ｉ＝４３２Ｊ＝４３９Ｂ＝３７４Ｃ＝３８０Ｄ－３８５Ｅ－３９１Ｆ＝３９６Ｇ＝４０２Ｈ－４０８１＝４１３Ｊ＝４ｌ９图５不同道次变形后温度沿试样厚度方向分布（ａ）第３道次；（ｂ）第５道次；（ｃ）第７道次；（ｄ）第９道次Ｆｉｇ．５Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｎｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｄｉｒｅｃｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐａｓｓｅｓ（ａ）ｔｈｉｒｄｐａｓｓ；（ｂ）ｆｉｆｔｈｐａｓｓ；（ｃ）ｓｅｖｅｎｔｈｐａｓｓ；（ｄ）ｎｉｎｔｈｐａｓｓ４多道次轧制过程的热轧模拟实验验证针对ＡＺ３１Ｂ镁合金试样的多道次热轧实验可获得它在多道次热轧过程中的综合真应力一真应变曲线，图６是在不同应变速率条件下半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金多道次热轧的流变应力曲线。从图６可以发现，在相对较高的应变速率下，多道次流变应力曲线由４个阶段组成：第一阶段（前几个道次的加工硬化阶段），第二阶段（加工硬化向形变软化转变阶段），第三阶段（形变软化阶段），第四阶段（二次加工硬化阶段）。由这ｌ１道次轧制获得的流变应力嗌线的变化规律说明在每个轧制道次间，应变累积引起的应变硬化和热激活软化一直在相互影响，在变形过程中也存在两者相互作用，达到动态平衡的状态。但到加工后期，反而是加工硬化的作用表现得更加明显，这与镁合金的单道次塑性变形规律完全不同，而与实际生产获得的经验参数变化相吻合。一般来说，镁合—金的热激活软化主要是动态再结晶（ＤｙｎａｍｉｃＲｅｃｒｙｓｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ，ＤＲＸ）软化起主导作用，在单道次的热变形过程中，随着变形量的增加，在变形造成的应变量的增加和变形热造成的温度升高的作用下，ＤＲＸ会进行得更加完全而造成单道次过程中出现形变软化的现象。而多道次轧制过程中，在每个道次中，各道次的间歇式流变应力变化规律与单道次相同，但各道次的流变应力大小存在较大差异，因此综合起来整体的流变应力最终也会呈现出加工硬化的趋势，ＤＲＸ的作用被多道次积累起来的加工硬化效果抵消掉。在热轧变形的初始阶段，即第一阶段，晶粒内部位错密度不断增大，加工硬化率大于热作用的软化３８材料工程／２０１０年９期速度以致流变应力逐渐上升。随着变形的继续，热造成的ＤＲＸ软化作用与硬化作用开始明显地相互竞争并在达到第一个流变应力峰值时处于平衡状态。这一阶段位错通过大角度晶界的转动而大量消失，故流变应力上升速度不断减小，在此阶段ＤＲＸ作用效果明显。但当变形继续进行，即更多的道次形变造成的加工硬化效果进一步积累时，ＤＲＸ晶粒会继续参与到塑性变形中去，甚至开始长大，从而由ＤＲＸ的等轴细晶粒转变为变形组织，加工硬化再次增强。同时，镁合金的热变形温度随道次的增加而降低，对加工硬化也有影响。随着应变速率的降低，第一阶段（加工硬化阶段）越不明显，说明镁合金的变形对应变速率很敏感，热量在板材多次轧制尤其是轧薄后散失严重，板材温度降低，造成再次的加工硬化显著。在应变速率较慢的情况下（０．０１Ｓ和０．１ｓ）如图６（ａ），（ｂ），流变应力随变形道次的增加而升高，其５结论升高幅度取决于变形历史。随着应变速率增大，前３个道次的流变应力增大很快，应变速率越大，加工硬化越明显；应变速率为１ｓ和５ｓ的条件下，第１，２和第３道次的流变应力表现为明显的加工硬化，如图６（ｃ），（ｄ）。从第４道次开始应力有所下降，说明发生了动态再结晶，抵消了部分加工硬化。随着变形过程的进行，应变量逐渐增大，从第７道次开始应力又逐渐升高，应变速率越快，应力升高得越快，在应变速率为５ｓ的条件下，到第１０道次，试样甚至发生断裂。与有限元模拟结果相比较，实验的几种典型的应变速率下流变应力的变化规律与吻合程度都较好，各个道次在变形过程中首先增大后逐渐减小，而各道次应力有一定幅度的增大。镁合金热变形过程中，变形抗力随变形温度的降低和应变速率的增加而升高。同一变形温度下降低变形速率和同一应变速率下升高变形温度则应变软化现象明显。形变软化是高温下提高镁合金变形能力的主要原因。ｌ０Ｏ９０８０７０三６ｏ苎３ｏ卜２０１０图６不同应变速率条件下多道次热轧的流变应力曲线（ａ）一０。０１ｓ；（ｂ）一０．１Ｓ；（ｃ）＝ｌｓ一；（ｄ）＝５ｓ～—Ｆｉｇ．６ＦｌｏｗｓｔｒｅｓｓＡＺ３１ｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙｄｕｒｉｎｇｍｕｌｔｉｐａｓｓｈｏｔｒｏｌｌｉｎｇａｔｖａｒｉｏｕｓｓｔｒａｉｎｒａｔｅｓ（ａ）＝０．０１ｓ一１；（ｂ）一０．１Ｓ１；（ｃ）：ｌｓ１；（ｄ）一５ｓ一１（１）半连续铸造ＡＺ３ｌＢ镁合金多道次热轧变形时变形体内的应力、应变和温度沿试样厚度方向分布不均匀，在铸锭表面与轧辊接触的部位具有较高的应力，引起表面的应变也较大，而铸锭中心部位的应力相对较小，应变也较小。（２）在一个道次的轧制过程中，轧辊与铸锭刚接触时接触部位的应力最大，轧制中期，应力变化不大，轧制后期应力减小明显；第９道次变形后，等效应变沿试∞∞∞加印如如加均００∞∞Ｂｄ，ｓ３Ｊ１ｏ暑∽∞主００譬】上日∞／ｓ２ｌｓ０ｎＪ半连续铸造ＡＺ３１Ｂ镁合金连续热轧变形行为的数值模拟３９样厚度方向分布变得较均匀；随着道次的逐渐增加，变形区域内的应力逐渐增大。（３）经实验测量流变应力分析发现，实验结果与数值模拟结果吻合程度较好；在较低应变速率（０．Ｏ１，０．１ｓ）条件下流变应力随着道次的增加逐渐增大，在较高应变速率（５，ｌＯｓ－１）条件下前３道次的加工硬化严重。（４）经过多道次轧制模拟和实验都表明，ＡＺ３１Ｂ镁合金在多道次热轧过程中体现出加工硬化一形变软化一重新加工硬化的特征，与单道次的轧制变形行为模拟和实验结果有明显区别。参考文献［１］余琨，黎文献，王日初，等．Ｍｇ一５．６Ｚｎ一０．７Ｚｒ－０．８Ｎｄ合金高温塑性—变形的热／力模拟研究［Ｊ］．金属学报，２００３，３９：４９２４９８．——ｒ２］ＦＡＴＥＭＩＶＡＲＺＡＮＥＨＳＭ，ＺＡＲＥＩＨＡＮＺＡＫＩＡ，ＢＥＬＡＤ１Ｈ．Ｄｙｎａｍｉｃｒｅｃｒｙｓｔａｌ１ｉｚａｔｉ０ｎｉｎＡＺ３１ｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙＥＪ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ—ＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＡ，２００７，４５６：５２５７．［３］余琨，史裎，王１３初，等．ＡＺ３１镁合金变形行为的热／力模拟［Ｊ］．中南大学学报：自然科学版，２００８，３９：２１６２２０．—ｒ４］ＳＩＶＡＰＲＡＧＡＳＨＭ，ＬＡＫＳＨＭＩＮＡＲＡＹＡＮＡＮＰＲ，ＫＡＲＴＨＩＫＥＹＡＮＲ，ｅｔａ１．ＨｏｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｏｆＺＥ４１Ａｍａｇｎｅｓｉｕｍ—ａｌｌｏｙ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓａｎｄＤｅｓｉｇｎ，２００８，２９：８６０８６６．［ｓ］ＷＡＮＧＹＮ，ＨＵＡＮＧＪＣ．Ｔｈｅｒｏｌｅｏｆｔｗｉｎｎｉｎｇａｎｄｕｎｔｗｉｎｉｎｇ——ｉｎｙｉｅｌｄｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｈｏｔｅｘｔｒａｄｅｄＭｇＡ１一Ｚｎａｌｌｏｙ［Ｊ］．ＡｃｔａＭａ—ｔｅｒｉａｌｉａ，２００７，５５（１）：８９７９０５．［６］ＨＩＤＥＴＯＳＨＩＳＯＭＥＫＡＷＡ，ＫＩＮＪＩＨＩＲＡＩ，ＨＩＲＯＹＵＫＩ，ｅｔａ１．———ＤｉｓｌｏｃａｔｉｏｎｃｒｅｅｐｂｅｈａｖｉｏｒｉｎＭｇＡｌＺｎａｌｌｏｙ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉ—ｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＡ，２００５，４０７：５３６１．［７］ＰＡＬＡＮＩＳＷＡＭＹＨ，ＮＧＡＩＬＥＧ，ＡＬＴＡＮＴ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ—ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙｓｈｅｅｔｆｏｒｍｉｎｇａｔｅｌｅｖａｔｅｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００４，—１４６：５２６Ｏ．［８］苌群峰，李大永，彭颖红．ＡＺ３１镁合金板材温热冲压数值模拟与—实验研究［Ｊ］．中国有色金属学报，２００６，１６：５８０５８５．［９］ＣＨＥＮＦＫ，ＨＵＡＮＧＴＢ，ＣＨＡＮＧＣＫ．ＤｅｅｐｄｒａｗｉｎｇｏｆｓｑｕａｒｅｃｕｐｓｗｉｔｈｍａｇｎｅｓｉｕｍａｌｌｏｙＡＺ３１ｓｈｅｅｔｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ—ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｃｈｉｎｅＴｏｏｌｓ＆Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ，２００３，４３：１５５３１５５９．———［１０］ＬＩＵＪｕａｎ，ＣＵＩＺｈｅｎｓｈａｎ，ＬＩＣｏｎｇｘｉｎ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍｅｔａｌｗｏｒｋ—ａｂｉｌｉｔｙｂｙｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎｏｆＦＥＭａｎｄ３－Ｄｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｍａｐｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒ—ｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００８，２０５：４９７５０５．——［１１］ＡＢＤＥＬＷＡＨＡＢ，ＥＬ－ＭＯＲＳＹ，ＫＥＮＩＣＨＩＭＡＮＡＢＥ．ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍａｇｎｅｓｉｕｍＡＺ３１ａｌｌｏｙｓｈｅｅｔｉｎｗａｒｍｄｅｅｐ－ｄｒａｗｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｅｆｆｅｃｔ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ—Ｌｅｔｔｅｒｓ，２００６，６０：１８６６１８７０．［１２］ＦＵＲＵＳＨＩＭＡＴ，ＭＡＮＡＢＥＫ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌ—ｓｔｕｄｙｏｎｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｉｎｄｉｅｌｅｓｓｄｒａｗｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｆｓｕ—ｐｅｒｐｌａｓｔｉｃｍｉｃｒｏｔｕｂｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈ—ｎｏｌｏｇｙ，２００７，１９１：５９６３．［１３］张鹏，鹿守理，高永生．板带轧制过程温度场有限元模拟及影响—因素分析（１Ｉ）［Ｊ］．北京科技大学学报，ｉ９９８，２０：９９１０２．［１４］ｗＥＲＴＨＥＩＭＥＲＴＢ．ＴｈｅｒｍａｌＭｅｃｈａｎｉｃａｌｌｙＣｏｕｐｌｅｄＡｎａｌｙｓｉｓｉｎＭｅｔａｌＦｏｒｍｉｎｇＰｒｏｃｅｓｓ［Ｍ］．Ｓｗａｎｓｅａ：ＰｉｎｅｒｉｄｇｅＰｒｅｓｓＬｔｄ，—１９８２．４２５４３４．“”—基金项目：十一五国家科技支撑计划资助项目（２００６ＢＡＥ０４Ｂ０２３）——收稿日期：２００９０３０２；修订日期：２００９－１ｌ－２５作者简介：余琨（１９７４一），男，博士，副教授，材料学专业，联系地址：湖—南省长沙市中南大学材料学院（４１００８３），Ｅｍａｉｌ：ｋｕｎｙｕｇｒｏｕｐ＠１６３．ｃｏｍ通讯作者：蔡志勇（１９８３），男，硕士，联系地址；湖南省长沙市中南大—学材料学院（４１００８３），Ｅｍａｉｌ：ｚｙｃａｉ０１＠１６３．ｃｏｍ米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米来米米米米米米米米米米米米米米米米米米米米《材料热处理学报》征文通知《材料热处理学报》于１９８０年创刊，自２０１０年起改为月刊，主要刊登各类材料（包括金属与非金属）基础研究和应用的学术论文、科研成果等，重点刊登材料科学工程领域中具有创新性、高水平的原创性学术论文。《材料热处理学报》主要栏目：材料研究，表面改性，组织和性能，计算与模拟等。发行对象为国内外材料科学—与工程界，机械制造、冶金、能源、交通、化工、建筑、兵工、电子等行业。邮发代号：８２５９１，定价：２Ｏ元／期，国内２４０元／年，国外２４０美元／年。目前《材料热处理学报》为中文核心期刊，中国科技论文统计源期刊，中国学术期刊（光盘版），中国期刊网收录期刊等；国际Ｅｉ（工程文摘），ＣＡ（化学文摘），ＪＩＣＳＴ（日本科技文献速报），ＭＡ（金属文摘），ＥＭＡ（工程材料文摘）等收录期刊，在国内外材料科学与工程领域具有重要影响。为适应网络化时代期刊办公模式的需要，规范稿件处理程序，提高稿件处理效率和缩短论文发表周期，《材料热处理学报》已开通自己的网站，并于２０１０年７月１日正式开通在线投稿及审稿系统，网址：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｍｈｔｃｎ．ｏｒｇ，欢迎大家使用在线投稿系统，以便更好地为广大作者和专家服务。