田雅馨， 林飞， 赵振， 孙佳楠， 汤中彩

（1.浙江机电职业技术学院 智能制造学院， 浙江 杭州 310053；2.太原理工大学 材料科学与工程学院， 山西 太原 030024）

0 引 言

由于镁合金具有良好的尺寸稳定性、低密度、良好的阻尼特性和低铸造成本等特点[1,2]，近年来被广泛应用[3,4]。然而镁合金的密排六方晶体结构使其在常温下表现为较低的延展性，成形难度大，限制了其工业应用[5-7]。因此，有必要系统地研究AZ系列镁合金在超塑性变形状态下的力学行为。以往的研究大多数采用拉伸试验[8]研究镁合金的超塑性，较少关注超塑性压缩变形问题，实际生产中，拉伸的成形条件较少，压缩成形条件较多，因此研究压缩条件下（如超塑性挤压、超塑性镦粗等）[9,10]的超塑性成形尤为重要，且目前镁合金的研究仅限于某一种AZ镁合金，对AZ系列镁合金的研究还不够系统。本构方程在分析和预测超塑性变形行为中起着至关重要的作用，因此以常用的AZ31、AZ61、AZ91镁合金为研究对象，通过对再结晶退火后的镁合金试样进行压缩试验，对其显微组织进行分析，研究其在单向压缩变形过程的超塑性，丰富超塑性变形理论，为扩大材料的工程应用范围奠定基础[11]。

1 试验材料与方法

研究中使用的材料为工业挤压态AZ31、AZ61、AZ91镁合金，其化学成分分别为Mg-3%Al-1%Zn、Mg-6%Al-1%Zn和Mg-9%Al-1%Zn，首先将试样加工成φ8 mm×12 mm的圆柱体，再对其进行再结晶退火试验，图1所示为试样在温度573 K等温退火30 min后的微观结构[12]，结果表明，晶粒尺寸分别为12.7、12.5、12.0 μm。

图1 镁合金在573 K下退火30 min后的组织

压缩试验是在经过改装后的DNS200型电子万能试验机上进行，由于添加了对开式高温炉，可以控制压缩试验中的变形温度在423~673 K，应变速率在1×10-4~1×10-2s-1。

2 试验理论

试样的压缩真实应变可通过以下公式计算：

式中：ε——试样的压缩真应变；h——试样压缩变形前的高度，mm；H——试样压缩变形后的高度，mm。

衡量该材料实现压缩超塑性的指标为试样外缘圆周伸长率λ[9]，计算公式如下：

其中，d为试样压缩变形前的直径，mm；D为试样压缩变形后的直径，mm。

在压缩变形过程中，试样侧面会发生鼓形，为了消除对外缘圆周伸长率计算的影响，根据体积不变原理和压缩真应变计算公式，可得：

试样外缘圆周伸长率=（e-ε/2-1）×100%

应变速率敏感性指数m计算公式如下：

其中，σ表示应力，MPa表示应变。

应变速率敏感性指数m是超塑性变形的一个重要参数，反映了材料抵抗缩颈的能力。根据单向压缩试验得到的载荷-变形曲线，采用Cook-Larke外推法计算并绘制图2所示的单向超塑性压缩变形的真应力-应变曲线（σ-ε曲线）。金属的高温变形是热激活的过程，根据热激活能的计算公式可以推断其变形机理，变形温度和应变速率对流动应力的影响可用以下公式表示。

图2 镁合金在673 K不同应变速率下压缩变形的真应力-真应变曲线

其中，Q为热变形活化能，kJ/mol；σ为应力，MPa；m是应变速率敏感性指数；R是气体常数，其值为8.314 J/K·mol；T是热力学温度，K；dlnσ/d（1/T）由图3所示曲线的斜率估算。

图3 镁合金的lnσ与1/T关系

3 试验结果

3.1 AZ镁合金的压缩结果

表1所示为再结晶退火细化处理后的AZ31、AZ61、AZ91 镁合金在温度673 K、应变速率为1×10-2s-1条件下的压缩试验结果。

表1 压缩试验结果

由表1可知，在温度为673 K、应变速率为1×10-2s-1的条件下，AZ系列镁合金试样未发生开裂，外圆伸长率≥100%，压缩真实应变≥1，表现出良好的压缩超塑性。

图2所示为AZ31、AZ61、AZ91 镁合金在温度673K条件下，不同初始应变速率下的压缩真应力-真应变曲线。由图2可知，AZ31、AZ61和AZ91压缩真应力-真应变曲线形状基本相同，在压缩初期，试样发生加工硬化。随着应变的增加，材料发生动态再结晶和动态回复，曲线斜率下降并趋于水平，随着压缩变形的继续增加，动态再结晶和动态回复与加工硬化趋于平衡，后期流动应力趋于恒定。

3.2 超塑性变形激活能

图3显示了AZ31/AZ61/AZ91镁合金在恒定的应变速率下lnσ与1/T的线性关系，根据图3中斜率可以计算相应的镁合金超塑性变形激活能。AZ31/AZ61/AZ91镁合金超塑性变形激活能Q分别为105.8、165.4、126.2 kJ/mol。

3.3 应变速率敏感指数

图4所示为AZ31/AZ61/AZ91镁合金在温度为673 K、应变量为0.2时流变应力与应变速率的关系曲线，经过计算曲线的斜率得到AZ31/AZ61/AZ91镁合金应变速率敏感指数m分别为0.25、0.23、0.24。根据m值可以推断在压缩超塑性变形的过程中位错蠕变的贡献较小，晶界滑移机制起主要作用。

图4 镁合金在673 K时的流动应力与应变速率的关系曲线（ε=0.2）

3.4 本构方程

在673 K温度下，镁合金的应力指数n为4，超塑性变形的机制是以晶界滑移为主，本构方程为：

其中，DL是镁合金的晶格扩散系数，为1.3×10-14m2/s；b是Burgers矢量，为3.21×10-10；G是镁合金的弹性模量，为（1.92×104-8.6T）MP；K是波尔-塞德曼常数，为1.38×10-23J/K；T是温度，K。将上述参数代入公式中与试验结果进行比较，可以计算出常数A，代入上式如下：

以上根据试验结果建立了AZ31/AZ61/AZ91镁合金的超塑性本构方程。

3.5 超塑性压缩后的微观结构

图5所示为温度在673 K，应变速率为1×10-2s-1的条件下进行等温超塑性压缩后的显微金相，对比图1可知，经过等温超塑性压缩后晶粒尺寸明显细化，可以判断压缩后的组织发生了动态再结晶过程。

图5 镁合金在温度673 K应变速率为1×10-2 s-1的等温超塑性压缩后显微组织

4 讨 论

在压缩变形过程中，试样的外缘圆周伸长率是判断材料是否发生超塑性行为的一个重要标准，通常认为外缘圆周伸长率≥100%时，材料实现了压缩超塑性，如果试样外缘圆周伸长率越大，说明超塑性变形能力越好。在超塑性压缩变形的初期，材料发生了动态再结晶过程，一方面可以使固态α-Mg的晶粒变得细小，另一方面可以增加大角度晶界的数量，以上变化都有利于晶界的滑移，为后续超塑性变形提供了组织条件。另外镁的晶界扩散系数相对较高，在超塑性变形过程中晶界位错堆容易被α-Mg固溶体吸收，这使动态再结晶过程更容易进行，等轴细小晶粒也更容易旋转，晶界更容易滑动，为实现超塑性提供了可能。

5 结束语

经过温度为573 K、时间为30 min的等温退火后的AZ31、AZ61、AZ91镁合金在673 K的压缩温度和1×10-4~1×10-2s-1的初始应变速率下具有超塑性，建立了相应的超塑性压缩本构方程。通过试验可知压缩温度和压缩速率共同影响AZ31/AZ61/AZ91镁合金的超塑性性能，材料在超塑性压缩过程中发生了动态再结晶过程，超塑性压缩机制是动态再结晶下的晶界滑移机制。