擠壓態(tài)鎂合金動態(tài)再結晶臨界模型

丁小鳳，趙富強

(太原科技大學 重型機械教育部工程研究中心，山西 太原 030024)

0 前言

鎂合金具有低密度、高比強度和比剛度等優(yōu)點，作為輕金屬結構件被廣泛應用于航天、航空、汽車等領域[1]。但其自身的密排六方結構使得塑性變形能力差，室溫塑性加工較為困難[2]。

熱加工變形可有效提高鎂合金性能，可降低鎂合金變形抗力提高其可成形性。鎂合金在熱加工過程中內(nèi)部會隨著應變的累積發(fā)生大量位錯，從而發(fā)生加工硬化；同時變形伴隨軟化現(xiàn)象，比如動態(tài)再結晶(Dynamic Recrystallization，DRX)和動態(tài)回復。鎂合金內(nèi)部位錯密度達到臨界值時發(fā)生DRX，對應的應變?yōu)榕R界應變。在熱加工微觀組織演變過程中DRX發(fā)揮重要作用，特別是作為低層錯能的鎂合金在高溫變形過程中，DRX成了主要的軟化機制，故需精準確定其發(fā)生的臨界應變。材料的化學成分、初始晶粒尺寸及變形條件決定其動態(tài)再結晶臨界應變。一般采用流動應力應變曲線分析法和金相實驗法確定臨界值，但需大量的實驗，工作量大且消耗成本。Poliak和Jonas(P-J法)提出臨界條件動力學理論確定DRX臨界值[3]，已被應用在鎂合金[4-5]、鈦合金[6-7]及鋼[8-9]等材料中計算DRX臨界模型。而擠壓態(tài)AZ31鎂合金的DRX臨界動力學模型還未見報道。本文基于擠壓態(tài)鎂合金的熱壓縮實驗得到的應力應變曲線，研究變形條件對熱變形行為的影響，采用單參數(shù)法并引入溫度補償應變速率因子Z，計算熱激活能并構建擠壓態(tài)鎂合金DRX臨界表征模型。

1 實驗材料及方法

1.1 試驗材料

采用Φ38 mm×100 mm擠壓態(tài)AZ31鎂合金棒料，ICP等離子光譜儀測得其化學成分為(質(zhì)量分數(shù), %)：Al 3.21，Zn 0.99，Mn 0.34，F(xiàn)e 0.0021，Si 0.017，Cu 0.0021，Ni 0.00061，Mg 余量。為了消除偏析使得組織均勻，在400 ℃下對鎂合金棒均勻化處理12 h。隨后沿擠壓軸方向切取Φ8 mm×12 mm圓柱試樣為等溫壓縮實驗做準備。

1.2 試驗方案

采用溫度200 ℃、250 ℃、300 ℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃，應變速率0.005 s-1、0.05 s-1、0.5 s-1、3 s-1的變形條件，分別將試樣在Gleeble-1500D 熱模擬試驗機上壓縮，最大變形量達60 %。壓縮前，在試樣的上下兩個端面涂抹機油并粘上石墨片，減少壓頭與試樣間摩擦力帶來的影響。試樣升溫速率采用5 ℃/s，保溫90 s后連續(xù)壓縮變形，通過配套的電子計算機及相關軟件自行采集數(shù)據(jù)，最終獲得真實應力-應變數(shù)據(jù)。選取典型變形條件(溫度400 ℃，應變速率0.05 s-1)的壓縮試樣，通過采用機械拋光和離子刻蝕設備(Leica RES101)制樣，進行EBSD測試，統(tǒng)計動態(tài)再結晶發(fā)生情況。

2 結果及討論

2.1 熱變形行為

如圖1所示為擠壓態(tài)鎂合金在不同溫度應變速率下的應力應變曲線，由圖1可知，各流變曲線變化趨勢相似：應變較小時鎂合金開始發(fā)生加工硬化，隨著應變不斷增加，應力迅速增大，達到峰值后開始出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，應力隨之降低到一定值后開始達到流變穩(wěn)定狀態(tài)，其實質(zhì)是位錯重組和抵消引起的軟化與位錯密度增大引起的加工硬化達到平衡狀態(tài)。變形初期，鎂合金主要的變形機制是位錯萌生和增值。鎂合金屬于底層錯能金屬，由交滑移和攀移引起的動態(tài)回復軟化較難發(fā)生，致使初期應力極速上升。當位錯密度達到一定值，鎂合金開始發(fā)生DRX，其軟化作用與變形引起的硬化達到平衡，流變曲線呈穩(wěn)定狀態(tài)。從圖1還可以看出應力隨著溫度降低和應變速率的增加而增大。溫度對流變曲線影響顯著，變形是熱激活的過程，原子活動隨溫度升高而增強，動能增加可降低晶體滑移剪切力，降低變形抗力[10]。

圖1 AZ31鎂合金熱壓縮應力應變曲線

應變速率為5 s-1，對應的流變曲線不光滑，流動應力呈現(xiàn)鋸齒狀，主要由兩方面原因造成：一是動態(tài)應變時效(DSA)導致，這與Cui等[11]發(fā)現(xiàn)的相似；二是在高應變速率下，DRX和加工硬化競爭激烈，軟化與硬化交替進行，流動應力可能出現(xiàn)鋸齒形狀[10]。

2.2 臨界條件的確定

國內(nèi)外學者常采用sellars模型，即εc=(0.6～0.85)εp，來表示DRX臨界應變模型。本文用Poliak和Jonas等[3]提出的單參數(shù)法確定擠壓態(tài)鎂合金的DRX臨界條件或臨界應變，即分析應變硬化速率θ(dσ/dε)-流變應力σ曲線的拐點或曲線-?θ/?θ-σ的最小值確定其臨界應變εc。

溫度引起的波動及不均勻流動導致曲線不光滑，則需通過高次多項式擬合流動應力來計算θ。通過實驗數(shù)據(jù)計算θ值，并繪制θ-σ曲線，如圖2所示。由圖2可以看出，θ隨σ增大而降低，這是DRX和動態(tài)回復軟化導致的。根據(jù)Poliak可知，θ為0時對應的應力為峰值應力。恒定應變速率下，隨著溫度的升高，峰值應力減小，相應的加工硬化率降低。隨著應力的增大，θ值降低，為0時出現(xiàn)拐點后又回升，但應變速率為5 s-1曲線的沒有出現(xiàn)明顯的拐點。

圖2 不同變形條件對應的應變硬化速率θ-流變應力σ曲線

由于曲線θ-σ上的拐點值無法直接準確地計算，對θ-σ曲線進行三次擬合后，發(fā)現(xiàn)拐點對應曲線(dθ/dσ)-σ的最低點，故用曲線(dθ/dσ)-σ的最低點求DRX的臨界應變 。繪制曲線(dθ/dσ)-σ，如圖3所示，曲線中最低點對應的應力為DRX發(fā)生的臨界應力。

圖3 AZ31不同變形條件下的|-dσ/dε|與σ關系曲線

2.3 動態(tài)再結晶臨界模型

引入溫度補償應變速率因子Z，分析臨界應變與變形條件之間的關系

(1)

(2)

對式(2)兩邊取自然對數(shù)，得到

(3)

(4)

圖4 n和Q值的擬合過程

通過實驗數(shù)據(jù)及計算的臨界應變得到Z與應力應變的關系如圖5所示，隨著Z參數(shù)的增大，臨界應力σc和臨界應變εc值升高，即隨變形溫度的下降和應變速率的上升而增加，且臨界應變與峰值應力對應的應變εp呈線性相關，臨界應力與峰值應力也呈線性相關，關系如圖5所示，最終得到擠壓態(tài)鎂合金DRX的模型

應用所建立的動態(tài)再結晶臨界模型，可以理論預測擠壓態(tài)鎂合金熱加工過程中DRX發(fā)生情況。

圖5 Z參數(shù)與應力應變的關系

2.4 動態(tài)再結晶模型驗證

選取應變速率0.05 s-1、400 ℃及不同變形量的試樣分析DRX，依據(jù)本文構建的DRX模型得到臨界應變值為0.1，傳統(tǒng)理論認為鎂合金峰值應變的80%為DRX的臨界應變[10]，應用到本文中得到臨界應變?yōu)?.21，觀察應變速率0.05 s-1、400 ℃，應變量分別為0.15、0.2的微觀組織DRX分布情況，如圖6所示，藍色代表DRX組織，黃色代表形變亞組織，紅色代表變形組織。從圖a可知變形量為0.15已經(jīng)存在33.6%的動態(tài)再結晶組織，即此條件下已經(jīng)發(fā)生DRX，而當應變?yōu)?.2時已經(jīng)有47.6%發(fā)生DRX,可知應變還未到0.15就開始發(fā)生少量DRX了，而本文構建的模型計算值為0.1，表明本文構建的模型精確，可精確預測擠壓態(tài)鎂合金熱加工過程中DRX發(fā)生情況。

圖6 不同變形量下的DRX組織分布(0.05 s-1，400 ℃)

3 結論

(1)升高溫度和降低應變速率可促進擠壓態(tài)鎂合金動態(tài)再結晶的發(fā)生。發(fā)生動態(tài)再結晶的臨界激活能為171.15 kJ/mol。

(2)臨界應力σc與臨界應變εc隨溫度補償應變速率因子Z值的增大而升高，減小Z值可促進擠壓態(tài)鎂合金動態(tài)再結晶的發(fā)生

(3)采用單參數(shù)法構建了擠壓態(tài)鎂合金發(fā)生動態(tài)再結晶的臨界應變模型

此模型可精確預測擠壓態(tài)鎂合金在熱加工過程中DRX發(fā)生情況。