1. 引言
镁合金作为重要的轻量化材料，密度比较轻，强度比较高，可以承受较大的冲击载荷，但是镁合金在常温下塑性很差，在塑性加工过程中需要多次加热和退火[1]-[3]。传统的加工工艺难以满足镁合金工件成形制造的需求。如何提升镁合金在室温下的成形性能，也是现在研究的重点。
高速率成形在一定程度上可以改善材料的成形性能、提高材料极限。其中，电辅助成形工艺是一种在金属塑性成形过程中加载脉冲电流，利用电脉冲的电致塑性效应提高金属塑性成形性的技术[4]。赵文凯[5]采用脉冲电流辅助板材成形工艺，研究脉冲电流对AZ31B镁合金板材拉伸与弯曲的影响规律。王玉鹏[6] Mg-6Al-1Zn (AZ61)挤压管为研究对象，对电辅助弯曲工艺下的管材升温规律、回弹控制、金相组织及显微硬度随不同电流密度的变化进行了研究，发现电辅助弯曲成形工艺综合利用电–热–力的多场耦合作用，提升了管材的弯曲成形性。Xiao等人[7]采用三点弯曲试验和非原位EBSD表征，研究了不同晶粒尺寸和EA条件下电塑性效应(EPE)对Mg箔的力学响应、变形机制和微观组织演变的影响。但是准静态电辅助成形的电流强度不能太大，否则镁合金会加热融化。
利用脉冲强磁场与感应涡流共同产生电磁力使金属变形的电磁成形技术，也可以显著提高材料的成形极限，抑制工件回弹，然而，镁合金电导率低，其成形极限的提高依赖一定的温度，而温度的上升会进一步降低电导率，从而使得镁合金电磁成形利用率降低。熊奇等人[8]提出室温下的镁合金管件电磁吸引式成形方法，通过建立有限元仿真模型，在理论上验证了其成形方案的可行性；并进一步分析了放电参数、电磁参数对管件运动状态的调控规律，阐明管件变形过程中工件的动态特性。徐俊瑞[9]在室温下采用铝合金作为驱动片，开展了镁合金板件磁脉冲成形实验，提高了室温下AZ31板材EMF成形性能。
而通流成形作为一种新的成形方法，对板件的成形尺寸没有限制，而且板件所受的电磁力也不受电导率的影响，比较适合于低电导率成形[10]。但是它只能成形比较窄的平板，且必须成对成形，在管件成形中仍然存在一些困难。
故本文结合电流辅助成形和电磁成形等高能率成形工艺的优点，提出一种带孔管件孔沿成形的电流辅助电磁成形工艺方法。依据同轴同相脉冲电流作用原理设计了芯棒线圈和试验管件。适用于镁合金管件的成形。本文选用AZ31B镁合金，开展了镁合金高强度脉冲电流辅助电磁成形特性试验研究，为镁合金室温塑性成形工艺提供一种思路。
2. 电辅助电磁成形原理及实验方案设计
2.1. 电辅助电磁成形原理
电流辅助电磁成形是一种利用载流工件和放电线圈之间电流相互作用力使金属材料变形的高速率成形方法，工件与线圈串联，以保证电流同频同相。工件上加载的交变电流一方面使镁合金产生电致塑性效应，一方面与线圈中的电流产生相互作用产生成形力。
Figure 1. Schematic diagram of the principle
图1. 原理示意图
原理示意图如图1，闭合电路开关时，具有一定频率的脉冲电流会流经管件，此时中间的芯棒相当于一根导线，和外围三根电流大小不同，方向相反的导线之间产生相互作用，根据楞次定律，会产生排斥力，从而使工件变形。但是同时需要注意的是，芯棒线圈和管材成形的形式不能成形封闭管，这样芯棒交变电流产生的电磁场在管件上的感应电流与管材本身的电动势相互抵消，形成一个同轴屏蔽电缆。因此本方法只能成形镂空管，以及孔翻边类的工艺。
2.2. 实验方案设计
利用铝棒作为工作线圈，将镁合金管套在铝棒上，镁合金管和铝棒之间用绝缘胶布隔离，用夹具将镁合金和铝棒连接，另一边铝棒用夹具将电源与铝棒连接，另一边镁合金用夹具将电源另一极与镁合金管连接，这样保证铝棒和镁合金管同频同向，产生有效的洛伦兹力使镁合金管胀形。
2.2.1. 线圈设计
本实验选取铝棒作为工作线圈，棒状结构具有较强的抗弯抗减性能，降低工作线圈受力弯曲风险，提高重复利用率。为了增加芯棒中的电流密度，在铝棒线圈底部钻出一个长80 mm，直径8 mm的孔，这一段为线圈工作段，空心铝棒可以提高电流密度，且保证了芯棒电流与管材电流的间隔距离。但这样会使得芯棒成为薄壁管，通入强大的脉冲电流会使其凹陷，因此在芯棒孔中灌入环氧树脂胶水并加入固化剂，待其固化后，再插入芯棒线圈接头，如图2所示。
Figure 2. Mandrel design drawing
图2. 芯棒设计图
2.2.2. 工件设计
本实验选取镁合金薄壁管进行成形。考虑到电磁屏蔽效果，需要对镁合金管进行镂空，本文主要研究电辅助电磁成形条件下镁合金成形性能，因此实验工件如图3所示，管件外径为d = 16 mm，内径为14 mm，轴对称挖出3个相同的圆弧片，管件长为110 mm，中间镂空槽长h = 50 mm，槽弦长8 mm。成形区域从管面变成3个单向拉伸条，便于成形后进行应变分析和断口分析。
Figure 3. Workpiece design drawings
图3. 工件设计图
3. 材料与实验方法
3.1. 实验材料
本文使用AZ31B镁合金棒，进行车削加工制作镁合金管。AZ31B镁合金棒原始弹性模量为45 GPa，抗拉强度225 MPa，屈服强度140 Mpa，室温准静态延伸率10%。由于车床加工的镁合金工件，会存在加工硬化，导致镁合金的硬度很高，塑性变差，为了增加镁合金工件的塑性，加工后的镁合金管采用退火工艺进行处理。采用洛氏硬度测量实验验证不同退火处理工艺的效果，结果如图4所示，原始加工后的镁合金管件硬度为69.4 HR，在400℃，保温时间90 min下，镁合金工件的硬度达到最低，比原始工件低了23.8%，为53.2，可以视为完全退火工艺，因此本文所用工件均采用该退火工艺。
3.2. 磁脉冲设备
本实验采用磁脉冲发生器为线圈和工作线圈提供高频、高强度脉冲电流，其具体参数如表1所示。
Figure 4. Hardness values of magnesium alloys after annealing at different parameters
图4. 不同参数下退火后的镁合金硬度值
Table 1. Electromagnetic pulse generator parameters
表1. 电磁脉冲发生器器参数
| 充电电压/v、功率/kw |
最大放电能量/kJ |
最大充电电压/kV |
放电电容/μF |
| 380、6 |
30 |
16 |
240 |
3.3. 试验工装与方案
实验工装如图5所示，主要由夹具、铝棒和镁合金工件组成。导线与上面夹具的小槽口进行相连，上面夹具与铝棒相连，脉冲电流方向向下，直至另一个与铝棒相连的夹具中，这时脉冲电流会沿着中间夹具到达镁合金工件，最后到达上面夹具中，形成一个串联回路。为了将导线与上面的夹具紧密接触，夹具上面设有一个类似滑槽的长方体零件，上面钻4个孔与夹具用螺钉紧固配合，确保实验的稳定性。若导线于上面夹具接触之间有间隙，则通电后容易引起击穿、打火，消耗成形电能。
使用夹具来固定铝棒和镁合金工件，为了满足电流均匀流经工件，将夹具设计成对称结构，为了避免高脉冲电流在夹具之间发生打火，镁合金铝棒夹具与铝棒夹具、镁合金夹具之间间隔1 mm来贴绝缘胶布。设定四组对照实验，电磁脉冲装置放电电压分别设置为9 kV、10 kV、11 kV、12 kV，来进行对镁合金管进行电磁成形实验。
Figure 5. Experiment setup
图5. 实验工装
4. 结果分析与讨论
4.1. 不同放电能量下成形高度的变化
为了获取在电流辅助电磁胀形之后工件的尺寸，对胀形后工件的胀形高度与伸长量用游标卡尺与软尺进行测量。在不同放电电压下，胀形后的工件如图6所示。放电电压为12 kV时，镁合金被胀断，说明该放电电压下的胀形幅度已经超过了镁合金的成形极限，导致镁合金断裂。胀形时工件中间部位的变形量要明显大于工件两端的变形量，呈现出拱桥状。图7为不同电压下的胀形工件高度图，胀形后工件的成形高度最大值为15 mm。同一位置的胀形高度随着电压的增大也逐渐增大。
Figure 6. (a) Expanded workpiece; (b) Original workpiece
图6. (a) 胀形后工件；(b) 原始工件
Figure 7. Height of expanded workpiece at different voltages
图7. 不同电压下的胀形工件高度
4.2. 电流辅助电磁成形工艺对镁合金成形性能的影响
通过软尺测量变形区域长度的变化量，以测量变形后变形区域的伸长量，注意该伸长量不是断裂伸长量，并计算延伸率。不同电压下的胀形工件总长如图8所示，随着电压的增大，镁合金的胀形高度与总长都会增大，在11 kV的情况下延伸率最大达到了24.6%，该延伸率并非断裂延伸率，说明电辅助电磁胀形工况下，AZ31B镁合金断裂延伸率超过24.6%。而正常情况下AZ31镁合金的延伸率只有10%左右。说明了通入脉冲电流之后的电磁成形会使得镁合金材料的塑性提高。
本实验在试验开始之前，在工件上的变形区域画边长为2 mm的正方形网格，由于试样的形状特征，可以判断变形区处于单向拉伸变形状态。因此可以通过测量网格边长的变化测量应变大小，从而测量应变分布情况。运用公式：
ε = (L − L0)/L0 (1)
其中ε表示应变，L0表示原始长度，L表示拉升后长度。
计算出11 kV放电能量下，拉伸应变分布在0.19~0.35之间(如图9所示)。根据本次实验再结合国内外研究可以知道，电辅助电磁成形对AZ31B镁合金成形极限的提升比单纯的电磁成形以及电辅助准静态成形都要大，高强度的脉冲电流所造成的电塑性效应与高应变率效应相辅相成，材料的整体延伸率和成形极限获得了极大的提高。
Figure 8. Total of expanded workpieces at different voltages
图8. 不同电压下的胀形工件总长
Figure 9. Plot of change in tensile strain
图9. 拉伸应变的变化图
4.3. 不同放电能量下成形工件硬度变化
利用洛氏硬度计测得车削加工后的初始工件硬度值为69.5 HR，而通过我们测得的最佳退火工艺：400℃保温时间90 min，升温速度15℃/min处理过的镁合金工件硬度为53.2 HR。根据我们的实验数据，胀形电压为11 kV时的工件的硬度最高达到了81.3 HR，比经过退火后的镁合金工件提高约54%，比原始工件高了18%。观察图10可以看出胀形电压越大，镁合金加工硬化程度也会越大。这是由于在脉冲电流辅助电磁胀形的过程中，镁合金发生了动态再结晶，动态再结晶晶粒因快的应变速率细化，形成细晶结构，之后又很快受到变形，产生而产生加工硬化导致的[11]，随着胀形电压增加，焦耳热、变形温度和变形速率会增加，从而导致镁合金晶粒细化和加工硬化程度会越大。
Figure10. Hardness of workpieces at different voltages
图10. 不同电压下的工件硬度
4.4. 工件宏观断口分析
不同的断裂机理会导致不同的断裂现象，图11为试验工件断裂断口的不同形状，a) 图在试样一端的断口处发现明显的45˚韧性斜断口，b) 图一端是韧性斜断口，另一端则是较为平整的端口，这是由于工件的一端断裂后，电路断路，电辅助效应消失，材料依靠惯性进行高应变率变形，塑性相对较差，造成另一侧断口较为平整，说明电辅助电磁成形中，电流辅助作用效果较为明显。其中c) 图为一端断裂，另一端还未完全断裂的试样，可以看出，工件这一端已经开始发生破裂，在工件的根部处发现有剪切的刃口，可能是失去电流辅助作用后，过大的折弯力使原有裂纹扩展而发生断裂。
Figure 11. Magnesium alloy workpiece fracture
图11. 镁合金工件断口
5. 结论
本文利用磁脉冲放电设备，通过铝合金芯棒线圈与开孔镁合金薄壁管串联，开展了镁合金高强度脉冲电辅助电磁成形特性实验研究，结论如下：
1) 镁合金电辅助电磁成形具有足够强的成形力，没有受到镁合金电导率低的影响，随着胀形电压的增高，胀形高度最高可达到15 mm，但需要注意工件中感应电动势对脉冲加载电动势的影响，避免电动势的抵消。
2) 高强度脉冲电辅助电磁成形方法对镁合金有显著的增塑增强作用，相比AZ31B室温准静态10%的延伸率，延伸率提升至24.6%，同时成形后硬度相比完全退火态提高了54%。
3) 试验工件断裂断口分为两种，一种是材料未断裂，电流回路未断时的首次断裂端，其断口有明显的45˚韧性斜断口，另一种是一端失效后，电路断路，材料依靠惯性进行高应变率变形，此时另一侧断口较为平整，塑性相对较差，说明电辅助电磁成形中，电流辅助作用效果较为明显。
基金项目
湖南省自然科学基金资助项目(2022JJ40475)。
NOTES
*通讯作者。