王長義, 劉 正 毛萍莉

(1. 沈陽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽 110870；2. 遼寧裝備制造職業(yè)技術(shù)學(xué)院 實(shí)習(xí)實(shí)訓(xùn)中心，沈陽 110161)

擠壓態(tài)AM30鎂合金的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為及變形機(jī)制

王長義1,2, 劉 正1, 毛萍莉1

(1. 沈陽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽 110870；2. 遼寧裝備制造職業(yè)技術(shù)學(xué)院 實(shí)習(xí)實(shí)訓(xùn)中心，沈陽 110161)

采用分離式Hopkinson壓桿和反射式拉桿裝置在室溫對(duì)擠壓態(tài)AM30鎂合金進(jìn)行動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸試驗(yàn)，分析AM30鎂合金在沿?cái)D壓方向(ED)和橫向(TD)壓縮和拉伸時(shí)的變形機(jī)制，計(jì)算AM30鎂合金在ED和TD方向壓縮和拉伸時(shí)的應(yīng)變速率敏感系數(shù)，并通過 SEM 觀察斷口形貌。結(jié)果表明：沿 ED方向壓縮時(shí)，拉伸孿晶〉是主要變形機(jī)制，屈服強(qiáng)度對(duì)應(yīng)變速率不敏感；沿ED方向拉伸以及TD方向壓縮和拉伸時(shí)，拉伸孿晶不能啟動(dòng)，位錯(cuò)滑移參與變形，應(yīng)變速率敏感系數(shù)提高；AM30鎂合金在ED方向表現(xiàn)出很強(qiáng)的拉壓不對(duì)稱性，壓縮/拉伸屈強(qiáng)比約為0.38，在TD方向則無明顯的拉壓不對(duì)稱性；AM30鎂合金在動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸時(shí)斷口形貌呈韌脆混合的斷裂特征。

鎂合金；孿生；應(yīng)變速率敏感性；變形機(jī)制；織構(gòu)

鎂合金是目前實(shí)際應(yīng)用中密度最低的金屬結(jié)構(gòu)材料，具有比強(qiáng)度和比剛度高、阻尼性和切削加工性好等優(yōu)點(diǎn)，因而被廣泛應(yīng)用于汽車領(lǐng)域[1-3]。目前，鎂合金汽車零部件超過 60種，包括汽車儀表板、汽車座架、轉(zhuǎn)向操縱系統(tǒng)部件、發(fā)動(dòng)機(jī)罩蓋、變速器、輪轂等[2-3]。由于在汽車碰撞等過程中鎂合金零部件要承受高速載荷，因此，人們開始關(guān)注它在應(yīng)變速率為102~104s-1范圍內(nèi)的力學(xué)行為。

本文作者采用Hopkinson裝置研究擠壓態(tài)AM30鎂合金的動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸力學(xué)行為，分析其動(dòng)態(tài)變形機(jī)制和應(yīng)變速率敏感性，并用SEM觀察其斷口形貌。

1 實(shí)驗(yàn)

測(cè)試材料為 AM30鎂合金擠壓型材，由美國Timminco公司生產(chǎn)。合金的名義化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為3%Al、0.5%Mn、0.16%Zn，其余為Mg。擠壓溫度為360~382 ℃，擠壓比約為6，擠壓后空氣冷卻。材料的原始組織形貌如圖1所示。由圖1可知，合金的等軸晶大小不均，平均晶粒度在32 μm左右。

圖1 擠壓態(tài)AM30鎂合金的原始組織Fig.1 Original microstructure of as-extruded AM30 magnesium alloy

采用Hopkinson壓桿和反射式Hopkinson拉桿裝置進(jìn)行動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)裝置及原理見文獻(xiàn)[4-6]。試樣切取的位置和方向如圖2所示。在圖2箭頭所示的肋筋上，分別沿?cái)D壓方向(ED方向)和橫向(TD方向)用線切割機(jī)床取下d12 mm的圓棒，然后將圓棒分別加工成如圖3所示的壓縮和拉伸試樣，即ED方向有壓縮和拉伸試樣各1種，TD方向有壓縮和拉伸試樣各1種。動(dòng)態(tài)測(cè)試的應(yīng)變速率范圍為600~2 800 s-1。在MTS實(shí)驗(yàn)機(jī)上對(duì)ED壓縮試樣進(jìn)行應(yīng)變速率為0.001 s-1的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，用以與動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)比較。采用SEM觀察試樣斷口形貌。

圖2 型材上試樣切取的位置和方向Fig.2 Location and direction of samples on extrusion sample

圖3 壓縮和拉伸試樣尺寸Fig.3 Dimensions of compressive (a) and tensile (b) samples(mm)

2 結(jié)果

2.1 動(dòng)態(tài)壓縮

圖4(a)所示為AM30鎂合金在應(yīng)變速率ε˙分別為680、1 915和2 611 s-1沿ED方向動(dòng)態(tài)壓縮的真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線。從圖4(a)可以看出，沿ED方向壓縮時(shí)，AM30鎂合金的屈服強(qiáng)度較低，且隨著應(yīng)變速率的增加，屈服強(qiáng)度幾乎沒有變化，平均為100 MPa；當(dāng)ε˙=2 611 s-1時(shí)，試樣發(fā)生斷裂，斷裂強(qiáng)度為 528 MPa，斷裂應(yīng)變?yōu)?5%。動(dòng)態(tài)壓縮時(shí)，AM30合金沿ED方向壓縮試樣的應(yīng)變速率硬化較為顯著，曲線上揚(yáng)，使其斷裂強(qiáng)度(528 MPa)比準(zhǔn)靜態(tài)ε˙=0.001 s-1時(shí)的斷裂強(qiáng)度(340 MPa)高188 MPa。

圖4(b)所示為AM30鎂合金沿TD方向動(dòng)態(tài)壓縮時(shí)的真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線，應(yīng)變速率分別為660、1 130和1 860 s-1。可見，沿TD方向壓縮時(shí)，隨著應(yīng)變速率的增加，AM30合金的屈服強(qiáng)度小幅增長，應(yīng)力—應(yīng)變曲線略微上移，表現(xiàn)出輕微的正應(yīng)變速率效應(yīng)，平均屈服強(qiáng)度為110 MPa；當(dāng)ε˙=1 860 s-1時(shí)，試樣發(fā)生斷裂，斷裂強(qiáng)度為372 MPa，斷裂應(yīng)變?yōu)?5%。沿TD方向壓縮時(shí)，應(yīng)變速率硬化效應(yīng)不如ED方向壓縮時(shí)的顯著，使其斷裂強(qiáng)度(372 MPa)比ED方向壓縮時(shí)(528 MPa)低156 MPa，但斷裂應(yīng)變與ED方向壓縮時(shí)的相同。

圖4 AM30鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線Fig.4 Dynamic compressive true stress—true strain curves of AM30 magnisium alloy: (a) ED; (b) TD

2.2 動(dòng)態(tài)拉伸

圖 5(a)所示為 AM30鎂合金在應(yīng)變速率分別為680、1 780和2 500 s-1時(shí)沿ED方向動(dòng)態(tài)拉伸的真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線?？梢姡谽D方向拉伸時(shí)，合金的屈服強(qiáng)度較高，平均屈服強(qiáng)度達(dá)260 MPa，并隨應(yīng)變速率的增加小幅提高，使應(yīng)力—應(yīng)變曲線上移，表現(xiàn)出與TD方向壓縮相似的正應(yīng)變速率效應(yīng)。當(dāng)ε˙=2 500 s-1時(shí)，試樣發(fā)生斷裂，斷裂強(qiáng)度為390 MPa，斷裂應(yīng)變?yōu)?6%。斷裂應(yīng)變與同方向壓縮時(shí)的相當(dāng)，斷裂強(qiáng)度比同方向壓縮時(shí)的低138 MPa。

圖 5(b)所示為 AM30鎂合金在應(yīng)變速率分別為820、1 730和2 800 s-1時(shí)沿TD方向動(dòng)態(tài)拉伸的真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線。AM30鎂合金沿TD方向拉伸時(shí)，其屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的提高有小幅增長，表現(xiàn)出輕微的正應(yīng)變速率效應(yīng)，平均屈服強(qiáng)度為110 MPa，與TD壓縮時(shí)的相當(dāng)；當(dāng)ε˙=2 800 s-1時(shí)，試樣發(fā)生斷裂，斷裂強(qiáng)度為386 MPa，比TD壓縮時(shí)的略高，斷裂應(yīng)變?yōu)?5%，與TD方向壓縮時(shí)的相同。

圖5 AM30鎂合金動(dòng)態(tài)拉伸真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic tensile true stress—true strain curves of AM30 magnisium alloy: (a) ED; (b) TD

3 分析與討論

3.1 ED方向拉/壓不對(duì)稱性與變形機(jī)制

鎂為密排六方晶體結(jié)構(gòu)，在常溫下變形時(shí)只有 3種滑移系[7-8]，即基面滑移系〉, 柱面滑移系〉和錐面滑移系〉?；婊葡档呐R界分切應(yīng)力較小，能否啟動(dòng)主要取決于晶粒取向；錐面滑移系和柱面滑移系在室溫下的臨界分切應(yīng)力遠(yuǎn)大于基面滑移系的，因此，在一般情況下不易啟動(dòng)，但在溫度升高或基面滑移和孿生受抑制而使應(yīng)力水平提高時(shí)能被激活。

除滑移外，鎂單晶體還有兩種孿晶系[7-8]，即拉伸孿晶系〉和壓縮孿晶系〉。孿晶的啟動(dòng)與其c軸方向所受應(yīng)力狀態(tài)密切相關(guān)。拉伸孿晶系只有在平行于 c軸的方向存在拉力時(shí)才能啟動(dòng)；壓縮孿晶只有在平行于c軸方向存在壓力時(shí)才能形成，且壓縮孿晶的啟動(dòng)應(yīng)力要比拉伸孿晶的大得多。對(duì)于鎂多晶體而言，塑性變形時(shí)孿晶將會(huì)有選擇地出現(xiàn)在有利取向的晶粒中。

圖6所示為AM30鎂合金的織構(gòu)極圖。分析試樣取自圖2箭頭所示肋筋的中部?？梢姡珹M30鎂合金在擠壓過程中形成了強(qiáng)烈的{0001}基面織構(gòu)，織構(gòu)使大部分晶粒的c軸垂直于擠壓方向(ED方向)，在TD與ND構(gòu)成的平面內(nèi)，c軸分布在沿TD方向向ND方向偏散23°的區(qū)域內(nèi)。

圖7(a)所示為AM30鎂合金沿ED方向動(dòng)態(tài)壓縮與動(dòng)態(tài)拉伸時(shí)真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線的比較。可見，沿ED方向壓縮時(shí)，真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線的屈服點(diǎn)較低，以 S點(diǎn)為界，第一階段大約7%的塑性變形，曲線向下凸起，形變硬化趨勢(shì)隨著應(yīng)變量的增加而增大；第二階段約 8%的塑性變形，曲線是向上凸起，形變硬化較第一階段的顯著，但應(yīng)變超過10%以后，硬化趨勢(shì)下降。沿ED方向拉伸時(shí)，曲線屈服點(diǎn)很高，形變硬化效應(yīng)不顯著，曲線較平。沿ED方向壓縮與拉伸的屈服強(qiáng)度比約為0.38，拉/壓不對(duì)稱性明顯。

圖6 AM30鎂合金的織構(gòu)極圖Fig.6 Pole figures of texture in AM30 magnisum alloy

圖7 AM30鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮與拉伸真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線Fig.7 Dynamic true stress—true strain curves of AM30 magnisium alloy between compression and tension: (a) ED; (b) TD

沿ED方向拉伸時(shí)，c軸處于壓應(yīng)力狀態(tài)，拉伸孿晶不能啟動(dòng)，基面滑移處于硬取向，同樣不能啟動(dòng)。在此應(yīng)力狀態(tài)下，〉壓縮孿晶處于有利取向，但由于壓縮孿晶的啟動(dòng)應(yīng)力較高，所以，動(dòng)態(tài)拉伸時(shí)合金的屈服強(qiáng)度較高。壓縮孿晶與基體的理論取向關(guān)系為 56°〈11 2 0〉，因此，壓縮孿晶內(nèi)容易發(fā)生基面滑移或發(fā)生雙孿晶，使合金在隨后的變形中形變硬化減弱，曲線較平。因此，雖然拉伸時(shí)合金的屈服強(qiáng)度很高，但斷裂強(qiáng)度卻比壓縮時(shí)的低得多。此外，由于屈服應(yīng)力很高，一些取向占優(yōu)的晶粒可能啟動(dòng)非基面滑移，壓縮孿晶和非基面滑移是拉伸時(shí)主要變形機(jī)制[13]。

3.2 TD方向的拉/壓對(duì)稱性

圖7(b)所示為AM30鎂合金沿TD方向動(dòng)態(tài)壓縮與拉伸真應(yīng)力—真應(yīng)變曲線的比較。從圖7(b)可見，沿TD方向的壓縮和拉伸是對(duì)稱的。宏觀力學(xué)響應(yīng)的一致性必然與微觀變形機(jī)制有關(guān)。

通過織構(gòu)分析發(fā)現(xiàn)，{0001}基面織構(gòu)雖然平行于擠壓方向，使大部分晶粒的c軸與ED方向垂直，但在TD方向與ND方向組成的平面內(nèi)，c軸不完全平行于TD方向，而是與ND方向有23°的偏散角。

沿TD方向壓縮時(shí)，少部分與TD方向呈一定偏散角的晶粒可以發(fā)生基面滑移，使AM30鎂合金屈服。但由于可以發(fā)生基面滑移的晶粒較少，且基面滑移本身不能協(xié)調(diào)各個(gè)方向的變形，所以，非基面滑移參與變形?；婊坪头腔婊剖荰D方向壓縮時(shí)的主要變形機(jī)制。由于位錯(cuò)滑移是雙向的，沿TD方向拉伸時(shí)，變形機(jī)制與壓縮時(shí)的相同?？梢姡琓D方向拉/壓的對(duì)稱性是孿晶在TD方向不能啟動(dòng)、主要由位錯(cuò)滑移來實(shí)現(xiàn)塑性變形引起的。

3.3 應(yīng)變速率敏感性

材料在動(dòng)態(tài)下的應(yīng)變速率敏感性可用應(yīng)變速率敏感系數(shù)來衡量[14]。引入應(yīng)變速率敏感系數(shù)λ，則有

式中：0ε˙是參考應(yīng)變速率，一般取準(zhǔn)靜態(tài)的值，本研究中取0.001 s-1。在應(yīng)力—應(yīng)變曲線上選取一個(gè)固定的應(yīng)變量，繪制不同應(yīng)變速率下σ—lnε˙的關(guān)系曲線，在ε˙<104s-1的條件下，σ—lnε˙呈線性關(guān)系，直線的斜率就是應(yīng)變速率敏感系數(shù)λ。

圖8所示為AM30鎂合金沿ED壓縮(ED-C)、TD壓縮(TD-C)、ED 拉伸(ED-T)、TD 拉伸(TD-T)時(shí)的σ—lnε˙曲線，應(yīng)變量取 ε=5%。從圖 8可以看出，σ與lnε˙基本呈直線關(guān)系。沿 ED方向拉伸時(shí)直線的斜率最大，壓縮時(shí)斜率最??；沿TD壓縮和TD拉伸時(shí)直線的斜率相近。通過計(jì)算發(fā)現(xiàn)，沿ED方向壓縮時(shí)，λ≈0.012；拉伸時(shí)，λ≈0.18；沿TD方向壓縮與拉伸時(shí)，λ≈0.15。

圖8 AM30鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮與拉伸時(shí)的σ—lnε˙關(guān)系Fig.8 Relationship between σ and ln ε˙ of AM30 magnisium alloy under dynamic compression and tension loading

拉伸孿晶和基面滑移的臨界分切應(yīng)力對(duì)應(yīng)變速率不敏感[15]，所以，沿ED方向壓縮時(shí)，應(yīng)變速率敏感系數(shù)很低。沿TD方向壓縮和拉伸以及沿ED方向拉伸時(shí)，非基面滑移作為主要變形機(jī)制參與變形，使得應(yīng)變速率敏感系數(shù)增大。

3.4 動(dòng)態(tài)斷口分析

圖9 所示為AM30鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸時(shí)的斷口形貌。圖9(a)和(b)分別為AM30鎂合金沿ED和TD方向動(dòng)態(tài)壓縮時(shí)的斷口形貌。從圖9(a)和(b)可以看出，AM30鎂合金的動(dòng)態(tài)壓縮斷口呈韌脆混合的斷裂特征，斷口起伏較平緩，韌窩在剪切應(yīng)力作用下被撕裂成扁平臺(tái)階，臺(tái)階比較光滑，壓縮時(shí)兩斷裂面的摩擦特征明顯，斷口總體呈巖石狀。

圖9(c)和(d)所示分別為AM30鎂合金沿ED和TD方向動(dòng)態(tài)拉伸時(shí)的斷口形貌。可見，斷口微觀形態(tài)呈河流狀花樣，斷裂面上存在一些較小的解理平面分布在一條條撕裂棱之間，韌窩較淺，斷口形貌介于韌窩斷口與準(zhǔn)解理斷口之間，兼具韌性斷裂和脆性斷裂的雙重特征。

圖9 AM30鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸的斷口形貌Fig.9 Fractographs of AM30 magnisium under dynamic compression and tension alloy: (a) ED compression,ε˙=2 611 s-1; (b) TD compression, ε˙=1 860 s-1; (c) ED tension, ε˙=2 500 s-1; (d) TD tension, ε˙=2 800 s-1

4 結(jié)論

1) 擠壓態(tài) AM30鎂合金的應(yīng)變速率敏感性與變形機(jī)制有關(guān)。沿ED方向壓縮時(shí)，由于大量拉伸孿晶參與變形，應(yīng)變速率敏感系數(shù)較?。谎谽D方向拉伸以及TD方向壓縮和拉伸時(shí)，位錯(cuò)滑移是主要的變形機(jī)制，應(yīng)變速率敏感系數(shù)增大。

2) 擠壓態(tài)AM30鎂合金在ED方向表現(xiàn)出的拉/壓不對(duì)稱性以及在TD方向表現(xiàn)出的拉/壓對(duì)稱性與擠壓時(shí)形成的織構(gòu)和變形機(jī)制有關(guān)。

3) 擠壓態(tài) AM30鎂合金在動(dòng)態(tài)下壓縮和拉伸的斷口形貌均呈韌脆混合斷裂特征，壓縮斷口呈巖石狀，拉伸斷口呈河流狀。

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Dynamic mechanical behavior and deformation mechanism of extruded AM30 magnesium alloy

WANG Chang-yi1,2, LIU Zheng1, MAO Ping-li1
(1. School of Materials Science and Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, China;2. Center of Practising and Training, Liaoning Equipment Manufacture Vocational College of Technology,Shenyang 110161, China)

The dynamic compressive and tensile tests on the extruded AM30 magnesium alloy were carried out at room temperature using a split Hopkinson pressure bar and a reflected Hopkinson tension bar apparatus. The deformation mechanisms of the AM30 magnesium alloy under the dynamic compression and tension loading along the extruding direction (ED) and the transverse direction (TD) were analyzed. The strain rate sensitivity coefficients of the alloy under different conditions were calculated and the dynamic fractograph of the alloy was analyzed. The results show that, when the alloy is compressed along the ED, tension twining〉 is the main deformation mechanism, and the yield stress of the alloy is insensitive to the strain rate. When the alloy is tested under tension along the ED and under tension and compression along TD, tension twiningis not initiated, while the dislocation slip is responsible for the plastic deformation, resulting in the fact that the strain rate sensitivity becomes higher. The asymmetry of the tension-compression of AM30 magnesium alloy is much pronounced along the ED and the yield stress ratio of compression to tension is about 0.38. The fractograph of the alloy is mix-fractured morphology under dynamic compressive and tensile conditions.

magnesium alloy; twining; strain rate sensitivity; deformation mechanism; texture

TG146.2

A

1004-0609(2011)11-2732-07

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2007CB613705)

2010-09-25；

2011-03-22

王長義，副教授，博士；電話：024-88045045；E-mail：cywang1969@163.com

(編輯 陳衛(wèi)萍)