試樣尺寸對鎂基塊體金屬玻璃壓縮力學(xué)行為的影響

尹 健, 袁廣銀 , 陳樂平, 周 全

(1. 南昌航空大學(xué) 航空制造工程學(xué)院，南昌 330063；2. 上海交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240)

試樣尺寸對鎂基塊體金屬玻璃壓縮力學(xué)行為的影響

尹 健1, 袁廣銀2, 陳樂平1, 周 全1

(1. 南昌航空大學(xué) 航空制造工程學(xué)院，南昌 330063；2. 上海交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240)

研究試樣直徑和高徑比對3種鎂基塊體金屬玻璃Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10和Mg75Ni10Gd10壓縮變形行為的影響，探討鎂基塊體金屬玻璃斷裂模式的轉(zhuǎn)變機制。壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線和斷口掃描電鏡觀察結(jié)果表明：鎂基塊體金屬玻璃Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10和Mg75Ni10Gd10在壓縮條件下可在3個不同的變形階段發(fā)生斷裂，第1個是彈性變形階段，在此變形階段金屬玻璃都以解理方式斷裂，無塑性；第2個變形階段的斷裂為解理和剪切混合方式斷裂，金屬玻璃具有一定的剪切塑性變形；第3個變形階段為穩(wěn)定剪切鋸齒塑性流變階段，在此變形階段金屬玻璃都是以剪切方式斷裂，具有穩(wěn)定的塑性變形；鎂基塊體金屬玻璃的斷裂模式與尺寸有關(guān)，減小試樣的直徑和高徑比都有利于塊體金屬玻璃由解理斷裂向剪切斷裂的轉(zhuǎn)變，強度和塑性也相應(yīng)地得到提高。

金屬玻璃；鎂合金；力學(xué)行為；尺寸效應(yīng)

塊體金屬玻璃(Bulk metallic glass, BMG)具有優(yōu)異的力學(xué)性能，如較高的斷裂強度和硬度，得到了廣泛的關(guān)注。近年來，研究人員發(fā)現(xiàn) BMG 的力學(xué)行為存在尺寸效應(yīng)。HUANG等[1]比較了直徑為 1、2、3、4和6 mm 的Ti40Zr25Ni3Cu12Be20BMG 試樣的塑性，發(fā)現(xiàn)樣品塑性與自由體積相關(guān)，樣品越小，所含自由體積越大，塑性越高。SCHUSTER等[2]研究了直徑為幾十微米到幾毫米 Pd40Ni40P20金屬玻璃樣品的壓縮力學(xué)行為，結(jié)果表明：Pd40Ni40P20金屬玻璃的強度與尺寸無關(guān)，而保持一個相對恒定的數(shù)值。WU等[3]通過 Zr48Cu45Al7BMG 壓縮實驗，比較了直徑為 1、2、3 和 4 mm 樣品的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)該 BMG 存在塑性向脆性(malleable-to-brittle) 轉(zhuǎn)變的臨界樣品直徑dc，當(dāng)樣品直徑小于 dc時，樣品具有相對恒定的強度且塑性隨著樣品直徑減小而增大；當(dāng)樣品直徑大于 dc時，樣品強度隨樣品直徑增大而逐漸降低?？梢?，對于不同的合金體系中，其力學(xué)行為尺寸效應(yīng)各有不同。

在鎂基塊體金屬玻璃體系中， PARK等[4]報道了Mg65Cu7.5Ni7.5Zn5Ag5Y5Gd5BMG存在塑性的尺寸效應(yīng)，但并非樣品尺寸越小，塑性越高，而塑性的尺寸效應(yīng)的根本原因來自樣品冷卻歷史不同而引起的結(jié)構(gòu)不均勻性，該結(jié)論與文獻[1]中的研究結(jié)果不同。LEE等[5]比較了直徑分別為 1 μm、3 μm 和 3 mm Mg65Cu25Gd10金屬玻璃樣品的斷裂強度，發(fā)現(xiàn)其強度存在尺寸效應(yīng)，樣品直徑越小，強度越高，且該尺寸效應(yīng)由樣品缺陷引起，缺陷隨著樣品尺寸的變大而增加，導(dǎo)致斷裂強度隨尺寸的變大而降低，這一觀點與文獻[2]中的研究結(jié)果似乎矛盾。為了更全面地了解鎂基金屬玻璃力學(xué)行為的尺寸效應(yīng)，本文作者選擇3種強度和塑性不同的鎂基塊體金屬玻璃Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10和 Mg75Ni15Gd10(分別記為 A、B和C)，對這3種塊體金屬玻璃的3種不同尺寸 d 2 mm×4 mm, d 1 mm×2 mm 和 d 2 mm×1 mm試樣的壓縮力學(xué)行為進行研究。

1 實驗

Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10和 Mg75Ni15Gd10塊體金屬玻璃采用如下方法制備。所用原料為純金屬Mg、Cu、Ni 和 Gd，純度均大于 99.9% (質(zhì)量分數(shù))。Cu-Gd、Ni-Gd二元中間合金以及Cu-Ni-Gd三元中間合金預(yù)先在氬氣環(huán)境下電弧爐中制備，再將預(yù)制的中間合金分別與純Mg在感應(yīng)爐中加熱熔煉，以高純氬氣(純度大于99.99%)作為保護氣氛，制得 Mg-Cu-Gd、Mg-Ni-Gd 以及 Mg-Cu-Ni-Gd 母合金。采用銅模噴射鑄造方法，將母合金重熔噴射鑄造獲得直徑為1 mm或 2 mm 的圓棒狀塊體金屬玻璃。所得塊體金屬玻璃的非晶態(tài)結(jié)構(gòu)采用Rigaku D/max 2550 型 X 射線衍射儀(XRD)和 TA?Q10 型示差掃描熱分析儀(DSC)進行確認。壓縮實驗所用尺寸為 d 2 mm×4 mm、d 1 mm×2 mm 和 d 2 mm×1 mm 的試樣直接從直徑為1 mm或 2 mm 的圓棒狀塊體金屬玻璃上截取得到。壓縮實驗在Zwick/Roell Z020材料實驗機上完成，初始應(yīng)變速率為 5 ×10?4s?1。試樣壓縮斷裂形貌采用JEOL JSM?6460 型掃描電子顯微鏡(SEM)進行觀察。

2 結(jié)果

2.1 d 2 mm×4 mm 試樣

圖1所示為3種塊體金屬玻璃A、B和C的d 2 mm×4 mm樣品的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線。由圖1可知，金屬玻璃 A 在彈性階段發(fā)生斷裂，未觀察到明顯的塑性應(yīng)變，這也是鎂基金屬玻璃脆性的體現(xiàn)[6?8]。金屬玻璃B和C都發(fā)生了屈服現(xiàn)象，如圖 1 中插圖所示，兩者的塑性應(yīng)變依次為 0.04% 和 0.07%，說明 d 2 mm 金屬玻璃B和C發(fā)生了有限的塑性變形。3種塊體金屬玻璃A、B和C的斷裂強度 σm分別為846、921和860 MPa。

圖1 Fd 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10 和Mg75Ni15Gd10金屬玻璃的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.1 Compressive stress—strain curves of d 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10, Mg65Cu20Ni5Gd10 and Mg75Ni15Gd10 glassy rods

圖2所示為對應(yīng)于圖 1 中金屬玻璃試樣 A、B和 C壓縮斷裂的 SEM 像。如圖 2(a) 所示，塊體金屬玻璃 A 破裂成許多小碎片，碎片表面形貌主要有兩種特征：一種是典型的解理斷裂特征，如圖3(a) 所示，斷面上分布著不規(guī)則但具有相似特征的裂紋，裂紋呈現(xiàn)從一點向外放射狀擴展特征，這與Co 基金屬玻璃的脆性解理斷裂特征類似[9?10]。在較大的放大倍數(shù)下(見如圖 3(b)) 可觀察到，裂紋從箭頭所指處形核，經(jīng)過光滑區(qū)(Mirror region)、模糊區(qū)(Mist region)和粗糙區(qū)(Hackle region)向外擴展，表現(xiàn)出典型解理裂紋擴展特征。圖3(c) 所示為一個特別的解理裂紋擴展形貌，白色圓圈處為試樣中所含的缺陷。試樣缺陷往往是應(yīng)力集中之處，解理裂紋也易從應(yīng)力集中處首先形核而擴展，因而可認為圖3(c) 所示裂紋是由于試樣缺陷所引起的解理裂紋。金屬玻璃A斷裂形貌的另一種特征是剪切斷裂，如圖 2(a)中的白色箭頭所示，其細節(jié)特征如圖4所示，斷裂面較解理斷面相對平坦，呈現(xiàn)脈狀或河流狀花樣，這是典型金屬玻璃剪切塑性流變特征[9,11]。在剪切斷裂面上也可看到許多解理裂縫，如圖4中的白色箭頭所示。

圖2 Fd 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10 和 Mg75Ni15Gd10 金屬玻璃的壓縮斷裂形貌Fig.2 Compressive fracture morphologies of d 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10 (a), Mg65Cu20Ni5Gd10 (b) and Mg75Ni15Gd10 (c) glassy rods

圖3 Fd 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10 金屬玻璃斷裂面形貌Fig.3 SEM images of fracture surface of d 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10 glassy rod:(a) Fracture surface; (b), (c) Enlarged images in (a)

從圖2(a)可知，金屬玻璃 A 斷面主要是以解理裂紋特征為主，而塑性流變特征的斷面較少，表明金屬玻璃A的斷裂主要是由解理裂紋形核和擴展導(dǎo)致的斷裂，也就是說，其斷裂方式由解理斷裂模式支配，呈現(xiàn)脆性特征；從圖2(c)可知，金屬玻璃C的斷面主要由圖中白色箭頭所指較平坦的剪切斷面組成，表明金屬玻璃C的斷裂方式由剪切斷裂模式支配，呈現(xiàn)剪切塑性特征；從圖2(b)可知，金屬玻璃B的斷面具有更多的解理特征，但也有相對更平坦的剪切斷面，如白色箭頭所示，表明金屬玻璃 B 也是以脆性解理斷裂為主，兼有剪切斷裂傾向。

圖4 d 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10 金屬玻璃剪切斷裂面形貌Fig.4 SEM image of shear fracture surface of d 2 mm×4 mm Mg65Cu25Gd10 glassy rod

將圖 2 中的斷裂形貌和圖 1 中的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線進行對照可知：以解理斷裂模式為主斷裂的金屬玻璃A 無任何塑性應(yīng)變；以剪切斷裂為主模式斷裂的金屬玻璃C不僅具有明顯的屈服，而且具有一定的塑性應(yīng)變；金屬玻璃 B具有屈服現(xiàn)象，但塑性應(yīng)變相對金屬玻璃C的小，其斷裂模式介于金屬玻璃A和B之間。

2.2 Fd 1 mm×2 mm 試樣

圖5所示為典型的A、B和C 3種塊體金屬玻璃d 1 mm×2 mm 樣品的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線。從圖5中可看到：金屬玻璃A出現(xiàn)了屈服現(xiàn)象，而金屬玻璃B和C不僅出現(xiàn)了明顯的屈服現(xiàn)象，還出現(xiàn)了鋸齒形塑性流變平臺；金屬玻璃A、B 和C的塑性應(yīng)變分別為 0.08%、0.19% 和 0.26%。3種塊體金屬玻璃A、B和C的斷裂強度 σm分別為910、935和853 MPa。

與d 2 mm 壓縮樣品相比， 3種塊體金屬玻璃A、B和C d 1 mm 樣品的塑性都有所增加，金屬玻璃A從 d 2 mm 樣品的零塑性轉(zhuǎn)變?yōu)?d 1 mm 樣品的0.08% 塑性應(yīng)變，并出現(xiàn)了屈服現(xiàn)象，而金屬玻璃B和C的應(yīng)力—應(yīng)變曲線上出現(xiàn)的鋸齒流變平臺反映了金屬玻璃B和C出現(xiàn)了明顯的剪切塑性變形。這些結(jié)果表明：鎂基金屬玻璃的塑性存在尺寸效應(yīng)，樣品直徑越小，塑性越好。

與d 2 mm 壓縮樣品相比，A和B塊體金屬玻璃d 1 mm 樣品的斷裂強度都有所增加，而C 塊體金屬玻璃d 1 mm 樣品的強度基本不變。這表明，對于A和B塊體金屬玻璃來說，斷裂強度隨試樣直徑的減少而增加，而金屬玻璃 C 的斷裂強度隨試樣直徑的減小而基本保持穩(wěn)定。

圖5 Fd 1 mm×2 mm Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10 和Mg75Ni15Gd10金屬玻璃的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.5 Compressive stress—strain curves of d 1 mm×2 mm Mg65Cu25Gd10, Mg65Cu20Ni5Gd10 and Mg75Ni15Gd10 glassy rods

圖6 所示為d 1 mm×2 mm金屬玻璃 B的壓縮斷裂形貌。圖 6(a)顯示樣品沿著一個主剪切面斷裂，斷面呈脈狀或河流狀特征(見圖 6(b)和(c))，反映塑性斷裂特征。在金屬玻璃B的剪切斷面上，可觀察到由圖6(d) 中白色虛線圓圈所示的樣品缺陷所引起的解理斷裂面，在剪切斷面上亦可清楚地看到解理裂紋，如圖6(c)和(d)中的箭頭所示。以上現(xiàn)象表明：d 1 mm金屬玻璃 B 的斷裂方式主要由剪切斷裂為主，但解理裂紋依然存在于樣品中。前面的結(jié)果表明：金屬玻璃B d 2 mm 樣品以解理斷裂為主，而其 d 1 mm 樣品以剪切斷裂方式為主，說明鎂基金屬玻璃斷裂方式也與尺寸有關(guān)，即斷裂模式存在尺寸效應(yīng)。

圖7所示為 d 1 mm×2 mm金屬玻璃 C 的斷裂形貌，該斷裂形貌與金屬玻璃 B的類似。圖7(a) 顯示樣品沿著一個主剪切面斷裂，斷面主要呈脈狀或河流狀，也可觀察到解理斷面(見圖7(c) 所示斷面上端)和解理裂紋(如圖 7(b)和(d)中黑色箭頭所示)分布在斷面上，這表明d 1 mm 金屬玻璃C也是以剪切斷裂為主，但解理裂紋依然存在在樣品中。d 1 mm 金屬玻璃C的斷裂方式，與前面所述其 d 2 mm樣品的斷裂方式一致，均呈以剪切斷裂為主的斷裂。不同的是，在d 1 mm 金屬玻璃C 斷裂樣品表面可觀察到大量而清晰的剪切帶，如圖7(b)中白色箭頭所示，而在d 2 mm斷裂樣品表面(見圖2(c))未見到如此多的剪切帶。這表明，d 1 mm金屬玻璃C 在斷裂之前發(fā)生了大量剪切塑性流變，其塑性變形能力優(yōu)于 d 2 mm 樣品的，顯示其塑性與樣品尺寸有關(guān)，即塑性存在尺寸效應(yīng)。

圖6 d 1 mm×2 mm Mg65Cu20Ni5Gd10 金屬玻璃的壓縮斷裂形貌Fig.6 SEM images of fracture surface of d 1 mm×2 mm Mg65Cu20Ni5Gd10 glassy rods: (a) Fracture morphology; (b) Fracture surface; (c), (d) Enlarged image in (b)

圖7 Fd 1 mm×2 mm Mg75Ni15Gd10 金屬玻璃的斷裂形貌Fig.7 SEM images of fracture morphologies of d 1 mm×2 mm Mg75Ni15Gd10 glassy rods: (a) Fractured sample; (b) Lateral surface;(c) Fracture surface; (d) Enlarged image in (c)

圖8 Fd 2 mm×1 mm Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10 和Mg75Ni15Gd10金屬玻璃的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.8 Compressive stress—strain curves of d 2 mm×1 mm Mg65Cu25Gd10, Mg65Cu20Ni5Gd10 and Mg75Ni15Gd10 glassy rods

圖9 Fd 2 mm×1 mm Mg65Cu25Gd10金屬玻璃的斷裂形貌Fig.9 SEM images of fracture surface of d 2 mm×1 mm Mg65Cu25Gd10 glassy rods: (a) Upper surface; (b) Enlarged image in (a)with inset showing enlarged image marked by arrow; (c) Lateral surface

2.3 d 2 mm×1 mm 試樣

高徑比為 0.5 的 d 2 mm×1 mm 樣品與高徑比為 2 的 d 2 mm×4 mm和d 1 mm×2 mm 樣品的壓縮變形方式有所不同。對于低壓縮比的d 2 mm×1 mm樣品，一方面，壓頭對樣品剪切帶的擴展具有強烈的限制作用，從而可抑制剪切帶的失穩(wěn)擴展[12?13]，另一方面，壓頭與樣品間的摩擦力也具有重要作用，該摩擦力對樣品的側(cè)向作用可使樣品處于三向應(yīng)力狀態(tài)[13]，在一定程度上可抑制解理裂紋和剪切帶的形核和擴展[14?15]。這兩方面的因素可使 d 2 mm×1 mm 樣品在壓縮變形過程更清晰地呈現(xiàn)出解理斷面和剪切斷面的形成。

圖8所示為3種典型的塊體金屬玻璃A、B和C d 2 mm×1 mm樣品的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線。從圖8可看到：3種塊體金屬玻璃都出現(xiàn)了明顯的屈服現(xiàn)象，并且都呈現(xiàn)鋸齒流變平臺；與d 2 mm×4 mm、d 1 mm×2 mm 樣品相比，d 2 mm×1 mm樣品的塑性應(yīng)變明顯提高， 3種塊體金屬玻璃A、B和C的塑性應(yīng)變分別達到0.9 %，6.1 % 和大于10%。

圖9所示為 d 2 mm×1 mm 金屬玻璃 A的斷裂形貌。斷裂形貌呈現(xiàn)明顯的兩種特征：一種是大量的解理裂紋，如圖 9(a)中的白色箭頭所示，裂紋都近似平行于壓力軸向；另一種是剪切斷面，呈脈狀或河流花樣，如圖9(a)中黑色箭頭所示，其放大圖如圖9(b)中插圖所示。圖 9(c)顯示樣品表面清晰的剪切帶，如白色箭頭所示，說明樣品斷裂前發(fā)生了塑性變形。

圖10所示為 d 2 mm×1 mm金屬玻璃 C壓縮塑性應(yīng)變量為 25% 時樣品的形貌。從圖10可觀察到：樣品表面呈現(xiàn)廣泛分布的剪切帶，說明金屬玻璃 C具有優(yōu)良剪切變形能力；除此之外，在樣品表面可觀察到解理裂紋(如圖 10中黑色箭頭所示)以及剪切裂紋(如圖10中白色箭頭所示)。

圖10 Fd 2 mm×1 mm Mg75Ni15Gd10金屬玻璃壓縮應(yīng)變量為 25% 時試樣的SEM像Fig.10 SEM image of d 2 mm×1 mm Mg75Ni15Gd10 glassy rod deformed by 25% plastic strain

圖11 BMG的壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線示意圖Fig.11 Schematic illustration of compressive stress—strain curve of typical BMG

3 討論

圖11所示為BMG單軸壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線。在圖11中曲線上，s點表示 BMG 的屈服點，也是 BMG彈性變形結(jié)束點，該點對應(yīng)的應(yīng)力值為 BMG的屈服強度 σy；e點表示 BMG 鋸齒塑性流變平臺的開始點，對應(yīng)的應(yīng)力值表示為 σe，BMG 從此點開始進行單一的純剪切變形 (Shear bending)；m 點表示應(yīng)力值最大值的點，代表 BMG 的最大斷裂強度 σm。需要說明的是，由于 σy和σe值差別不大，在文獻中常常把 BMG 開始發(fā)生鋸齒塑性流變的應(yīng)力值 σe稱為BMG 的屈服強度。但是，對于某些塑性較差的 Mg基 BMG，在s點和 e 點之間有限的塑性變形也是重要的變形特征。因此，為了更細致地表征 Mg 基BMG的變形行為，本研究將 s點的應(yīng)力值定義為BMG 屈服強度 σy。另外，由于 BMG 無應(yīng)變強化，σe與 σm真實應(yīng)力值(True stress)相當(dāng)[16]，故可認為 σe=σm，也就是說，BMG 開始發(fā)生鋸齒塑性流變后，真實應(yīng)力值不增加，σe在數(shù)值上相當(dāng)于最大斷裂強度。

根據(jù)圖 11 中應(yīng)力(σ) 隨應(yīng)變(ε)的變化規(guī)律，可將BMG 的壓縮變形過程分為3個具有不同特征的變形階段：第1階段是在屈服點s以前的彈性變形階段，σ隨ε的增大基本呈線性增大，無塑性應(yīng)變；第2階段階段為s點到e點之間的階段，σ隨ε 的增大而增大，塑性應(yīng)變開始增加，如圖11中插圖 (a)所示；第3階段階段為e點之后的純剪切塑性流變階段，σ真實應(yīng)力值基本不隨ε變化，塑性應(yīng)變穩(wěn)定增加，如圖11中插圖(b)所示。

由以上實驗結(jié)果可知：3種塊體金屬玻璃 A、B和C在斷裂失效點覆蓋了圖11中的第1、第2或第3變形階段，而不同的變形階段對應(yīng)著不同的斷裂模式。第1階段的斷裂是以解理斷裂為主，比如金屬玻璃 A的d 2 mm×4 mm 樣品；第2階段的斷裂為解理斷裂和剪切斷裂并存，比如金屬玻璃 B 的d 2 mm×4 mm樣品；第3階段的斷裂是以剪切斷裂為主，比如金屬玻璃 B和 C 的d 1 mm×2 mm 樣品。斷裂模式從解理斷裂向剪切斷裂轉(zhuǎn)變，意味著第1階段斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榈?階段斷裂，強度和塑性也相應(yīng)得到提高。

從3種塊體金屬玻璃A、B和C的應(yīng)力—應(yīng)變曲線可知，斷裂所在的變形階段與試樣的尺寸有關(guān)：對于d 2 mm×4 mm 樣品， 金屬玻璃 A 在第1階段發(fā)生斷裂，而金屬玻璃 B 和 C 在第2階段發(fā)生斷裂；對于 d 1 mm×2 mm 樣品，金屬玻璃 A 轉(zhuǎn)變?yōu)樵诘?階段發(fā)生斷裂，而金屬玻璃 B 和 C也轉(zhuǎn)變?yōu)樵诘?階段發(fā)生斷裂；對于 d 2 mm×1 mm 樣品，金屬玻璃 A 、B 和 C都在第3階段發(fā)生斷裂。可見，減小試樣的直徑或高徑比都有利于第1階段的斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榈?、甚至第3階段的斷裂，也就是說，減小試樣的直徑或高徑比都有利于斷裂模式從解理斷裂向剪切斷裂的轉(zhuǎn)變。

斷裂模式從解理斷裂向剪切斷裂轉(zhuǎn)變的關(guān)鍵因素在于降低在第1或第2變形階段解理裂紋形核和擴展的概率，防止在第1或第2變形階段發(fā)生斷裂，以達到第3變形階段。前面實驗結(jié)果表明：可從3個方面來降低解理裂紋形核和擴展的概率。第1個方面，降低試樣中可引起解理斷裂的缺陷率，如減小樣品的體積。由解理裂紋形成的缺陷率應(yīng)與試樣的體積成正比，體積越小，缺陷也越少，解理裂紋形核的概率也就越小。d 1 mm×2 mm 和d 2 mm×1 mm樣品的體積分別是d 2 mm×4 mm 樣品的 1/8 和 1/4，則d 1 mm×2 mm 和d 2 mm×1 mm樣品的缺陷率比d 2 mm×4 mm 樣品的低得多，解理裂紋形核的概率也就低得多。第2個方面，減小試樣的直徑。通常，鑄造金屬玻璃圓棒的直徑越小，冷卻速度越快，所含自由體積越大，屈服強度σy越低[1]。剪切帶在較低的屈服強度σy開始形核和擴展，意味著塑性變形開始，塑性變形可消耗外加的能量，因而減小了解理裂紋擴展的驅(qū)動力。第3個方面，減小試樣的高徑比使樣品處于三向應(yīng)力狀態(tài)，在一定程度上可抑制解理裂紋的形核和擴展。

在第1和第2變形階段，解理斷裂起主導(dǎo)作用，試樣缺陷直接影響解理斷裂強度，強度呈 Weibull分布，試樣缺陷越少，強度越高。金屬玻璃 A 的 d 1 mm×2 mm 和 d 2 mm×4 mm樣品都在第1或第2變形階段發(fā)生以解理斷裂為主的斷裂，因此，體積較小而引起解理斷裂的缺陷越少的d 1 mm×2 mm 樣品的強度要高于d 2 mm×4 mm樣品的?？梢姡瑢τ诮饫頂嗔涯Ｊ降慕饘俨Ａ?，其斷裂強度隨試樣體積變小而增加，這一結(jié)果與LEE等[5]的觀點一致。解裂裂紋形成概率的減低，使得第2變形階段的斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榈?變形階段的斷裂，塑性相應(yīng)得到提高，這第一點可解釋為金屬玻璃 B d 2 mm×4 mm樣品在第2階段斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)閐 1 mm×2 mm 樣品在第3階段斷裂，從而使塑性得到提高。而金屬玻璃C d 2 mm×1 mm樣品穩(wěn)定的鋸齒流變塑性，一方面可歸因于壓頭對剪切帶不穩(wěn)定擴展的抑制，另一方面可歸因于解裂裂紋擴展被三向應(yīng)力所抑制，以及穩(wěn)定的剪切變形消耗外界能量而降低了解理裂紋擴展的可能性。

由以上分析可知：當(dāng)金屬玻璃 A 的直徑 d 很小(小于1 mm)時，在第1或第2變形階段將不發(fā)生解理斷裂，而在第3變形階段發(fā)生剪切斷裂，也就是相當(dāng)于存在WU等[3]提出的臨界尺寸 dc，斷裂方式可由大于 dc樣品的解理斷裂向小于 dc樣品的剪切斷裂轉(zhuǎn)變，強度和塑性都得到提高；而進入剪切斷裂的第 3變形階段后，斷裂強度保持在鋸齒流變平臺開始應(yīng)力σe值，也就是說，在這種情況下，小于臨界尺寸dc時，斷裂強度不存在尺寸效應(yīng)，這也是 SCHUSTER等[2]的觀點。

4 結(jié)論

1) 研究了試樣直徑和高徑比對 3種鎂基塊體金屬玻璃 Mg65Cu25Gd10、Mg65Cu20Ni5Gd10和Mg75Ni15Gd10壓縮變形行為的影響。結(jié)果表明：試樣的斷裂模式與試樣尺寸有關(guān)，而減小試樣直徑和高徑比都有利于塊體金屬玻璃由解理斷裂向剪切斷裂轉(zhuǎn)變。

2) 不同的斷裂模式對應(yīng)著不同變形階段以及不同的強度和塑性。在彈性變形階段，塊體金屬玻璃以解理方式斷裂，金屬玻璃無塑性；在剪切鋸齒塑性流變階段，塊體金屬玻璃以剪切方式斷裂，金屬玻璃具有明顯的塑性變形，強度保持相對穩(wěn)定值；在彈性變形和剪切鋸齒流變之間的階段，塊體金屬玻璃以解理和剪切混合方式斷裂，金屬玻璃具有一定的剪切塑性變形。

3) 降低鎂基金屬玻璃在變形過程中解理裂紋形核和擴展的概率有利于斷裂模式從解理斷裂向剪切斷裂轉(zhuǎn)變，強度和塑性相應(yīng)地提高。這一結(jié)論將為提高鎂基金屬玻璃強度和塑性提供理論指導(dǎo)，如減小試樣直徑或高徑比以及使樣品受三向應(yīng)力都可降低變形過程中解理裂紋形核和擴展的概率，從而使強度或塑性得到提高。

REFERENCES

[1] HUANG Y J, SHEN J, SUN J F. Bulk metallic glasses: Smaller is softer[J]. Applied Physics Letters, 2007, 90 (8): 081919.

[2] SCHUSTER B E, WEI Q, HUFNAGEL T C, RAMESH K T.Size-independent strength and deformation mode in compression of a Pd-based metallic glass[J]. Acta Materialia, 2008, 56(18):5091?5100.

[3] WU W F, HAN Z, LI Y. Size-dependent “malleable-to-brittle”transition in a bulk metallic glass[J]. Applied Physics Letters,2008, 93(6): 061908.

[4] PARK E S, LEE J Y, KIM D H, GEBERT A, SCHULTZ L.Correlation between plasticity and fragility in Mg-based bulk metallic glasses with modulated heterogeneity[J]. Journal of Applied Physics, 2008, 104(2): 023520.

[5] LEE C J, HUANG J C, NIEH T G. Sample size effect and microcompression of Mg65Cu25Gd10metallic glass[J]. Applied Physics Letters, 2007, 91(16): 161913.

[6] YUAN G, QIN C, INOUE A. Mg-based bulk glassy alloys with high strength above 900 MPa and plastic strain[J]. Journal of Materials Research, 2005, 20(2): 394?400.

[7] XU Y K, MA H, XU J, MA E. Mg-based bulk metallic glass composites with plasticity and gigapascal strength[J]. Acta Materialia, 2005, 53(6): 1857?1866.

[8] YUAN G, INOUE A. The effect of Ni substitution on the glass-forming ability and mechanical properties of Mg-Cu-Gd metallic glass alloys[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2005,387(1/2): 134?138.

[9] ZHANG Z F, ZHANG H, SHEN B L, INOUE A, ECKERT J.Shear fracture and fragmentation mechanisms of bulk metallic glasses[J]. Philosophical Magazine Letters, 2006, 86(10):643?650.

[10] FAN J T, ZHANG Z F, MAO S X, SHEN B L, INOUE A.Deformation and fracture behaviors of Co-based metallic glass and its composite with dendrites[J]. Intermetallics, 2009, 17(6):445?452.

[11] ZHANG Z F, ECKERT J, SCHULTZ L. Difference in compressive and tensile fracture mechanisms of Zr59Cu20Al10Ni8Ti3bulk metallic glass[J]. Acta Materialia, 2003,51(4): 1167?1179.

[12] WU F F, ZHANG Z F, MAO S X. Compressive properties of bulk metallic glass with small aspect ratio[J]. Journal of Materials Research, 2007, 22(2): 501?507.

[13] ZHANG Z F, ZHANG H, PAN X F, DAS J, ECKERT J. Effect of aspect ratio on the compressive deformation and fracture behavior of Zr-based bulk metallic glass[J]. Philosophical Magazine Letters, 2005, 85(10): 513?521.

[14] WU F F, ZHANG Z F, JIANG F, SUN J, SHEN J, MAO S X.Multiplication of shear bands and ductility of metallic glass[J].Applied Physics Letters, 2007, 90(19): 191909.

[15] WU F F, ZHANG Z F, SHEN J, MAO S X. Shear deformation and plasticity of metallic glass under multiaxial loading[J]. Acta Materialia, 2008, 56(4): 894?904.

[16] HAN Z, YANG H, WU W F, LI Y. Invariant critical stress for shear banding in a bulk metallic glass[J]. Applied Physics Letters,2008, 93(23): 231912.

Effects of sample sizes on compressive mechanical behaviors of Mg-based bulk metallic glasses

YIN Jian1, YUAN Guang-yin2, CHEN Le-ping1, ZHOU Quan1
(1. School of Aeronautical Manufacturing Engineering, Nanchang Hang Kong University, Nanchang 330063, China;2. School of Materials Science and Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 330063, China)

The effects of the as-cast diameter and aspect ratio on the compressive deformation behaviors of three Mg-based Mg65Cu25Gd10, Mg65Cu20Ni5Gd10and Mg75Ni15Gd10bulk metallic glasses (BMGs) were investigated. The mechanism for the transition of fracture modes of Mg-based BMGs was also discussed. The results from the stress—strain curves and fracture morphologies observed using scanning electron microscope (SEM) show that these Mg-based BMGs can fail at three different deformation stages under compression. The first stage is within the elastic regime, where the BMGs fail in a cleavage mode without plasticity. The second stage is in the range where the BMGs fail in the cleavage mode combining with the shear mode with a certain plastic deformation. The third stage means the serrated plastic deformation. In this stage, the BMGs fail in a pure shear mode after the obvious plastic serration. The fracture modes of these Mg-based BMGs are correlated with the sizes of the samples. Decreasing both the as-cast diameter and aspect ratio of the sample can favor the transition from the cleavage fracture to the shear fracture, resulting in higher strength and larger plasticity for the Mg-based BMGs.

metallic glasses; magnesium alloy; mechanical behaviors; size effect

TG 139.8

A

1004-0609(2011)03-0588-09

國家自然科學(xué)基金資助項目(50771063)；江西省科技廳科技支撐計劃資助項目(2009BHB15500)

2010-05-08；

2010-08-22

尹 健，博士; 電話：0791-3863028; E-mail: donic_yin@yahoo.com.cn

(編輯 陳衛(wèi)萍)