文章编号：1004-0609(2010)03-0378-07
Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金的高温塑性变形行为的热压缩模拟
王宏伟，易丹青，王 斌，蔡金伶，钱 锋，陈缇萦
(中南大学 材料科学与工程学院，长沙 410083)
摘 要：采用Gleeble?1500热压缩模拟试验机进行压缩实验，研究ZK60(0.9Y+0.3Nd)镁合金在变形温度623~773 K、应变速率0.001~1 s?1的范围内的变形行为，计算应力指数和变形激活能，并采用Zener-Hollomon参数法构建合金高温塑性变形的本构关系。结果表明：在实验变形条件下，合金的真应力—真应变曲线为动态再结晶型；在实验温度范围内，应力指数随着变形温度的升高而增大，变形激活能随着变形温度和应变速率的增加而增大。对比ZK60合金，ZK60(0.9 Y+0.3Nd)合金的变形激活能提高38%。
关键词：塑性变形；热模拟；动态再结晶；镁合金
中图分类号：TG 174.443 文献标识码：A
Hot compressive deformation simulation of Mg-6.3Zn-0.7Zr- 0.9Y-0.3Nd magnesium alloy at elevated temperatures
WANG Hong-wei, YI Dan-qing, WANG Bin, CAI Jin-ling, QIAN Feng, CHEN Ti-ying
(School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)
Abstract: The hot deformation behavior of ZK60(0.9Y+0.3Nd) magnesium alloy was investigated by hot compressive tests on Gleeble?1500 thermal simulation test machine in the temperatures range of 623?773 K and strain rate range of 0.001?1s?1. The stress exponent and the deformation activation energy at elevated temperatures (623?773 K) were calculated. The constitutive equation of the plastic deformation of ZK60(0.9Y+0.3Nd) alloy at elevated temperatures (623?773 K) was obtained by introducing Zener-Hollomon parameter. The results show that the true stress—strain curves of the alloy have dynamic recrystallization character under the present deformation conditions. In the temperature range of 623?773 K, the stress exponent increases with the increase of deformation temperature. The deformation activation energy changes with the increase of deformation temperature and strain rate. Compared with ZK60 alloy, the deformation activation energy of ZK60(0.9Y+0.3Nd) alloy increases by 38%.
Key words: plastic deformation; thermal simulation; dynamic recrystallization; magnesium alloy
镁是最轻的金属结构材料，具有很高的比强度和比刚度、优良的切削加工性能、良好的导热和阻尼减震性能以及优良的电磁屏蔽性和可回收利用等优点，是航空航天飞行器零部件、交通运输工具和3C产品等的理想材料之一[1?3]。但是，由于镁具有密排六方结构，导致镁合金的塑性变形能力较差，常温下难以进行塑性加工，因此，镁合金的高温塑性变形和超塑性变形受到越来越多的国内外学者的关注[4?5]。
Mg-Zn系合金属于典型的高强度变形镁合金，ZK60(名义成分为Mg-6.0Zn-0.7Zr，质量分数，%)是该系合金中综合性能优良的典型合金。又由于镁合金本身轻的缘故，因此，ZK60合金几乎是所有材料中比强度最高的一种，它可以通过压力加工和热处理获得较高的强度和适中的塑性[6]。考虑到稀土元素对镁合金的有益作用，北京航空材料研究所在MB25(相当于美国ZK60A)合金的基础上添加富钇混合稀土元素研制成新型高强度变形镁合金MB26合金(主要成分为ZK60+(1.0?1.65)RE)。与ZK60合金相比，该合金具有强度高、耐热耐腐蚀性好以及密度小等优点，已成功地应用到国产飞机上[7]。王斌等[8]在研究Mg-5.3Zn-0.8Y镁合金高温变形行为时发现，变形温度在573~723 K时，应力指数(n)随着变形温度的升高而升高，并且增加的幅度逐渐增大，变形激活能随着变形温度和应变速率的改变而发生变化。近年来，在热压缩拟研究的基础上，国内也开始应用加工图来研究镁合金的高温变形特点及其组织演变规律，为确定镁合金的热加工工艺制度提供理论依据以及更便捷的途径[9?12]。WANG等[11]应用动态材料模型绘制出ZK60的加工图，图中出现一个功率耗散的峰值区：温度573~648 K、应变速率0.001~0.01 s?1、耗散效率最大值36%，由功率耗散效率的大小可判断出该区域内发生动态再结晶，是最适合的热加工区。但是，目前对MB26合金在高温不同变形速率条件下的塑性变形研究得比较少，因此，本文作者主要针对添加微量混合稀土元素(0.9Y+0.3Nd)的ZK60合金进行高温塑性变形的热/力模拟研究，研究合金在不同变形条件下的流变应力和组织结构的变化情况。
1 实验
实验用合金名义成分为Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd (质量分数，%)，采用电阻炉熔炼，熔剂保护，锆和稀土以Mg-20Zr、Mg-30Y和Mg-30Nd中间合金的形式加入，半连续铸造，铸锭尺寸为d 90 mm。在673 K均匀化处理14 h后，机加工成d 10 mm×15 mm的圆柱形压缩试样，两端开d 9 mm×0.2 mm的浅槽，加入含石墨的固体润滑剂以减少压缩时试样两端的摩擦力。热压缩模拟在GLEEBLE?1500热压缩模拟试验机上进行，应变速率分别为0.001、0.01、0.1和1 s?1，镁及镁合金的典型挤压温度范围为573~723 K[1]。由于本实验用合金含稀土成分比较高，故选择稍高的变形温度，分别为623、673、723和773 K，变形程度为60%。压缩前试样升温速度为2 K/s，保温5 min，变形结束后立即水淬，以保留高温下的变形组织进行后续的组织分析。变形后的试样经锯切、镶嵌、研磨和
抛光后，用60 mL乙二醇+20 mL醋酸+19 mL蒸馏水+1 mL硝酸浸蚀剂显示其组织。使用Leica DM ILM HC金相显微镜观察侵蚀后试样的显微组织。
2 结果与分析
2.1 变形条件对Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金流变应力的影响
Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金在不同温度和应变速率条件下的真应力—真应变曲线如图1所示。由图1可知，在相同应变速率下，随着变形温度的升高，真应力均降低。这是因为：1)温度升高，金属原子热振动的振幅增大，原子间的相互作用力减弱为使最有效的塑性变形机理同时作用创造条件，滑移阻力减小，新滑移不断产生，使变形抗力降低；2)高温下动态再结晶引起的软化程度也随温度的升高而增大，从而导致合金的真应力降低。变形速率是影响材料流变应力的另一个重要因素。从图1可知，在同一变形温度下，材料的真应力峰值随应变速率的增大而增大。这主要是因为应变速率越大，塑性变形时单位应变的变形时间缩短，位错产生的数量增加。同时，由动态再结晶等提供的软化过程时间缩短，塑性变形进行得不充分，合金变形的临界切应力提高，从而导致流变应力增大。
图1(a)中673 K所对应的流变曲线在应变量较大处出现应力急剧下降的异常情况。这可能是由于在低温低应变速率变形时，当应变量较大时，合金内部的局部组织发生开裂导致流变应力突然下降，又由于材料处于压缩状态，进一步的变形会将裂纹焊合，从而流变应力又逐渐回升。当变形速率较高时，若有裂纹产生也会在很短的时间内焊合，从而不会出现应力突变的现象。当材料在高温(773 K)和高应变速率(
= 1 s?1)下变形时，流变应力到达峰值应力后，流变曲线出现锯齿状的流变特征。这主要是由于动态再结晶以及高温下晶粒的迅速长大引起的软化和已再结晶的晶粒又重新变形引起的硬化交替进行造成的。
图1 Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金的热压缩变形的真应力—真应变曲线
Fig.1 True stress—true strain curves of Mg-6.3Zn-0.7Zr- 0.9Y-0.3Nd magnesium alloy during hot compression deformation: (a) 
=0.001 s?1; (b) =0.01 s?1; (c) =0.1 s?1; (d) =1 s?1
2.2 Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金在高温变形过程中的组织演变
Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金在变形过程中，合金的典型组织变化如图2所示。由图2可看出，动态再结晶是一个速度控制的过程，变形速度对新生晶粒的尺寸有很大的影响。当应变速率增大时，变形过程中产生的位错来不及抵消，位错增多，再结晶形核增加，导致晶粒细化[13]。当应变速率为0.001 s?1和0.01 s?1时，沿晶界有细小的动态再结晶晶粒，但数量较少，并且这两者的显微组织很相近，即在较低应变速率的条件下变形时，应变速率对组织的影响不是很明显；当=1 s?1时，组织发生明显变化，生成大量细小的动态再结晶晶粒(见图2(c))，但是，由于变形速率较高，仍保留少量经严重变形而被拉长的晶粒。
图2 Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金在不同热变形条件下合金的金相显微组织
Fig.2 Optical microstructures of alloys compressed under different hot deformation conditions: (a) T=673 K, =0.001 s?1; (b) T=673 K, =0.01 s?1; (c) T=673 K, =1 s?1; (d) T=773 K, =0.01 s?1
当温度升高时，位错的滑移、攀移、交滑移比低温时更容易，动态再结晶的形核率增加，同时，晶界迁移能力增强，因此，温度的升高可以促进动态再结晶的发生[14]。当继续升高变形温度时，细小的等轴晶粒就会长大。从图2(d)可知，当温度升高到773 K时，在=0.01 s?1的条件下，已经看不到细小的再结晶晶粒，大部分已长大，此时所对应的真应力—真应变曲线的峰值应力和稳态流变应力都很小。虽然这有助于塑性成形，但对挤压后材料的力学性能是不利的，应该避免在此高温条件下进行热加工。
在制定挤压方案时，若变形速率较大，应选择在较高温度下挤压；若提高材料挤压后力学性能和减少热裂，应选择在较低温度下挤出。但是，随着温度升高，再结晶晶粒会长大。因此，综合以上因素，在663~693 K，应变速率为1 s?1时热挤压合金，可以获得优良的综合力学性能。
2.3 Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的变形激活能及应力—应变间本构关系的确定
由前面的分析可知，Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的流变应力—应变速率—变形温度之间的相互作用明显。因此，有必要明确合金高温塑性变形过程中各个因素之间的关系，从而掌握合金的高温热变形行为。考虑到材料的热变形与高温蠕变一样存在热激活过程，过程特点之一是应变速率受热激活过程控制，即遵从Arrhenius公式：
Sellars和Tegart提出可采用一个含应力的双曲正弦函数来修正Arrhenius关系，从而更好地描述热激活行为[15]：
式中：为样品的真应变速率；
为试验机控制的样品变形速率；A和σ为与温度无关的常数；n为应力指数，反映变形速率与应力之间的关系；R为摩尔气体常数，8.314 J/(mol?K)；T为绝对温度，K；Q为变形激活能，J/mol，又称动态软化激活能，它反映高温塑性变形时应变硬化与动态软化过程之间的平衡关系。利用ln—lnσ和ln—σ的线性关系(见图3(a)和(b))，线性回归求得：α=0.015 56 MPa?1。
图3 不同温度时Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的高温塑性变形峰值应力与应变速率的关系
Fig.3 Relationship between strain rate (
) and peak stress (σ) of alloy at different temperatures during high temperature plastic deformation: (a) lnvs lnσ; (b) lnvs σ; (c) lnvs ln[sinh(ασ)]; (d) ln[sinh(ασ)] vs 1/T
当应变速率为常数时，假定在很小的温度范围 内变形激活能(Q)保持不变，对式(2)两边取自然对数可得如下线性关系：
由式(3)可求出变形激活能(Q)为
材料的高温塑性加工过程可看作恒应变速率变形下的蠕变行为[15]，因此，根据应力指数的大小，并结合已有的蠕变机理，可以推断镁合金可能的塑性变形机理。由表1可知，应力指数(n)随着变形温度的升高而升高，在温度低于723 K时，上升较快；当温度高于723 K时，增长的幅度较小。因此，可以推断，在623~723 K的温度范围内，塑性变形机理变化较大；在723~773 K的范围内，变形机理基本相同。
根据式(4)即可求出变形激活能的理论值(表1)。变形激活能与温度和应变速率的关系如图4所示。激活能曲线平直，表明这段温度范围内的位错机制比较固定；激活能曲线的上升或下降，表明在变形过程中有新的位错机制参与。从图4可看出，该合金的变形激活能随着温度的升高而增大，表明在材料变形过程中，位错的运动机制在变化；当温度高于723 K后，激活能的变化比较平缓，驱动位错运动的动力主要是有效应力。在高温(≥573 K)下，由于材料的高温塑性变形激活能接近合金的体积扩散能，导致大量位错攀移产生[16]，使得大量的异号位错相抵消，从而潜在的位错源数量减少，因此，要产生新的位错源使塑性变形继续进行，必然会导致变形激活能的增大。变形激活能随着应变速率的增大总体上表现为逐渐增大，但在＜0.1 s?1时，合金的变形激活能曲线在应变速率为0.001 s?1和0.01 s?1的条件下几乎重合。这表明这2种应变速率对变形机制的影响规律相同，即塑性变形可能都由位错的攀移控制。从图2中的显微组织也可看出，2种应变速率条件下的组织差异不大，这可能与变形激活能的相近有关。而当＞0.01 s?1时，激活能迅速增大，结合前面应变速率对流变应力的影响可知，这可能是由于高应变速率下较大的应力激活了新的塑性变形机制所致。
表 1 Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金不同温度下的应力指数和变形激活能
Table 1 Apparent activation energy (Q) and exponent (n) of Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd alloy
图4 不同应变速率下Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的变形激活能与温度的关系
Fig.4 Relationship between apparent activation energy and temperature of alloy at different strain rates
与文献[9]的Mg-5.3Zn-0.8Zr合金的变形激活能(Q=154.506 kJ/mol)相比，Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y- 0.3Nd合金的变形激活能(Q=212.827 kJ/mol)比较高，增大约38%。由于Mg的层错能低，其扩展位错宽度大，很难从位错网络中解脱，也很难通过交滑移和攀移而与异号位错相抵消。溶质原子加入后会降低合金的层错能，进一步使扩展位错宽化，交滑移和攀移困难而导致动态回复更加困难，使动态再结晶倾向增加。在ZK60系合金中加入有较大固溶度的合金元素Y和Nd后，除产生固溶强化效果外，还与基体形成弥散分布的Mg3YZn6等第二相粒子[17]和强化基体，且该稀土相的熔点与热稳定性较高，在金属高温塑性变形过程中会阻碍位错运动，使位错发生交滑移和攀移所需的能量进一步提高，因此，激活能的升高可归因于合金元素的加入，从而使合金发生动态回复所需的能量提高，有利于发生动态再结晶。
在金属和合金的热加工变形过程中，应变速率受到热激活的控制，变形温度和应变速率对变形的影响由Zener和Hollomon通过引入参数Z来表示：
式中：Z为Zener-Hollomon参数，其物理意义为温度补偿的应变速率因子。将Z参数代入式(2)可得如下关系：
(6)
由图3(c)的
—
的线性关系可知，其截距为
。将变形激活能Q的平均值代入中，即得到A=7.60998×1013。
根据双曲正弦函数的定义，可以将流变应力表达为Zener-Hollomon参数的函数：
将Q的平均值代入式(6)可得热加工参数Z的近似表达式：
(8)
高温稳态流变应力对应变不敏感，因此，忽略应变的影响，将α和n的平均值代入式(7)可得用Z参数表示的峰值应力σ、应变速率和温度T的本构关系式：
3 结论
1) 在同一应变速率条件下热压缩变形时，Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的流变应力随着温度的升高而降低，且发生动态再结晶；在同一变形温度下变形时，合金的真应力随着应变速率的增大而升高。在623~773 K时，应力指数随着温度的升高而增加；当T≥723 K时，增加较缓慢。
2) Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd合金的变形激活能Q随变形温度和应变速率的升高而增大，在=0.001 s?1和=0.01 s?1条件下，变形激活能的变化很小。与ZK60合金的变形激活能相比，Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y- 0.3Nd合金的Q增加了大约38%。
3) 采用Zener-Hollomon参数法构建的Mg-6.3Zn-0.7Zr-0.9Y-0.3Nd镁合金的高温塑性变形峰值应力σ、应变速率和变形温度T之间的本构关系为：
式中：。
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基金项目：湖南省科技攻关资助项目(04GK10082)
收稿日期：2009-06-01；修订日期：2009-11-30
通信作者：易丹青，教授，博士；电话：0731-88830263；E-mail: yioffice@mail.csu.edu.cn
(编辑 杨 华)
