高應(yīng)變速率載荷下ZK60 鎂合金的動態(tài)析出研究①

胡麗香， 楊 揚

（中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙 410081）

鎂合金具有低密度、高比強(qiáng)度、高比模量等特性[1-2］。ZK60 鎂合金在時效過程中析出的序列為：SSSS →G.P.區(qū)→β′1→β′2→β 平衡相，其中β′1呈棒狀，β′2呈圓盤狀[3］。 在動態(tài)加載過程中，動態(tài)相變能夠顯著影響金屬材料的沖擊性能和沖擊響應(yīng)行為[4］。 由于武器研究的牽引，國內(nèi)外動態(tài)相變的研究主要針對馬氏體相變型合金，缺乏對時效型合金（特別是鎂合金）動態(tài)相變的研究[5-6］。 因此，本文以固溶處理的T4 態(tài)ZK60鎂合金為研究對象，借助霍普金森壓桿（SHPB）動態(tài)加載和TEM 觀測，研究了高應(yīng)變速率載荷下，ZK60-T4合金中第二相顆粒的瞬間析出規(guī)律，為鎂合金的工程應(yīng)用設(shè)計提供實驗數(shù)據(jù)和理論指導(dǎo)。

1 實驗

實驗用材料為商用軋制態(tài)ZK60 鎂合金，其化學(xué)成分如表1 所示。 用電阻爐對ZK60 鎂合金進(jìn)行固溶處理（T4）。 進(jìn)行T4 處理的合金尺寸為Φ30 mm×6 mm，熱處理條件為500 ℃保溫2 h，然后進(jìn)行水冷。

表1 實驗用ZK60 鎂合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）%

T4 態(tài)ZK60 鎂合金棒材經(jīng)線切割，得到Φ5 mm×4 mm的樣品，隨后進(jìn)行SHPB 動態(tài)加載實驗，SHPB 裝置如圖1 所示。 調(diào)整加載氣壓，使試樣應(yīng)變速率分別為3000 s－1、4500 s－1、6000 s－1。 加載過程中按照單軸彈性波理論建立試樣的單軸應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)曲線[7］。 試樣平均工程應(yīng)力σ、平均工程應(yīng)變ε、應(yīng)變率?ε計算公式為[7］：

圖1 SHPB 壓桿實驗示意圖

式中εi為入射波脈沖；E為霍普金森壓桿自身的楊氏模量，E＝2×1011Pa；A為壓桿截面面積，A＝165.13 mm2；As為試樣橫截面積，As＝19.63 mm2；εr為反射波脈沖；C0為縱向波運動速度，C0＝5064 m／s；L為試樣有效標(biāo)距。

真應(yīng)力σt和真應(yīng)變εt按以下公式計算[8］：

在本實驗中，加載應(yīng)變速率3000 s－1時，試樣產(chǎn)生了明顯壓縮變形，并且沿著45°方向產(chǎn)生較大裂紋；加載應(yīng)變速率4500 s－1時，進(jìn)行壓縮實驗的試樣粉碎成4 小塊以及幾個細(xì)小的長條狀樣品；加載應(yīng)變速率6000 s－1時，試樣已經(jīng)處于完全粉碎的狀態(tài)，只剩下幾個細(xì)小的長條狀樣品。 后兩種應(yīng)變速率加載后得到的樣品不能滿足TEM 制樣條件，不能進(jìn)行TEM 觀測。 加載應(yīng)變速率低于3000 s－1時，動態(tài)相變特征并不明顯，所以本實驗只針對應(yīng)變速率為3000 s－1的樣品進(jìn)行TEM分析。

采用維氏顯微硬度計（型號為HV-1000Z）測試硬度，載荷為3.0 N，加載持續(xù)時間為10 s，測量試樣12個點的硬度值，去除最大值、最小值，計算平均值，用以表示材料硬度。

2 實驗結(jié)果及討論

2.1 動態(tài)加載曲線

圖2 為ZK60-T4 鎂合金在不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線、真應(yīng)力-時間曲線。 從圖2 可以看出，ZK60 鎂合金是應(yīng)變速率敏感材料，其流變應(yīng)力隨應(yīng)變速率增大而增大；在3000 s－1、4500 s－1、6000 s－1的應(yīng)變速率下，ZK60 鎂合金最大流變應(yīng)力分別為557.70 MPa、654.17 MPa、751.31 MPa。 在整個變形過程中，由于應(yīng)變速率高，形變熱來不及傳導(dǎo)而產(chǎn)生絕熱溫升，絕熱溫升引起的材料熱軟化會抵消一部分應(yīng)變硬化和應(yīng)變速率硬化[9］。 隨著應(yīng)變速率提高，ZK60 鎂合金達(dá)到最大流變應(yīng)力的時間不斷縮短，不同應(yīng)變速率下，動態(tài)載荷持續(xù)時間不相同；應(yīng)變速率3000 s－1時，脈沖持續(xù)時間為180 μs。

圖2 ZK60-T4 鎂合金在不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線和真應(yīng)力-時間曲線

2.2 顯微組織演變

圖3 為T4 態(tài)ZK60 鎂合金的金相組織及3000 s－1應(yīng)變速率下加載后樣品的位錯組態(tài)。 從圖3（a）可以看出，經(jīng)過T4 處理，合金晶?；境尸F(xiàn)等軸狀，基體組織較均勻。 使用Image Pro plus 軟件選取超過200 個晶粒進(jìn)行尺寸計算，平均晶粒尺寸為11.02 μm。 從圖3（b）看出，經(jīng)過高應(yīng)變速率加載后，材料內(nèi)部出現(xiàn)了大量位錯纏結(jié)，位錯密度極高。 Meyers 等人[10］認(rèn)為，在高應(yīng)變速率動態(tài)加載后，材料內(nèi)部會產(chǎn)生高密度的位錯，位錯密度值可以達(dá)到準(zhǔn)靜態(tài)加載下的103～104倍。

圖3 T4 態(tài)ZK60 鎂合金的金相組織及3000 s－1 應(yīng)變速率下加載后樣品的位錯組態(tài)

2.3 第二相粒子的動態(tài)演化特征

在ZK60 鎂合金中主要的強(qiáng)化析出相是β′1相以及β′2相。 圖4 為T4 態(tài)ZK60 鎂合金不同視場不同放大倍數(shù)的TEM 圖片以及沿方向的衍射花樣。 由圖4 可見，經(jīng)過T4 熱處理后，ZK60 合金內(nèi)的析出相大部分已經(jīng)重新溶入基體中，只有少量Mg-Zn（Zr）相殘存。 由于Mg-Zn（Zr） 是非常穩(wěn)定的高熔點化合物[11-14］，在本研究中不考慮它的變化。

圖4 T4 態(tài)鎂合金TEM 形貌相及其對應(yīng)的衍射花樣

圖5 為ZK60 鎂合金在3000 s－1應(yīng)變速率加載下不同位置的TEM 明場像及其對應(yīng)的衍射花樣（電子束入射沿方向）。 由圖5 可見，在3000 s－1應(yīng)變速率動態(tài)加載后，基體中析出了大量棒狀β′1相以及少量盤狀β′2相。

圖5 3000 s－1 應(yīng)變速率加載后鎂合金不同位置TEM 明場像及其對應(yīng)的衍射花樣

利用Digital Micrograph 軟件測量了100 ～150 個β′1相、β′2相的長度和直徑，得到如圖6 所示的β′1相尺寸分布圖和如圖7 所示的β′2相直徑分布圖。 經(jīng)過統(tǒng)計分析可得：應(yīng)變速率3000 s－1動態(tài)加載條件下，在180 μs 動態(tài)變形時間內(nèi)，析出的β′1相平均長度為81.09 nm，平均直徑為16.63 nm；析出的β′2相平均直徑為20.31 nm。

圖6 3000 s－1 應(yīng)變速率動態(tài)加載后β′1 相尺寸分布圖

圖7 3000 s－1 應(yīng)變速率動態(tài)加載后β′2 相直徑分布圖

2.4 加載前后的顯微硬度變化

圖8 為高速動態(tài)加載前后ZK60 鎂合金硬度。 從圖8 可以看出，合金硬度由T4 態(tài)的64.40HV 提高到了3000 s－1應(yīng)變速率加載后的93.05HV，硬度值增加了44.49%。 這是因為在高應(yīng)變速率下產(chǎn)生大量高密度位錯，并且加載后基體中析出了大量強(qiáng)化第二相，位錯運動阻力大大加強(qiáng)，硬度值增大。

圖8 T4 態(tài)ZK60 鎂合金高應(yīng)變速率加載前后硬度值

在高應(yīng)變速率動態(tài)加載下，整個塑性變形過程時間短暫（μs 量級），在如此短的時間里，絕大部分塑性功轉(zhuǎn)化為熱量并且來不及散失（近似絕熱過程），導(dǎo)致變形金屬溫度升高。 在一定應(yīng)變速率下，材料所吸收的能量ΔE可以通過對真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線下的面積積分求得[15］，計算公式如下：

式中εm為材料的最大真應(yīng)變值；σt和εt分別為加載以后所得到的真應(yīng)力和真應(yīng)變值。

在加載過程中，試樣吸收能量而引起的絕熱溫升可通過下式估算[7，16］：

式中T為加載過程中材料的絕熱溫升值；T0為室溫，取293.15 K；β為Taylor-Quinney 參量，取0.90；ρ為沖擊試樣密度，為1.80 g／cm3；Cv為ZK60 鎂合金的比熱容，取值1.03 J／（g·K）。

圖9 為不同應(yīng)變速率下加載時試樣的絕熱溫升變化曲線。 從圖9 可以看出，隨著真應(yīng)變值提高，試樣絕熱溫升值不斷上升。 在3000 s－1、4500 s－1、6000 s－1應(yīng)變速率下，ZK60 鎂合金絕熱溫升最大值分別為349.97 K、390.71 K、430.92 K。

圖9 ZK60-T4 鎂合金在不同應(yīng)變速率下加載的絕熱溫升曲線

ZK60 鎂合金在高應(yīng)變速率變形條件下，只有少部分塑性變形功轉(zhuǎn)化為相界面能和由位錯導(dǎo)致的彈性應(yīng)變能，還有一部分變形功使材料發(fā)生不可逆的結(jié)構(gòu)變化。 依據(jù)Mg-Zn 合金在溫度T時的自由能G隨Zn 濃度變化的規(guī)律可知[17］，第二相析出的主要驅(qū)動力為ΔG。 而各相的析出都會使得體系自由能下降，即ΔG均為負(fù)值。 在高速動態(tài)加載過程中，絕熱溫升值越高，溶質(zhì)Zn 原子擴(kuò)散系數(shù)越大，體系總自由能ΔG就會降低，第二相析出以及亞穩(wěn)相進(jìn)一步向穩(wěn)定相轉(zhuǎn)變的概率越大。 因此，高速沖擊載荷下，固溶態(tài)ZK60 鎂合金第二相的動態(tài)析出在熱力學(xué)上可行。

ZK60 鎂合金是典型的時效型合金，其內(nèi)部β′1、β′2相的動態(tài)析出主要是原子擴(kuò)散引起的[18］。 前面分析表明，在3000 s－1應(yīng)變速率下，ZK60 鎂合金的絕熱溫升最大值為349.97 K。 在絕熱溫升作用下，溶質(zhì)原子擴(kuò)散速度得到明顯加強(qiáng)。

位錯能夠為溶質(zhì)原子提供有效的快速擴(kuò)散通道，位錯密度激增使溶質(zhì)原子擴(kuò)散速率激增，導(dǎo)致溶質(zhì)原子在位錯處出現(xiàn)大量聚集[19］，從而使得β′1、β′2相在位錯處形核并析出。 隨著高應(yīng)變速率動態(tài)加載時間延長，溶質(zhì)原子在位錯處的聚集數(shù)目不斷上升，進(jìn)而促進(jìn)β′1、β′2相長大，即經(jīng)過高速動態(tài)加載后產(chǎn)生的高密度位錯，可以從動力學(xué)上極大地促進(jìn)第二相的動態(tài)形核和長大。 以上原因最終導(dǎo)致高速動態(tài)加載后，T4 態(tài)ZK60 鎂合金在極短時間內(nèi)（180 μs）析出大量β′1、β′2相粒子。

3 結(jié)論

1） 在高應(yīng)變速率加載作用下，合金流變應(yīng)力隨應(yīng)變速率增加而大幅增加，但加載過程中試樣內(nèi)部存在絕熱溫升導(dǎo)致的軟化作用，這會減緩合金流變應(yīng)力的增加。

2） 經(jīng)T4 熱處理后，ZK60 合金內(nèi)部第二相粒子基本固溶于基體內(nèi)部；應(yīng)變速率3000 s－1加載條件下，β′1、β′2相在180 μs 內(nèi)瞬間析出。

3） 在高應(yīng)變速率變形過程中，由于位錯的增殖以及沉淀相的析出，由此產(chǎn)生的應(yīng)變硬化和沉淀強(qiáng)化在宏觀上表現(xiàn)為合金硬度值大幅增高。