鋯合金具有較低的熱中子吸收截面、優(yōu)異的耐腐蝕性和良好的力學(xué)性能與加工性能，被廣泛應用作核反應堆的包殼材料和結構材料[1-3]。鋯合金在室溫下為hcp結構的α-Zr，其結構對稱(chēng)性較低，獨立滑移系較少，塑性變形過(guò)程中通常需要滑移和孿生協(xié)同開(kāi)啟[4,5]。其中，柱面滑移的臨界剪切應力(CRSS)相對其他滑移系最小，是鋯合金變形過(guò)程中最容易開(kāi)啟的滑移系[6]，錐面滑移和基面滑移開(kāi)啟以協(xié)調變形[7,8]。當晶體取向不利于滑移時(shí)，孿晶開(kāi)啟并使晶粒產(chǎn)生固定角度的取向改變[8,9]。鋯合金帶材在加工過(guò)程中易形成織構，導致材料各向異性，進(jìn)而引起室溫沖制過(guò)程發(fā)生開(kāi)裂。因此，研究鋯合金在沖制過(guò)程中的織構演變，分析沖制過(guò)程中的應變路徑和變形機制之間的關(guān)系，對揭示沖制過(guò)程中影響開(kāi)裂的關(guān)鍵機制、明確開(kāi)裂敏感的晶粒取向具有重要的理論意義和應用價(jià)值。定位格架由鋯合金帶材沖制而成，沖制過(guò)程中的應變路徑與成形零件的幾何形貌、成形過(guò)程中的工藝條件以及材料性質(zhì)等多種因素有關(guān)。Lei等[10]設計了近似U形的鋯合金剛凸結構件，發(fā)現沖制后在剛凸的邊緣發(fā)生開(kāi)裂，破裂位置的應變路徑為近平面應變路徑。鄧振鵬等[11]模擬了鋯合金帶材沖制過(guò)程，發(fā)現增大凸凹模間隙、減小摩擦系數，可有效降低帶材沖制后的極限應變，利于成形。鋯合金的各向異性使其在塑性變形過(guò)程中應變路徑發(fā)生偏轉，隨著(zhù)材料屈服表面指數的下降，成形過(guò)程中的應變路徑從線(xiàn)性變?yōu)榉蔷€(xiàn)性，并向平面應變路徑發(fā)生偏轉[12]。此外還有學(xué)者[13-14]采用多工步?jīng)_制工藝，改變應變路徑消除定位格架沖制開(kāi)裂的問(wèn)題。然而這些研究主要討論沖制過(guò)程中的宏觀(guān)應變路徑，對應變路徑與織構演變及微觀(guān)變形機制的內在關(guān)系尚不明確。目前，針對鋯合金微觀(guān)變形機制及織構演化的研究多集中于簡(jiǎn)單加載條件(如單向拉伸和軋制)。其中，Deng等[15]通過(guò)單向拉伸實(shí)驗結合粘塑性自洽(visco-plasticself-consistent，VPSC)模型解釋了Zr-4合金的各向異性屈服行為主要源于不同方向加載時(shí)柱面滑移的開(kāi)啟量不同。Liu等[16]發(fā)現基面滑移和孿生開(kāi)啟量的差異導致了Zr-4合金板材單向拉伸時(shí)的各向異性硬化。Luan等[17,18]研究了Zr-1.0Sn-0.3Nb板材壓縮和軋制過(guò)程中的微觀(guān)組織及織構演變。Knezevic等[19]發(fā)現大應變變形時(shí)，Zr的典型軋制織構的形成依賴(lài)于基面滑移的開(kāi)啟。Cao等[20]研究了Zr-Nb-Mo合金在冷軋過(guò)程中的變形機制，結果表明錐面滑移是軋制到大變形量條件下協(xié)調厚度方向變形的主要滑移機制。沖制過(guò)程在不同位置的應變路徑較復雜，針對這一復雜加載條件下的微觀(guān)機理研究目前尚不多見(jiàn)。

本工作采用自研沖制模具開(kāi)展Zr-4合金帶材的沖制實(shí)驗，采用電子背散射衍射(EBSD)方法測試了沖制深度為1.16mm的沖制元件在凹模圓角、斜壁和凸模圓角3個(gè)位置的織構變化，并利用晶內取向差轉軸法(IGMA)明確了不同位置開(kāi)啟的變形機制差異。通過(guò)宏觀(guān)有限元(FEM)-粘塑性自洽(VPSC)間接耦合模型，分析應變路徑對沖制過(guò)程中的織構演變及變形機理的影響，揭示影響沖制開(kāi)裂的關(guān)鍵機制，這對深入理解鋯合金帶材沖制過(guò)程的織構形成機理、降低沖制開(kāi)裂趨勢具有重要的理論意義和工程應用價(jià)值。

1、實(shí)驗方法

1.1實(shí)驗材料

本實(shí)驗采用某公司生產(chǎn)的0.457mm厚退火態(tài)Zr-4合金帶材，主要化學(xué)成分為Zr-1.2Sn-0.2Fe-0.1Cr(質(zhì)量分數，%)。將帶材切割成小樣品，尺寸為30mm?20mm?0.457mm(RD-TD-ND，其中RD代表帶材的軋制方向，TD代表帶材的寬度方向，ND代表帶材的法向方向)。退火態(tài)Zr-4合金初始帶材為無(wú)孿晶的再結晶等軸晶組織，晶粒尺寸約為5.0μm(圖1a)。初始織構為基面的雙峰織構，c軸與ND方向成約20?傾斜，織構強度為4.0mud。一般用Kearns系數[21](Kearnsfactor)表征材料內部晶粒的取向分布狀態(tài)，定義為極軸沿特定方向排列的晶粒的有效百分數，它代表了試樣內部晶?；S沿不同方向分布的幾率，由下式計算：

式中，F為Kearns系數，φ為晶粒的c軸與特定方向的夾角，I_φ為傾斜角度φ時(shí)的平均強度。初始帶材的Kearns系數為F_r=0.084，F_t=0.188，F_n=0.728。其中，F_r、F_t和F_n分別表示帶材沿軋向、寬向和法向的Kearns系數。

1.2Zr-4合金沖制實(shí)驗

圖2所示為沖制實(shí)驗模具示意圖及模具關(guān)鍵參數。將沖制模具(圖2a)安裝在沖壓機床上，樣品放置在凹模上進(jìn)行沖制。沖制模具尺寸如圖2b所示，沖頭尺寸為長(cháng)10.3mm，寬3.8mm，凹模為長(cháng)12.1mm，寬5.4mm，深度1.62mm，沖頭圓角半徑Rp=0.15mm，凹模圓角半徑Rd=0.6mm。進(jìn)行沖制深度為1.16mm的沖制實(shí)驗，分析沖制后樣件在不同位置的織構變化。

1.3沖制樣件典型位置EBSD及成形深度測試

沖制后樣件沿著(zhù)軋制方向切開(kāi)，在縱截面選取3個(gè)區域(A、B、C)進(jìn)行EBSD觀(guān)測，如圖3所示。A、B、C分別位于凹模圓角區、斜壁區及凸模圓角區，x、y、z方向分別為帶材的軋制方向、寬度方向和法線(xiàn)方向，圖中紅色區域為實(shí)驗的觀(guān)測面(RD-ND面)。EBSD樣品采用機械拋光+電解拋光方法制備，電解拋光液中乙醇和高氯酸的體積比為9:1，電解溫度-40℃，工作電壓30V,電解時(shí)間3min。利用Mira3XMU場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡(SEM)對變形前后的樣品進(jìn)行EBSD觀(guān)測，步長(cháng)0.2μm，使用Aztec軟件進(jìn)行數據采集，實(shí)驗數據通過(guò)HKLChannel5軟件進(jìn)行分析處理。

為有限元模擬提供準確的邊界條件，選用白光干涉實(shí)驗測量沖制樣件的深度。白光干涉儀是以白光干涉技術(shù)為原理，對器件表面進(jìn)行非接觸式掃描并建立表面3D圖像，從而實(shí)現器件表面形貌測量的光學(xué)檢測儀器[22]。本實(shí)驗采用MicroXAM3D白光干涉儀，通過(guò)MicroXAM操作軟件和Qport數據分析軟件進(jìn)行結果處理。

1.4Zr-4合金沖制有限元模型建立

根據實(shí)際工件尺寸建立有限元模型，模型包括凸模、壓邊圈、帶材和凹模，如圖4所示。帶材單元采用Belytschko-Tsay殼單元網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.18mm，共計96941個(gè)單元。模具定義為剛體，沖壓過(guò)程分為壓邊階段與成形階段。壓邊階段設置壓邊圈的速率為150mm/s，下行直至將板料壓到凹模上為止；成形階段為了與實(shí)際生產(chǎn)的成形過(guò)程保持一致，設置凸模的速率為150mm/s，為了保證壓邊圈對板料的壓邊作用，設置壓邊圈的壓力為3kN。模型中接觸類(lèi)型設置為contact_forming_one_way_surface_to_surface，帶材與模具之間的摩擦系數均設置為μ=0.125。

Zr-4合金帶材的屈服模型選用Barlat89屈服準則(36*MAT_3-PARAMETER_BARLAT)。之前的研究工作[16]已經(jīng)測試了Zr-4合金帶材的各向異性，因而采用Zr-4合金帶材的不同加載方向的力學(xué)曲線(xiàn)作為此模型的輸入。屈服強度、抗拉強度、n值和r值如表1[16]所示。其中，n為應變硬化指數(strainhardeningexponent)，r為各向異性系數(Lankfordcoefficient)。當加載方向從RD轉變到TD時(shí)，屈服強度從406.98MPa增加到432.09MPa，抗拉強度從564.55MPa降低到525.62MPa。沿RD方向的n值最大為0.107，r值最小為4.74。TD方向的硬化能力最差，n值最小為0.072。沖制過(guò)程的有限元模擬通過(guò)控制凸模移動(dòng)的位移來(lái)完成。

1.5Zr-4合金晶體塑性模型建立α-Zr中最優(yōu)先開(kāi)啟的滑移系為柱面滑移。Akhtar等[23,24]認為，柱面滑移的臨界剪切應力相對其他滑移系最小，這是柱面滑移系主導變形的最重要的原因。此外，基面滑移、錐面滑移及{101?2}<1?011>拉伸孿生是協(xié)調變形而開(kāi)啟的變形機制。因此在VPSC模型中選用上述4種變形機制，通過(guò)擬合不同單向加載方向的真實(shí)應力-應變曲線(xiàn)，對比拉伸后的實(shí)驗織構與預測織構，確定適合Zr-4合金單向拉伸條件下的VPSC模型硬化參數，結果如表2所示[16]。該組模型參數可很好地表征各向異性的力學(xué)行為，預測的變形機制開(kāi)啟準確，因而本工作中也選用此組模型參數來(lái)預測沖制過(guò)程的織構演變和變形機制。

2、實(shí)驗與模擬結果

2.1沖制實(shí)驗結果

對Zr-4合金帶材進(jìn)行沖制實(shí)驗，控制沖頭位移1.16mm，圖5a所示為沖制樣件。沖制后在凸模圓角位置發(fā)生開(kāi)裂，表面產(chǎn)生了明顯的裂紋。為了準確測量沖制樣件的深度，為有限元模擬提供準確的邊界條件，進(jìn)行了白光干涉實(shí)驗，實(shí)驗結果如圖5b所示，沿縱截面3個(gè)位置A1~A3的深度分別為1.167、1.127和1.147mm，沿橫截面3個(gè)位置B1~B3的深度分別為1.177、1.157和1.177mm，取6個(gè)位置的平均值，經(jīng)計算所對應的成形深度為1.159mm。

2.2Zr-4合金沖制后組織和織構的變化

圖6為沖壓后3個(gè)位置(A：凹模圓角；B：斜壁；C：凸模圓角)的EBSD結果。圖6a為凹模圓角處的晶粒取向圖，晶粒沿著(zhù)沖制后的伸長(cháng)方向被拉長(cháng)，晶粒取向以<0001>//ND方向為主(紅色晶粒)，晶內出現少量其他顏色(藍色和綠色)透鏡狀的新取向。經(jīng)過(guò)圖6d孿晶界標定結果可知，孿晶為{101?2}(1?011)拉伸孿晶(ETW)，結合ImageJ軟件測量得ETW相對面積分數為1.896%。相應地，由于ETW的產(chǎn)生，板材的初始織構發(fā)生偏轉，形成了在RD方向上的強度集中，如圖6g所示。Fr由于孿晶的生成從初始的0.084增加到了0.088。

斜壁段的晶粒取向圖如圖6b所示，晶粒被拉長(cháng)，晶粒取向以<0001>//ND方向為主(紅色晶粒)，但相對于初始織構，藍色和綠色取向的晶粒分數稍微增加。從圖6e中看出，斜壁段沒(méi)有孿晶生成?？棙嬵?lèi)型仍保持雙峰織構，Ft由0.188增加到了0.191，Fn由0.730降低到0.726。晶粒c軸從ND向TD略微傾轉，但幾乎與初始織構一致。

圖6c是凸模圓角破裂位置的晶粒取向圖，可以看出晶粒在沖制破裂位置處發(fā)生明顯的碎化，內部出現了較多的小角度晶界。晶粒取向仍以<0001>//ND方向為主(紅色晶粒)，并能觀(guān)察到有少量孿晶生成，經(jīng)標定，仍為{101?2}(1?011)拉伸孿晶，孿晶分數小于凹模圓角處，約為0.689%(圖6f)。圖6i所示基面織構顯著(zhù)增強，發(fā)生了更為明顯的向法向的集中，Fn明顯增加，從0.730增加到0.766；Ft發(fā)生明顯降低，從0.188降低到0.151。表明變形晶粒的c軸從TD向ND發(fā)生偏轉。

2.3有限元模擬結果

圖7所示為沖制后的Zr-4樣件沿縱截面的實(shí)際測量厚度與模擬厚度的對比。圖7a所示為有限元預測的壁厚分布云圖，壁厚最小的位置與實(shí)際破裂位置一致，均位于凸模圓角底部。隨著(zhù)位置由凹模圓角變化到斜壁，壁厚呈先降低再升高的趨勢，減薄主要發(fā)生在近凹模圓角位置。隨著(zhù)斜壁處到凸模圓角處，壁厚一直減小。為了更直觀(guān)的對比縱截面方向的厚度分布情況，沿縱截面選取了10個(gè)點(diǎn)測量厚度，10個(gè)點(diǎn)的具體位置與板材厚度變化的數值模擬對比如圖7b所示。結果表明，在凸模圓角處厚度減薄最明顯，減薄最大的位置實(shí)測厚度為0.406mm，預測厚度為0.410mm。凹模圓角的厚度為0.445mm，數值模擬厚度0.449mm，數值模擬結果與實(shí)驗測量結果吻合得較好，也驗證了采用的本構模型的準確性。Zr-4合金帶材在沖制變形后，凸模圓角處應變大，造成了應力集中，使得減薄嚴重，造成了沖制破裂。

圖8所示為選取不同位置處有限單元的正應變分量演化及應變狀態(tài)。圖8a中，隨著(zhù)材料流入模腔內，凸模圓角的變形應變沿著(zhù)帶材軋制方向與沿厚度方向的應變大小相等，方向相反，寬度方向應變分量εyy近似為0，正應變εxx=0.15和εzz=-0.15，其中，εxx、εyy、εzz分別為沿著(zhù)RD、TD、ND方向的正應變。凹模圓角位置處的受力狀態(tài)如圖8b所示，εxx?0，εyy<0、εzz<0，最后時(shí)刻沿RD的正應變約0.09(圖8a)，說(shuō)明凹模圓角位置沿軋制方向伸長(cháng)，寬度方向和厚度方向收縮。斜壁段的應變狀態(tài)與凹模圓角相似，軋制方向應變分量為正，寬度方向和厚度方向為負，且由于變形量非常小，應變分量值也較小。

在成形過(guò)程中，典型位置A、B和C的應變路徑及3個(gè)位置的主應變分布云圖如圖9所示。實(shí)際樣件開(kāi)裂位置(凸模圓角C)的應變路徑為近平面應變，最大主應變高于A(yíng)和B位置，說(shuō)明變形后減薄最嚴重的區域發(fā)生的應變路徑為平面應變。斜壁段B位置的應變路徑為單向拉伸，主應變?1為正，次應變?2為負。凹模圓角A位置的應變路徑為單向拉伸路徑，最大主應變約為0.1，相較于斜壁，應變更大，路徑更偏向于平面應變。綜上，沖制樣件的凸模圓角位置的受力狀態(tài)為平面應變狀態(tài)，路徑為平面應變路徑，應變值最大，極易超過(guò)成形極限曲線(xiàn)的平面應變特征點(diǎn)(FLD0)，進(jìn)而發(fā)生樣件的沖制開(kāi)裂。

3、分析討論

3.1應變路徑對沖制過(guò)程變形機制的影響(IGMA分析)

IGMA是確定材料變形過(guò)程中滑移系開(kāi)啟的一種方法[25]，基于IGMA分析可以獲得Zr-4合金沖制過(guò)程中變形機制的開(kāi)啟情況。從圖6中選取3個(gè)典型位置(凹模圓角、斜壁和凸模圓角)，每個(gè)位置選取3種典型取向，共9個(gè)晶粒分別標記為G1~G9(紅色-G1/G4/G7；綠色-G2/G5/G8；藍色-G3/G6/G9)，然后對其進(jìn)行IGMA分布特征的分析，如圖10所示。其中，凹模圓角中紅色晶粒G1取向為近基極取向，IGMA分布的旋轉軸主要集中在<0001>軸，說(shuō)明其以柱面滑移為主；隨著(zhù)c軸向TD方向偏轉，以綠色(G2)和藍色(G3)為代表的非基極取向晶粒的IGMA強度極點(diǎn)出現在了<138?5?3>軸和<61?5?3>軸附近，說(shuō)明此時(shí)在單向拉伸的應變路徑條件下，Zr-4合金變形以柱面滑移系為主，錐面滑移系為輔，同時(shí)也發(fā)現存在極點(diǎn)集中在<1?21?0>，表明少量基面滑移會(huì )開(kāi)啟，并結合前面少量的孿晶生成，可知協(xié)調厚度方向變形的變形機制主要是錐面滑移，基面滑移和孿生次之。與凹模圓角類(lèi)似，當斜壁位置處晶粒的c軸與法線(xiàn)方向平行時(shí)(G4)，其IGMA分布的旋轉軸主要集中在<0001>軸，而對于c軸近似垂直于ND的TD取向晶粒(G5和G6)，晶粒的IGMA分布特征落在內扇形上，說(shuō)明仍是以柱面滑移主導，錐面滑移協(xié)調變形的機制。凸模圓角處的紅色取向晶粒(G7)的IGMA強度極點(diǎn)分布出現了發(fā)散的跡象，不只在<0001>軸集中，同時(shí)向扇形邊緣處發(fā)生擴散，G8和G9晶粒的IGMA的強度極點(diǎn)也出現發(fā)散的跡象，并且主要彌散分布于扇形邊緣處，沿著(zhù)的分布強度逐漸升高，說(shuō)明基面滑移開(kāi)啟被促進(jìn)，柱面滑移的開(kāi)啟受到了抑制，而此位置主要開(kāi)啟基面滑移以協(xié)調厚度方向上的變形，與凹模圓角和斜壁不同。平面應變路徑促進(jìn)了基面滑移系的開(kāi)啟，而基面滑移的開(kāi)啟使得c軸從TD方向偏轉到ND方向，逐漸從基面的雙峰織構向基面發(fā)生織構集中，進(jìn)而導致凸模圓角位置最終發(fā)生沖制開(kāi)裂。

3.2基于VPSC預測沖制過(guò)程中變形機制

利用VPSC模型預測了沖制過(guò)程中織構的演變和滑移系開(kāi)啟的變化規律，選取圖1所示的織構作為變形前的初始織構，采用有限元中提取的隨時(shí)間變化的正應變結果作為變形邊界條件。實(shí)驗與VPSC預測的(0001)織構及Kearns系數結果對比如圖11所示。VPSC模擬結果很好地捕獲了實(shí)驗結果中的織構特征，驗證了模型的準確性。如圖11a和b所示，當位于凹模圓角時(shí)，織構發(fā)生了輕微的變化。其中，實(shí)驗的孿晶產(chǎn)生量為1.896%，VPSC預測的孿晶激活分數為1.66%。無(wú)論是實(shí)驗結果還是預測結果，織構的變化趨勢相似，均是近基極取向的母晶產(chǎn)生孿晶，使Fr略微增大，產(chǎn)生了新的織構類(lèi)型。斜壁位置預測的織構和實(shí)驗織構均由于應變太小，沒(méi)有發(fā)生明顯的變化，變形后的織構保持了典型的軋制雙峰織構(圖11c和d)。與初始織構相比，凸模圓角位置Fn的實(shí)驗值和VPSC預測值均增大，Ft降低，Fr略微增大。表明晶粒取向從TD向ND偏轉，使得變形后織構發(fā)生了集中，進(jìn)而造成了織構強度的增大。

圖12所示為沖制過(guò)程VPSC預測的變形機制開(kāi)啟情況。如圖12a所示，凹模圓角位置的柱面滑移最容易開(kāi)啟，錐面滑移作為協(xié)調厚度方向上變形的主要輔助滑移系，這一結果與IGMA分析結果相同。隨著(zhù)應變的增大，柱面滑移和錐面滑移開(kāi)啟降低，基面滑移開(kāi)啟增大，但開(kāi)啟量不會(huì )超過(guò)錐面滑移。此外，預測的ETW開(kāi)啟量為1.66%，這與實(shí)驗中統計的孿晶生成量吻合得很好。

斜壁段的變形機制以柱面滑移為主，錐面滑移為輔(圖12b)。通過(guò)對比可知，柱面滑移的相對開(kāi)啟量最高，由于錐面滑移在此變形條件下激活量更高，所以基面滑移幾乎不開(kāi)啟，孿生也不開(kāi)啟。與單向拉伸變形的織構演變類(lèi)似，在柱面滑移與錐面滑移配合開(kāi)啟的條件下，變形織構與初始織構相似，不會(huì )產(chǎn)生明顯的織構變化。凸模圓角位置的Kearns系數Fr幾乎沒(méi)有變化，Ft減小，Fn增大，說(shuō)明c軸從TD方向繼續向ND方向偏轉。通過(guò)VPSC對變形機制激活量的預測可知，受到平面應變路徑的影響，柱面滑移受到抑制，低于凹模圓角和斜壁，基面滑移的開(kāi)啟量高于錐面滑移，成為了該路徑下協(xié)調厚度變形的滑移系。隨著(zhù)沖制過(guò)程的進(jìn)行，應變的增大，基面滑移系開(kāi)啟不斷增加，錐面滑移系不斷降低，只產(chǎn)生了微量的孿晶。說(shuō)明基面滑移隨著(zhù)變形程度的增加成為了唯一協(xié)調厚度方向變形的滑移，其開(kāi)啟量的增大使得初始的雙峰織構轉為近基面織構，織構強度不斷升高，當基面滑移的開(kāi)啟量達到臨界值時(shí)，厚度方向協(xié)調變形困難，進(jìn)而發(fā)生破裂，也就是說(shuō)，凸模圓角處發(fā)生破裂是由于基面滑移系大量開(kāi)啟導致。

4、結論

(1)針對Zr-4合金帶材(0.457mm)進(jìn)行沖制實(shí)驗，當凸模圓角R=0.15mm，Zr-4合金帶材沖制變形深度為1.16mm時(shí)，帶材發(fā)生破裂，破裂位置位于凸模圓角處。

(2)沖制后沿縱截面3個(gè)位置的織構實(shí)驗結果表明，相較于初始織構，凹模圓角位置由于ETW產(chǎn)生了沿RD方向的新織構,使得Fr增大，Ft降低；斜壁位置的變形織構與初始織構相似；凸模圓角位置從雙峰織構轉為近基面織構，Fn增大，Fr增大，而Ft降低。

(3)采用FEM預測沖制變形時(shí)，斜壁和凹模圓角位置的應變路徑為單向拉伸，凸模圓角位置為平面應變路徑。

(4)在斜壁位置的單向拉伸應變路徑，變形機制以柱面滑移開(kāi)啟為主，錐面滑移為輔，由于變形較小，織構沒(méi)有發(fā)生明顯的變化；凹模圓角位置處，變形機制仍然以柱面滑移主導，錐面滑移和ETW共同協(xié)調變形，使得織構產(chǎn)生了從ND向RD方向偏轉的新織構類(lèi)型。

(5)平面應變路徑抑制了柱面滑移和錐面滑移的開(kāi)啟，促進(jìn)了基面滑移協(xié)調變形，基面滑移的開(kāi)啟使織構從雙峰織構轉變?yōu)榻婵棙?。隨著(zhù)應變的增大，基面滑移成為了唯一協(xié)調厚度變形的滑移系，當其開(kāi)啟量達到臨界時(shí)，厚度方向難以協(xié)調變形，沖制發(fā)生開(kāi)裂?？梢?jiàn)，基面滑移是影響沖制開(kāi)裂的關(guān)鍵變形機制。

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