AZ31鎂合金棒材循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形及其對(duì)力學(xué)性能的影響

宋廣勝，紀(jì)開盛，張士宏

(1沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng)110036；2中國(guó)科學(xué)院 金屬研究所，沈陽(yáng)110016)

鎂合金因其具有密度低、比剛度高和電磁屏蔽性好等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、汽車和電子等產(chǎn)業(yè)中具有潛在應(yīng)用價(jià)值，鎂合金性能的改善和成形工藝的開發(fā)長(zhǎng)期受到關(guān)注。但鎂合金室溫下能夠獨(dú)立啟動(dòng)的滑移系少，導(dǎo)致其室溫下變形呈現(xiàn)低的強(qiáng)度和塑性，不利于其進(jìn)行大變形的塑性加工，也難以滿足結(jié)構(gòu)件的力學(xué)性能要求。相關(guān)研究采用異步軋制(differential speed rolling，DSR)和等通道擠壓(equal channel angular pressing，ECAP)等特殊變形方式來削弱鎂合金型材的基面織構(gòu)強(qiáng)度[1-4]，以求提高其力學(xué)性能?，F(xiàn)階段，采用微合金化手段開發(fā)稀土鎂合金成為鎂合金研究的熱點(diǎn)[5-7]，相關(guān)研究獲得了力學(xué)性能明顯改善的鎂合金型材。

鎂合金零件在服役過程中可能受到拉伸、壓縮或扭轉(zhuǎn)等載荷的作用。目前，鎂合金型材的力學(xué)性能及相關(guān)機(jī)理研究主要集中于常規(guī)拉伸或壓縮變形[8-12]，扭轉(zhuǎn)變形的研究多集中于單向扭轉(zhuǎn)變形[13-18]，而循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形的研究相對(duì)較少。

關(guān)于鎂合金扭轉(zhuǎn)變形的力學(xué)性能的研究，Song等[13-14]對(duì)鎂合金棒材進(jìn)行單向扭轉(zhuǎn)的預(yù)變形，發(fā)現(xiàn)扭轉(zhuǎn)變形增加了位錯(cuò)密度及削弱了原始的基面織構(gòu)，明顯地提高了棒材的強(qiáng)度和降低了拉壓不對(duì)稱性；Guo等[18]對(duì)軋制鎂合金進(jìn)行了大應(yīng)變的扭轉(zhuǎn)變形，發(fā)現(xiàn)當(dāng)扭轉(zhuǎn)軸與法線方向一致時(shí)，扭轉(zhuǎn)試樣沿軸向伸長(zhǎng)，而當(dāng)扭轉(zhuǎn)軸與軋向一致時(shí)，扭轉(zhuǎn)試樣則沿軸向縮短，上述現(xiàn)象是由拉伸孿晶效應(yīng)所致；Zhang等[19]對(duì)鎂合金薄壁管材進(jìn)行了軸向載荷為零和不為零兩種條件下的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形，發(fā)現(xiàn)對(duì)于軸向載荷為零的純扭轉(zhuǎn)變形，雖然拉伸孿晶在大應(yīng)變幅度下啟動(dòng)，但應(yīng)力-應(yīng)變滯回線仍呈嚴(yán)格對(duì)稱性，而對(duì)于軸向載荷不為零的扭轉(zhuǎn)變形，由于孿晶和解孿晶的交替發(fā)生，導(dǎo)致切應(yīng)力-切應(yīng)變滯回線成非對(duì)稱性；Yu等[20]對(duì)鎂合金薄壁管在不同軸向載荷條件下的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形的疲勞特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)軸向拉應(yīng)力能降低扭轉(zhuǎn)疲勞壽命，而軸向壓應(yīng)力則明顯提高疲勞壽命；Albinmousa等[21-23]通過對(duì)鎂合金管材施加不同比例和不同相差角的軸向和扭轉(zhuǎn)載荷，系統(tǒng)研究了滯回線形狀與變形機(jī)制的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)孿晶是上述變形過程中一種重要變形模式，純扭轉(zhuǎn)載荷下滯回線呈嚴(yán)格對(duì)稱性，軸向和扭轉(zhuǎn)載荷的比值對(duì)疲勞壽命無明顯影響。

上述研究主要是針對(duì)鎂合金棒材的單向扭轉(zhuǎn)變形和鎂合金管材的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形，對(duì)于鎂合金棒材的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形的力學(xué)性能和微觀機(jī)制及其對(duì)棒材力學(xué)性能的影響則缺少相關(guān)的研究。本工作對(duì)鎂合金棒材進(jìn)行循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形，分析了變形過程中的宏觀力學(xué)性能以及扭轉(zhuǎn)變形對(duì)棒材的織構(gòu)、微觀組織和力學(xué)性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)材料采用直徑為26mm的商用AZ31鎂合金擠壓棒材，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為Al 2.68，Zn 0.75，Mn 0.68，Cu 0.001，Si 0.03，F(xiàn)e 0.003，Mg余量。擠壓棒材經(jīng)過420℃/6h的退火處理后，加工成如圖1所示的標(biāo)準(zhǔn)扭轉(zhuǎn)試樣。扭轉(zhuǎn)變形在SANS-CTT1202型微機(jī)控制電子扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，扭轉(zhuǎn)變形的速率為34.4(°)/min，扭轉(zhuǎn)變形過程中，試樣在軸向可自由移動(dòng)。扭轉(zhuǎn)變形的最大扭轉(zhuǎn)角分別設(shè)為±90°和±60°兩種，最大正扭轉(zhuǎn)角對(duì)應(yīng)著順時(shí)針扭轉(zhuǎn)，絕對(duì)值最大的負(fù)扭轉(zhuǎn)角則對(duì)應(yīng)著逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)。單個(gè)扭轉(zhuǎn)變形周期定義為扭轉(zhuǎn)角自0°開始，順時(shí)針扭轉(zhuǎn)達(dá)到正的最大扭轉(zhuǎn)角，然后逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)變形到絕對(duì)值最大的負(fù)扭轉(zhuǎn)角，最后順時(shí)針扭轉(zhuǎn)變形到扭轉(zhuǎn)角為零。分別對(duì)6個(gè)試樣進(jìn)行扭轉(zhuǎn)變形，其中5個(gè)試樣的扭轉(zhuǎn)參數(shù)為：最大扭轉(zhuǎn)角為±90°，總周期數(shù)依次為1，5，10，15和20；第6個(gè)試樣的扭轉(zhuǎn)參數(shù)為：最大扭轉(zhuǎn)角為±60°，總周期數(shù)為20。

圖1 扭轉(zhuǎn)試樣Fig.1 Torsion specimen

壓縮變形試樣為φ10mm×10mm的圓柱體，試樣取自扭轉(zhuǎn)試樣的軸向中間位置處，壓縮試樣的軸向與扭轉(zhuǎn)試樣的軸向一致，壓縮變形在SANS-CMT-5105微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，沿軸向壓縮變形，應(yīng)變速率為10-3s-1。在采用EBSD技術(shù)測(cè)定晶粒取向的實(shí)驗(yàn)中，先對(duì)試樣進(jìn)行研磨，再對(duì)試樣進(jìn)行機(jī)械拋光，最后進(jìn)行電解拋光，電解液為體積比是1∶9的高氯酸和乙醇的混合液，用液氮將電解液降溫到約-20℃時(shí)再進(jìn)行電解，電解電壓為15V，電解時(shí)間為150s。EBSD實(shí)驗(yàn)在附有EBSD系統(tǒng)的Zeiss Gemini SEM500/300場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡上進(jìn)行，所測(cè)得晶粒取向數(shù)據(jù)利用HKL Channel5軟件進(jìn)行處理。

擠壓棒材的宏觀極圖采用Bruker D8 3KW型X射線衍射儀測(cè)得，選用純銅靶材，樣品旋轉(zhuǎn)范圍：α=0°～70°，β=0°～360°。采用步進(jìn)式掃描方式(Δα=5°，Δβ=5°)，利用純鎂粉末對(duì)所測(cè)得極圖的數(shù)據(jù)進(jìn)行修正，最后導(dǎo)出所測(cè)得XRD數(shù)據(jù)，采用Mtex軟件繪制完整極圖。

2 結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變滯回線

對(duì)于扭轉(zhuǎn)變形過程，材料扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)采集的主要數(shù)據(jù)為扭轉(zhuǎn)角和扭矩，分別依據(jù)公式(1)和(2)將扭矩轉(zhuǎn)換為名義應(yīng)力τ，扭轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)換為應(yīng)變?chǔ)谩?/p>

(1)

(2)

式中：d0,Le，T和φ分別為扭轉(zhuǎn)試樣標(biāo)距部分的直徑，標(biāo)距部分的長(zhǎng)度，所測(cè)得的扭矩和扭轉(zhuǎn)角。

利用扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)的采集數(shù)據(jù)，依據(jù)公式(1)和(2)得到的鎂合金棒材循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形過程中的應(yīng)力-應(yīng)變滯回線如圖2所示，可以看出滯回線呈現(xiàn)對(duì)稱性，曲線在應(yīng)力為零處出現(xiàn)了水平直線段，這是因?yàn)榕まD(zhuǎn)試樣在設(shè)備上為非緊固連接，導(dǎo)致設(shè)備在扭轉(zhuǎn)角為零處改變扭轉(zhuǎn)方向時(shí)有短暫的空載，從而引起滯回線上出現(xiàn)如圖中所示的應(yīng)力為零的水平段。圖2(b)，(c)顯示，對(duì)于扭轉(zhuǎn)總周期數(shù)小于10的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形，在滯回線上的第1周期內(nèi)的峰值應(yīng)力低于其他周期，表明加工硬化導(dǎo)致峰值應(yīng)力增加，而圖2(d)～(f)則表明，當(dāng)循環(huán)總周期數(shù)達(dá)到或高于15時(shí)，后繼的若干周期的峰值應(yīng)力低于第1周期的峰值應(yīng)力，這是材料內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋所導(dǎo)致的。

圖2 循環(huán)扭轉(zhuǎn)過程中的剪切應(yīng)力-應(yīng)變滯回線(a)單周90°；(b)5周90°；(c)10周90°；(d)15周90°；(e)20周90°；(f)20周60°Fig.2 Shear stress-strain hysteresis loops during cyclic torsion(a)90° with one cycle;(b)90° with five cycles;(c)90° with ten cycles;(d)90°with fifteen cycles;(e)90° with twenty cycles;(f)60° with twenty cycles

為分析扭轉(zhuǎn)滯回線在不同扭轉(zhuǎn)周期內(nèi)的硬化特征，分別選取了總周期數(shù)為20而最大扭轉(zhuǎn)角分別為±90°和±60°的若干周期內(nèi)的滯回線，如圖3所示，第1周期內(nèi)的滯回線顯示了單調(diào)硬化特征，而從第2周期開始，滯回線的硬化速率呈現(xiàn)波動(dòng)特征，即當(dāng)扭轉(zhuǎn)應(yīng)變的絕對(duì)值大約大于4時(shí)，硬化速率呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，單個(gè)周期內(nèi)的滯回線在橫軸的上半部或下半部分的形狀特征與拉伸孿晶啟動(dòng)的應(yīng)力應(yīng)變曲線相似，即呈現(xiàn)S型特征曲線，這意味著從第2周期開始，拉伸孿晶開始啟動(dòng)。

圖3 循環(huán)扭轉(zhuǎn)過程中不同周期內(nèi)的應(yīng)力-應(yīng)變滯回線(a)±90°扭轉(zhuǎn)；(b)±60°扭轉(zhuǎn)Fig.3 Stress-strain hysteresis loops at different cycles of cyclic torsion(a)±90° torsion；(b)±60° torsion

將圖3中不同周期內(nèi)的滯回線對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比，可以看出，對(duì)于最大扭轉(zhuǎn)角分別為±90°和±60°的循環(huán)轉(zhuǎn)變形，從第1周期至第4周期，隨著周期數(shù)的增加，峰值應(yīng)力是遞增的，但是從第4周期至第19周期，峰值應(yīng)力則遞減，并且隨著峰值應(yīng)力的降低，滯回線所包圍的區(qū)域的面積明顯減小。

圖4顯示了最大扭轉(zhuǎn)角分別為±90°和±60°的循環(huán)扭轉(zhuǎn)過程中，峰值應(yīng)力隨著周期數(shù)的增加而產(chǎn)生的變化，考慮到循環(huán)扭轉(zhuǎn)過程中滯回線呈對(duì)稱性，故只選取了對(duì)應(yīng)正的最大扭轉(zhuǎn)角的峰值應(yīng)力進(jìn)行分析，圖中顯示峰值應(yīng)力在第4周期內(nèi)達(dá)到最大值，而后由于裂紋的產(chǎn)生使峰值應(yīng)力快速下降，當(dāng)扭轉(zhuǎn)周期數(shù)達(dá)到8時(shí)，峰值應(yīng)力又呈現(xiàn)慢速下降趨勢(shì)?？梢钥闯鲈谧冃芜^程中，最大扭轉(zhuǎn)角為±90°的滯回線對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)力始終高于最大扭轉(zhuǎn)角為±60°的滯回線，兩者分別對(duì)應(yīng)的最大扭轉(zhuǎn)角雖然不同，但峰值應(yīng)力變化是同步的。

圖4 扭轉(zhuǎn)過程中峰值應(yīng)力變化Fig.4 Variations of peak stress during torsion

2.2 織構(gòu)變化

采用EBSD技術(shù)所測(cè)得鎂合金擠壓棒材及扭轉(zhuǎn)試樣的極圖如圖6所示，其中圖6(a)所示的織構(gòu)特征與圖5所示的宏觀織構(gòu)一致，而圖6(b)中的{0001}極圖顯示，經(jīng)過單周90°扭轉(zhuǎn)變形后，晶粒的C軸不再沿徑向均勻分布，表明該變形過程中，晶粒取向發(fā)生明顯變化，圖2(a)的應(yīng)力-應(yīng)變滯回線的硬化特征顯示，該變形過程中無大量孿晶啟動(dòng)，滑移系啟動(dòng)為該變形過程的主要微觀機(jī)制，滑移系啟動(dòng)受到約束時(shí)也能明顯改變晶粒取向[24-25]。圖6(c)，(d)中的極圖顯示，經(jīng)過多周期的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形后，相比于原始的擠壓棒材，織構(gòu)特征無明顯變化，扭轉(zhuǎn)后的試樣仍保持為晶粒C軸沿徑向均勻分布的特征。

圖5 鎂合金擠壓棒材的極圖Fig.5 Pole figures of magnesium alloy extruded rods

圖6 擠壓棒材及扭轉(zhuǎn)試樣EBSD所測(cè)得極圖(a)擠壓棒材;(b)1周±90°;(c)20周±90°;(d)20周±60°Fig.6 Pole figures of extruded rods and twisted specimens measured by EBSD(a)extruded rods;(b)±90° with one cycle;(c)±90° with twenty cycles;(d)±60° with twenty cycles

2.3 孿晶機(jī)制

圖7為采用EBSD技術(shù)所測(cè)得擠壓棒材及扭轉(zhuǎn)試樣的晶粒取向圖，圖7(a)顯示擠壓棒材微觀組織由尺寸差異較大的大小晶粒組成，其中小晶粒均勻分布在大晶粒的晶界處或晶粒內(nèi)部，應(yīng)該為擠壓過程中動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所生成，組織中無孿晶帶。

圖7(b)～(d)顯示擠壓棒材經(jīng)過循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形后在晶粒內(nèi)生成了孿晶帶，表明在變形過程中有孿晶啟動(dòng)，在鎂合金的各種微觀變形機(jī)制中，拉伸孿晶由于其臨界剪切應(yīng)力(critical resolved shear stress，CRSS)值低而易啟動(dòng)，變形過程中大量的拉伸孿晶啟動(dòng)將對(duì)宏觀應(yīng)力應(yīng)變曲線產(chǎn)生明顯影響。

圖8顯示了扭轉(zhuǎn)試樣中的拉伸孿晶界和晶粒內(nèi)的小角度晶界的分布，可以看出總循環(huán)周期數(shù)為20的扭轉(zhuǎn)變形試樣的孿晶界的數(shù)量要多于單周扭轉(zhuǎn)試樣，單個(gè)晶粒內(nèi)的孿晶界多數(shù)呈現(xiàn)平行排列，少量孿晶界呈交叉狀態(tài)。孿晶界主要分布于大晶粒內(nèi)部，一些小晶粒內(nèi)沒有形成孿晶界，表明大晶粒在扭轉(zhuǎn)變形過程中更需要孿晶啟動(dòng)來協(xié)調(diào)變形。

在圖7(b)～(d)對(duì)應(yīng)的晶粒取向圖中分別選取若干孿晶帶，分析孿晶帶及其對(duì)應(yīng)晶?；w的取向分布特征，圖9(a)，(c)，(e)顯示了孿晶帶所在的晶?；w的取向分布，可以看出晶粒基體的C軸接近于與ED垂直，并沿圓周方向較均勻分布，與圖5和圖6所顯示的擠壓棒材中晶粒取向特征一致。圖9(b)，(d)，(f)則顯示在拉伸孿晶啟動(dòng)后，多數(shù)孿晶帶內(nèi)的晶粒取向特征為晶粒的C軸接近于與ED一致，少數(shù)孿晶帶內(nèi)晶粒的C軸則垂直于ED。

圖7 擠壓棒材及扭轉(zhuǎn)試樣的晶粒取向圖(a)擠壓棒材;(b)1周±90°;(c)20周±90°;(d)20周±60°Fig.7 Grain micrographs of extruded rods and twisted specimens(a)extruded rods;(b)±90° with one cycle;(c)±90° with twenty cycles;(d)±60° with twenty cycles

在鎂合金的塑性變形過程中，拉伸孿晶的啟動(dòng)將使晶粒的C軸產(chǎn)生約86.3°的偏轉(zhuǎn)，從而明顯改變晶粒取向。圖9中的孿晶帶內(nèi)晶粒的取向特征表明，循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形過程中，拉伸孿晶啟動(dòng)使晶粒取向發(fā)生兩種變化，其一為孿晶啟動(dòng)后，晶粒的C軸由垂直于ED轉(zhuǎn)變?yōu)槠叫杏贓D，另一種變化則為孿晶啟動(dòng)前后晶粒的C軸始終垂直于ED，并且以前一種變化為主，這兩種晶粒取向的變化特征可用圖10表示。本工作定義孿晶啟動(dòng)后晶粒的C軸接近平行于ED的孿晶過程為T1孿晶，而孿晶啟動(dòng)后晶粒的C軸仍垂直于ED的孿晶過程則為T2孿晶，圖10中顯示T1孿晶啟動(dòng)使晶粒的C軸由垂直于ED轉(zhuǎn)變?yōu)槠叫杏贓D，而T2孿晶使晶粒的C軸在垂直于ED的平面內(nèi)產(chǎn)生86.3°的偏轉(zhuǎn)。

在圖9(b)，(d)，(f)中，將孿晶帶內(nèi)晶粒的C軸取向位于小圓(半徑為大圓的一半)內(nèi)的孿晶劃歸為T1孿晶，將小圓外的孿晶則劃歸為T2孿晶，由圖9所示結(jié)果可以看出，絕大多數(shù)晶粒內(nèi)的孿晶為T1孿晶?；诶鞂\晶啟動(dòng)應(yīng)滿足的載荷條件，對(duì)于具有基面織構(gòu)的鎂合金棒材，當(dāng)沿棒材的軸向進(jìn)行壓縮變形時(shí)，T1孿晶易啟動(dòng)[26-27]。上述孿晶取向特征分析結(jié)果表明，對(duì)于無軸向約束的鎂合金棒材的循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形，孿晶啟動(dòng)的取向特征與棒材的軸向壓縮相近。

圖10 孿晶引起晶粒取向變化的示意圖Fig.10 Schematic diagram of grain orientation variation caused by twinning

鎂合金棒材單向扭轉(zhuǎn)過程的孿晶啟動(dòng)機(jī)制分析表明[28]，當(dāng)扭轉(zhuǎn)變形的試樣表面切應(yīng)變大于5%時(shí)，在靠近試樣表面的邊緣處有拉伸孿晶啟動(dòng)，拉伸孿晶啟動(dòng)使晶粒的C軸由垂直于ED轉(zhuǎn)變?yōu)榕cED成約60°的夾角。圖9中的孿晶取向特征表明，孿晶的C軸主要位于與ED成45°夾角的范圍內(nèi)。上述拉伸孿晶的啟動(dòng)是由垂直于晶粒的C軸的壓應(yīng)力引起的，如圖11所示，在棒材的扭轉(zhuǎn)變形過程中，在扭矩M作用下的試樣的表面受到與ED和徑向成45°角的主壓應(yīng)力作用[28]，該壓應(yīng)力沿ED方向產(chǎn)生壓縮，也就是產(chǎn)生垂直于晶粒的C軸的壓應(yīng)力，從而滿足拉伸孿晶的啟動(dòng)條件，拉伸孿晶啟動(dòng)后使晶粒的C軸向ED偏轉(zhuǎn)。

圖11 棒材扭轉(zhuǎn)過程受力示意圖Fig.11 Schematic diagram of loading on the twisted rod

雖然圖7和圖8顯示在晶粒內(nèi)啟動(dòng)了較多孿晶，但圖6中的扭轉(zhuǎn)變形后的織構(gòu)特征表明，與原始棒材的織構(gòu)特征相同，試樣在扭轉(zhuǎn)變形后仍保持為基面平行于軸向的基面織構(gòu)，這是因?yàn)閷\晶帶的體積還是遠(yuǎn)小于晶?；w的體積。雖然孿晶啟動(dòng)沒有對(duì)試樣的織構(gòu)特征產(chǎn)生明顯影響，但變形后期的滯回線硬化特征已經(jīng)表明，孿晶啟動(dòng)對(duì)宏觀力學(xué)性能曲線產(chǎn)生了明顯的影響。

2.4 扭轉(zhuǎn)后的壓縮變形

圖12為鎂合金棒材在扭轉(zhuǎn)前后沿軸向壓縮時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖中曲線都為典型拉伸孿晶啟動(dòng)的S型曲線，鎂合金棒材扭轉(zhuǎn)變形前后的織構(gòu)特征表明，當(dāng)棒材沿軸向壓縮變形時(shí)，應(yīng)力方向與晶粒的C軸垂直，符合拉伸孿晶啟動(dòng)條件，從而引起CRSS值較低的拉伸孿晶在變形初期大量啟動(dòng)，使應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)低屈服點(diǎn)，在變形后期則為CRSS值較高的柱面或錐面滑移系啟動(dòng)，曲線則呈現(xiàn)快速硬化特征。

圖12 鎂合金棒材扭轉(zhuǎn)前后壓縮變形的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.12 Stress-strain curves of magnesium alloy rods before and after twisting

圖12中顯示未扭轉(zhuǎn)的鎂合金棒材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度最低，約為100MPa，扭轉(zhuǎn)變形后對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度都有所提高，最大提高至約200MPa，這是因?yàn)榕まD(zhuǎn)變形提高了鎂合金棒材晶粒中的位錯(cuò)密度，增加了孿晶啟動(dòng)過程中不完全位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的阻力，從而導(dǎo)致宏觀屈服強(qiáng)度增加。圖12中的扭轉(zhuǎn)周期分別為20周和1周，最大扭轉(zhuǎn)角都為±90°的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比表明，在相同的最大扭轉(zhuǎn)角條件下，循環(huán)扭轉(zhuǎn)次數(shù)的增加將提高鎂合金棒材的強(qiáng)度值。圖8(a)，(b)中的小角度晶界分布情況對(duì)比表明，20周試樣內(nèi)的小角度晶界的數(shù)量要遠(yuǎn)高于1周試樣，由于小角度晶界的分布可以表示位錯(cuò)密度分布情況[28]，則意味著在最大扭轉(zhuǎn)角都為90°條件下，扭轉(zhuǎn)20周所產(chǎn)生的位錯(cuò)密度要遠(yuǎn)高于扭轉(zhuǎn)1周，從而使前者在扭轉(zhuǎn)后的壓縮屈服強(qiáng)度遠(yuǎn)高于后者。

圖12中的曲線對(duì)比也表明，在循環(huán)扭轉(zhuǎn)周期數(shù)都為20的條件下，最大扭轉(zhuǎn)角為±90°的曲線的強(qiáng)度值明顯高于最大扭轉(zhuǎn)角為±60°的曲線，表明扭轉(zhuǎn)角的增大將增加棒材壓縮變形的強(qiáng)度值。鎂合金棒材的單向扭轉(zhuǎn)的相關(guān)研究表明[13]，扭轉(zhuǎn)變形后的壓縮屈服強(qiáng)度隨扭轉(zhuǎn)角的增大而增大。公式(2)表明，扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生的切應(yīng)變量與扭轉(zhuǎn)角成正比，扭轉(zhuǎn)角的增大使應(yīng)變量增大，從而增加了位錯(cuò)密度。圖8(b)，(c)中的小角度晶界分布情況對(duì)比表明，在扭轉(zhuǎn)周期數(shù)都為20的條件下，最大扭轉(zhuǎn)角為±90°試樣內(nèi)的位錯(cuò)密度要遠(yuǎn)高于±60°試樣，從而導(dǎo)致前者的扭轉(zhuǎn)后壓縮屈服強(qiáng)度明顯高于后者。

3 結(jié)論

(1)鎂合金擠壓棒材在循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形過程中的應(yīng)力-應(yīng)變滯回線呈現(xiàn)對(duì)稱性特征，在最大扭轉(zhuǎn)角分別為±90°和±60°的條件下，加工硬化導(dǎo)致滯回線的應(yīng)力峰值在變形前期增大，裂紋的產(chǎn)生及擴(kuò)展則導(dǎo)致峰值應(yīng)力在變形后期減小。

(3)循環(huán)扭轉(zhuǎn)變形提高了鎂合金棒材壓縮變形的屈服強(qiáng)度，壓縮變形的強(qiáng)度隨著扭轉(zhuǎn)次數(shù)和最大扭轉(zhuǎn)角的增加而提高。