擠壓態AM30鎂合金的動態力學行為及變形機制

王長義, 劉 正 毛萍莉

(1. 沈陽工業大學 材料科學與工程學院，沈陽 110870；2. 遼寧裝備制造職業技術學院 實習實訓中心，沈陽 110161)

擠壓態AM30鎂合金的動態力學行為及變形機制

王長義1,2, 劉 正1, 毛萍莉1

(1. 沈陽工業大學 材料科學與工程學院，沈陽 110870；2. 遼寧裝備制造職業技術學院 實習實訓中心，沈陽 110161)

采用分離式Hopkinson壓桿和反射式拉桿裝置在室溫對擠壓態AM30鎂合金進行動態壓縮和拉伸試驗，分析AM30鎂合金在沿擠壓方向(ED)和橫向(TD)壓縮和拉伸時的變形機制，計算AM30鎂合金在ED和TD方向壓縮和拉伸時的應變速率敏感系數，并通過 SEM 觀察斷口形貌。結果表明：沿 ED方向壓縮時，拉伸孿晶〉是主要變形機制，屈服強度對應變速率不敏感；沿ED方向拉伸以及TD方向壓縮和拉伸時，拉伸孿晶不能啟動，位錯滑移參與變形，應變速率敏感系數提高；AM30鎂合金在ED方向表現出很強的拉壓不對稱性，壓縮/拉伸屈強比約為0.38，在TD方向則無明顯的拉壓不對稱性；AM30鎂合金在動態壓縮和拉伸時斷口形貌呈韌脆混合的斷裂特征。

鎂合金；孿生；應變速率敏感性；變形機制；織構

鎂合金是目前實際應用中密度最低的金屬結構材料，具有比強度和比剛度高、阻尼性和切削加工性好等優點，因而被廣泛應用于汽車領域[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、轉向操縱系統部件、發動機罩蓋、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，人們開始關注它在應變速率為102~104s-1范圍內的力學行為。

本文作者采用Hopkinson裝置研究擠壓態AM30鎂合金的動態壓縮和拉伸力學行為，分析其動態變形機制和應變速率敏感性，并用SEM觀察其斷口形貌。

1 實驗

測試材料為 AM30鎂合金擠壓型材，由美國Timminco公司生產。合金的名義化學成分(質量分數)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拉桿裝置進行動態壓縮和拉伸實驗，實驗裝置及原理見文獻[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，分別沿擠壓方向(ED方向)和橫向(TD方向)用線切割機床取下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。動態測試的應變速率范圍為600~2 800 s-1。在MTS實驗機上對ED壓縮試樣進行應變速率為0.001 s-1的準靜態壓縮實驗，用以與動態數據比較。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 結果

2.1 動態壓縮

圖4(a)所示為AM30鎂合金在應變速率ε˙分別為680、1 915和2 611 s-1沿ED方向動態壓縮的真應力—真應變曲線。從圖4(a)可以看出，沿ED方向壓縮時，AM30鎂合金的屈服強度較低，且隨著應變速率的增加，屈服強度幾乎沒有變化，平均為100 MPa；當ε˙=2 611 s-1時，試樣發生斷裂，斷裂強度為 528 MPa，斷裂應變為15%。動態壓縮時，AM30合金沿ED方向壓縮試樣的應變速率硬化較為顯著，曲線上揚，使其斷裂強度(528 MPa)比準靜態ε˙=0.001 s-1時的斷裂強度(340 MPa)高188 MPa。

圖4(b)所示為AM30鎂合金沿TD方向動態壓縮時的真應力—真應變曲線，應變速率分別為660、1 130和1 860 s-1。可見，沿TD方向壓縮時，隨著應變速率的增加，AM30合金的屈服強度小幅增長，應力—應變曲線略微上移，表現出輕微的正應變速率效應，平均屈服強度為110 MPa；當ε˙=1 860 s-1時，試樣發生斷裂，斷裂強度為372 MPa，斷裂應變為15%。沿TD方向壓縮時，應變速率硬化效應不如ED方向壓縮時的顯著，使其斷裂強度(372 MPa)比ED方向壓縮時(528 MPa)低156 MPa，但斷裂應變與ED方向壓縮時的相同。

圖4 AM30鎂合金動態壓縮真應力—真應變曲線Fig.4 Dynamic compressive true stress—true strain curves of AM30 magnisium alloy: (a) ED; (b) TD

2.2 動態拉伸

圖 5(a)所示為 AM30鎂合金在應變速率分別為680、1 780和2 500 s-1時沿ED方向動態拉伸的真應力—真應變曲線。可見，沿ED方向拉伸時，合金的屈服強度較高，平均屈服強度達260 MPa，并隨應變速率的增加小幅提高，使應力—應變曲線上移，表現出與TD方向壓縮相似的正應變速率效應。當ε˙=2 500 s-1時，試樣發生斷裂，斷裂強度為390 MPa，斷裂應變為16%。斷裂應變與同方向壓縮時的相當，斷裂強度比同方向壓縮時的低138 MPa。

圖 5(b)所示為 AM30鎂合金在應變速率分別為820、1 730和2 800 s-1時沿TD方向動態拉伸的真應力—真應變曲線。AM30鎂合金沿TD方向拉伸時，其屈服強度隨應變速率的提高有小幅增長，表現出輕微的正應變速率效應，平均屈服強度為110 MPa，與TD壓縮時的相當；當ε˙=2 800 s-1時，試樣發生斷裂，斷裂強度為386 MPa，比TD壓縮時的略高，斷裂應變為15%，與TD方向壓縮時的相同。

圖5 AM30鎂合金動態拉伸真應力—真應變曲線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/壓不對稱性與變形機制

鎂為密排六方晶體結構，在常溫下變形時只有 3種滑移系[7-8]，即基面滑移系〉, 柱面滑移系〉和錐面滑移系〉。基面滑移系的臨界分切應力較小，能否啟動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力遠大于基面滑移系的，因此，在一般情況下不易啟動，但在溫度升高或基面滑移和孿生受抑制而使應力水平提高時能被激活。

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〉。孿晶的啟動與其c軸方向所受應力狀態密切相關。拉伸孿晶系只有在平行于 c軸的方向存在拉力時才能啟動；壓縮孿晶只有在平行于c軸方向存在壓力時才能形成，且壓縮孿晶的啟動應力要比拉伸孿晶的大得多。對于鎂多晶體而言，塑性變形時孿晶將會有選擇地出現在有利取向的晶粒中。

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

圖7(a)所示為AM30鎂合金沿ED方向動態壓縮與動態拉伸時真應力—真應變曲線的比較。可見，沿ED方向壓縮時，真應力—真應變曲線的屈服點較低，以 S點為界，第一階段大約7%的塑性變形，曲線向下凸起，形變硬化趨勢隨著應變量的增加而增大；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，但應變超過10%以后，硬化趨勢下降。沿ED方向拉伸時，曲線屈服點很高，形變硬化效應不顯著，曲線較平。沿ED方向壓縮與拉伸的屈服強度比約為0.38，拉/壓不對稱性明顯。

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

圖7 AM30鎂合金動態壓縮與拉伸真應力—真應變曲線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，c軸處于壓應力狀態，拉伸孿晶不能啟動，基面滑移處于硬取向，同樣不能啟動。在此應力狀態下，〉壓縮孿晶處于有利取向，但由于壓縮孿晶的啟動應力較高，所以，動態拉伸時合金的屈服強度較高。壓縮孿晶與基體的理論取向關系為 56°〈11 2 0〉，因此，壓縮孿晶內容易發生基面滑移或發生雙孿晶，使合金在隨后的變形中形變硬化減弱，曲線較平。因此，雖然拉伸時合金的屈服強度很高，但斷裂強度卻比壓縮時的低得多。此外，由于屈服應力很高，一些取向占優的晶粒可能啟動非基面滑移，壓縮孿晶和非基面滑移是拉伸時主要變形機制[13]。

3.2 TD方向的拉/壓對稱性

圖7(b)所示為AM30鎂合金沿TD方向動態壓縮與拉伸真應力—真應變曲線的比較。從圖7(b)可見，沿TD方向的壓縮和拉伸是對稱的。宏觀力學響應的一致性必然與微觀變形機制有關。

通過織構分析發現，{0001}基面織構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，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，少部分與TD方向呈一定偏散角的晶粒可以發生基面滑移，使AM30鎂合金屈服。但由于可以發生基面滑移的晶粒較少，且基面滑移本身不能協調各個方向的變形，所以，非基面滑移參與變形。基面滑移和非基面滑移是TD方向壓縮時的主要變形機制。由于位錯滑移是雙向的，沿TD方向拉伸時，變形機制與壓縮時的相同。可見，TD方向拉/壓的對稱性是孿晶在TD方向不能啟動、主要由位錯滑移來實現塑性變形引起的。

3.3 應變速率敏感性

材料在動態下的應變速率敏感性可用應變速率敏感系數來衡量[14]。引入應變速率敏感系數λ，則有

式中：0ε˙是參考應變速率，一般取準靜態的值，本研究中取0.001 s-1。在應力—應變曲線上選取一個固定的應變量，繪制不同應變速率下σ—lnε˙的關系曲線，在ε˙<104s-1的條件下，σ—lnε˙呈線性關系，直線的斜率就是應變速率敏感系數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)時的σ—lnε˙曲線，應變量取 ε=5%。從圖 8可以看出，σ與lnε˙基本呈直線關系。沿 ED方向拉伸時直線的斜率最大，壓縮時斜率最小；沿TD壓縮和TD拉伸時直線的斜率相近。通過計算發現，沿ED方向壓縮時，λ≈0.012；拉伸時，λ≈0.18；沿TD方向壓縮與拉伸時，λ≈0.15。

圖8 AM30鎂合金動態壓縮與拉伸時的σ—lnε˙關系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力對應變速率不敏感[15]，所以，沿ED方向壓縮時，應變速率敏感系數很低。沿TD方向壓縮和拉伸以及沿ED方向拉伸時，非基面滑移作為主要變形機制參與變形，使得應變速率敏感系數增大。

3.4 動態斷口分析

圖9 所示為AM30鎂合金動態壓縮和拉伸時的斷口形貌。圖9(a)和(b)分別為AM30鎂合金沿ED和TD方向動態壓縮時的斷口形貌。從圖9(a)和(b)可以看出，AM30鎂合金的動態壓縮斷口呈韌脆混合的斷裂特征，斷口起伏較平緩，韌窩在剪切應力作用下被撕裂成扁平臺階，臺階比較光滑，壓縮時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方向動態拉伸時的斷口形貌。可見，斷口微觀形態呈河流狀花樣，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鎂合金動態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 結論

1) 擠壓態 AM30鎂合金的應變速率敏感性與變形機制有關。沿ED方向壓縮時，由于大量拉伸孿晶參與變形，應變速率敏感系數較小；沿ED方向拉伸以及TD方向壓縮和拉伸時，位錯滑移是主要的變形機制，應變速率敏感系數增大。

2) 擠壓態AM30鎂合金在ED方向表現出的拉/壓不對稱性以及在TD方向表現出的拉/壓對稱性與擠壓時形成的織構和變形機制有關。

3) 擠壓態 AM30鎂合金在動態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

國家重點基礎研究發展計劃資助項目(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 陳衛萍)