周 霞，趙昌美，李 利，黃宏軍

(1. 大連理工大學(xué) 運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024;2. 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110870)

鎂合金由于具有密度低、比強(qiáng)度高、比彈性模量大、散熱好、消震性好等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、化工等領(lǐng)域[1-3]。AZ91D 鎂合金是目前工業(yè)上應(yīng)用最廣泛的鎂合金之一，在其工作過(guò)程中除了承受準(zhǔn)靜態(tài)荷載外，還不可避免地會(huì)受到爆炸、沖擊等動(dòng)態(tài)荷載的作用，為了更好地分析和設(shè)計(jì)這些鎂合金結(jié)構(gòu)，有必要進(jìn)一步研究 AZ91D鎂合金在動(dòng)態(tài)荷載下的力學(xué)行為。

目前，對(duì) AZ91D鎂合金力學(xué)行為的研究主要集中在對(duì)其準(zhǔn)靜態(tài)壓縮和拉伸力學(xué)性能方面[4-8]，較少涉及由低到高應(yīng)變速率(1×102~1×103s-1)范圍的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為[9]。對(duì)AZ91D鎂合金在高應(yīng)變率時(shí)的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為的研究主要是通過(guò)霍普金森桿實(shí)驗(yàn)進(jìn)行的，該實(shí)驗(yàn)技術(shù)可以宏觀地研究鎂合金的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及其本構(gòu)特性、強(qiáng)度特征和破壞機(jī)理。沙桂英等[10]和趙峰等[11]研究了AZ91鎂合金的動(dòng)態(tài)壓縮應(yīng)力應(yīng)變行為、應(yīng)變率效應(yīng)及其破壞機(jī)理，發(fā)現(xiàn)鎂合金AZ91在高應(yīng)變率時(shí)表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率敏感性，材料動(dòng)態(tài)破壞斷口形貌與準(zhǔn)靜態(tài)破壞斷口相比也有很大不同；廖慧敏等[12]對(duì) AZ91D壓鑄鎂合金分別進(jìn)行了靜態(tài)和動(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)，研究了不同應(yīng)變速率對(duì) AZ91D鎂合金力學(xué)行為的影響規(guī)律，并確定了其 Johnson-Cook (J-C)本構(gòu)關(guān)系；GUPTA等[13]使用分離式 SHPB壓桿測(cè)試方法對(duì)AZ91D鎂合金在中等應(yīng)變速率下的壓縮力學(xué)行為和反復(fù)壓縮失效機(jī)理進(jìn)行了試驗(yàn)分析，得出在中等應(yīng)變速率下試樣的失效表現(xiàn)為基體開(kāi)裂和沉積相破碎，這兩種失效機(jī)理導(dǎo)致試樣在初始變形時(shí)的高能吸收；AHMAD等[14]對(duì)鑄造 AZ91D鎂合金在應(yīng)變速率為300~1250 s-1之間的動(dòng)態(tài)拉伸力學(xué)行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)AZ91D鎂合金在應(yīng)變速率高于1000 s-1時(shí)具有較高的應(yīng)變速率敏感性，而當(dāng)應(yīng)變?cè)龃髸r(shí)應(yīng)變速率敏感性下降。進(jìn)一步地，AHMAD等[15]對(duì)鑄造AZ91D鎂合金在應(yīng)變速率為300~1250 s-1之間的動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并與AM50鎂合金進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn) AZ91D鎂合金的應(yīng)變速率敏感性隨著應(yīng)變率增大先增大后減小，而AM50鎂合金在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)具有正應(yīng)變速率敏感性，同一應(yīng)變速率時(shí) AZ91D鎂合金具有較高的應(yīng)力。此外，毛萍莉等[16]還對(duì)擠壓態(tài)Mg-Gd-Y 稀土鎂合金沿不同方向的動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能與失效行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)隨應(yīng)變速率的提高，該材料具有正應(yīng)變速率強(qiáng)化效應(yīng)，沿?cái)D壓方向材料的動(dòng)態(tài)壓縮性能較好，動(dòng)態(tài)壓縮載荷下的斷裂呈準(zhǔn)解理斷裂特征，其變形方式表現(xiàn)為孿生和滑移共同作用。

盡管霍普金森桿實(shí)驗(yàn)是描述材料在高應(yīng)變率下動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的重要方法，但除了實(shí)驗(yàn)測(cè)試手段以外,采用數(shù)值模擬方法可以較好地再現(xiàn)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象、減少實(shí)驗(yàn)量, 驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)獲得的相關(guān)材料參數(shù)[17]。眾所周知，同鑄造AZ91D鎂合金相比，擠壓AZ91D鎂合金由于晶粒細(xì)化和沉積相的均勻分散，其強(qiáng)度和塑性得到很大提高。少數(shù)研究者[18-21]對(duì)其準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能和腐蝕性能進(jìn)行了研究，但有關(guān)其動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的研究還鮮見(jiàn)報(bào)道[22]。本文作者采用 ANSYS-LS-DYNA 動(dòng)力學(xué)分析軟件，對(duì)AZ91D鎂合金在3種不同應(yīng)變速率下沿?cái)D壓方向的動(dòng)態(tài)壓縮本構(gòu)行為進(jìn)行數(shù)值模擬，分析鎂合金應(yīng)力的應(yīng)變速率相關(guān)性，探討Johnson-Cook模型描述一維應(yīng)力狀態(tài)下鎂合金相關(guān)本構(gòu)關(guān)系的可行性，同時(shí)與實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證鎂合金SHPB實(shí)驗(yàn)的有效性。

1 動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)及結(jié)果

將標(biāo)準(zhǔn)成分的AZ91D合金鑄錠先在200 ℃保溫時(shí)效處理2 h，再在410 ℃固溶處理22 h，然后隨爐冷卻直到室溫，最后將熱處理后的樣品在 380 ℃時(shí)以18.3:1的擠壓比和 2.5 mm/s的擠壓速度進(jìn)行熱擠壓，擠壓 AZ91D合金棒材橫截面的原始金相顯微組織如圖1所示，其組織由等軸晶和細(xì)小的再結(jié)晶晶粒組成，平均晶粒度在10 μm左右。

圖1 擠壓AZ91D鎂合金的顯微組織Fig. 1 Microstructure of extruded AZ91D Mg alloy

用線切割從棒材上切取實(shí)驗(yàn)壓縮試樣，試樣尺寸分為d8 mm×12 mm和d8 mm×6 mm兩種，大尺寸試樣用于準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)，小尺寸試樣用于應(yīng)變率在400~1000 s-1之間的動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)。常溫準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)在Instron材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)采用的加載應(yīng)變率為0.001 s-1。常溫動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)采用霍普金森壓桿(SHPB)裝置完成(見(jiàn)圖 2)，所選實(shí)驗(yàn)條件為 3種應(yīng)變率(440、760及1050 s-1)。上述所有試樣的壓縮方向都與擠壓方向相同，并在進(jìn)行壓縮試驗(yàn)前，需將試樣端面打磨光滑，以減少端面與壓頭的摩擦。

通過(guò)上述實(shí)驗(yàn)方法，獲得的部分不同應(yīng)變率下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖3。其中，試樣中的應(yīng)變率、應(yīng)變

圖2 SHPB實(shí)驗(yàn)原理圖Fig. 2 Schematic diagram of SHPB system

圖3 不同應(yīng)變率下擠壓AZ91D合金壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 3 Stress-strain curves of extruded AZ91D alloy under different strain rates

式中：iε、rε和tε分別為入射桿上和透射桿上應(yīng)變片測(cè)得的應(yīng)變值；C0為壓桿波速；As和ls分別為復(fù)合材料試件的橫截面積和試驗(yàn)段長(zhǎng)度；E和A分別是壓桿的彈性模量和橫截面積。

由圖3可以看到，在實(shí)驗(yàn)中由于采用波形整形器，實(shí)驗(yàn)獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線比較光滑，其動(dòng)態(tài)下的屈服極限最大可達(dá)170 MPa。與擠壓AZ91D在準(zhǔn)靜態(tài)下的壓縮力學(xué)性能相比，當(dāng)應(yīng)變率由400 s-1至1000 s-1變化時(shí)，材料的塑性流變應(yīng)力呈逐漸上升趨勢(shì)，且隨著應(yīng)變的增大而增大，該材料在常溫下顯示出正應(yīng)變率效應(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)，且其在高應(yīng)變速率下的應(yīng)力均高于準(zhǔn)靜態(tài)時(shí)的應(yīng)力。

2 Johnson-Cook本構(gòu)擬合

Johnson-Cook 強(qiáng)度模型的簡(jiǎn)單形式包含了應(yīng)變率和溫度效應(yīng)的影響，并且可以對(duì)金屬材料的本構(gòu)關(guān)系給出比較理想的預(yù)測(cè)。本文作者嘗試在 J-C 強(qiáng)度模型的基礎(chǔ)上描述 AZ91D鎂合金的常溫動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)行為，J-C 模型表達(dá)式如下：

該模型包含了A、B、n、C、m這5個(gè)參數(shù)，需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)確定，公式中ε˙*=ε˙/ε˙0是通過(guò)參考應(yīng)變率ε˙0無(wú)量綱化的應(yīng)變率，取ε˙0為1 s-1。T*為無(wú)量綱化的溫度：式中：Tr為室溫；Tm為材料的熔點(diǎn)。Johnson-Cook模型在溫度從室溫到材料熔點(diǎn)溫度的范圍內(nèi)都是有效的。本實(shí)驗(yàn)中有限元模擬不考慮溫度的影響，即T*值為零。

結(jié)合擠壓AZ91D鎂合金靜動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)下應(yīng)力-應(yīng)變曲線的特征，擬合出擠壓AZ91D的Johnson-Cook本構(gòu)關(guān)系, 擬合結(jié)果見(jiàn)式(6)：

3 SHPB實(shí)驗(yàn)的有限元模擬

3.1 有限元模型與網(wǎng)格劃分

有限元模型的建立主要參考SHPB實(shí)驗(yàn)裝置，子彈、入射桿、透射桿、試樣均為圓柱體，且共軸。數(shù)值模型對(duì)設(shè)備和試件尺寸進(jìn)行了簡(jiǎn)化，子彈長(zhǎng)度為 2 cm，入射桿長(zhǎng)度為100 cm，透射桿長(zhǎng)度為80 cm，子彈、壓桿的直徑均為2.5 cm，試件長(zhǎng)度為1.5 cm，直徑為 2 cm。計(jì)算單元使用 8節(jié)點(diǎn)六面體單元3Dsolid164，該單元可用于三維的顯式結(jié)構(gòu)實(shí)體，節(jié)點(diǎn)在X、Y、Z方向有平移、速度和加速度的自由度。因?yàn)橄到y(tǒng)為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，為了減少計(jì)算量，模擬采用1/4有限元模型。采用外圓內(nèi)方的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于子彈的網(wǎng)格劃分精度對(duì)計(jì)算結(jié)果影響很大，故本模擬中對(duì)子彈的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)分，子彈的單元邊長(zhǎng)為0.67 cm，壓桿的單元邊長(zhǎng)為1 cm，試件單元邊長(zhǎng)為0.05 cm。圖4和圖5所示分別為計(jì)算幾何模型和有限元網(wǎng)格模型，有限元模型單元與節(jié)點(diǎn)數(shù)如表1所列。

圖4 SHPB幾何模型圖Fig. 4 Geometric model of SHPB

圖5 SHPB有限元網(wǎng)格模型Fig. 5 Finite element mesh model of SHPB

表1 SHPB有限元模型單元及節(jié)點(diǎn)數(shù)Table 1 Unit and node numbers of finite element model for SHPB

3.2 材料屬性和邊界條件

子彈和壓桿均采用線彈性鋼材料模型，其密度為7900 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，試件采用Johnson-Cook材料模型以及Gruneisem狀態(tài)方程來(lái)描述其動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程。鎂合金的密度為 1820 kg/m3，常溫下彈性模量為45 GPa，泊松比為0.35，J-C本構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2 AZ91D鎂合金的Johnson-Cook (J-C) 本構(gòu)參數(shù)Table 2 Johnson-Cook (J-C) constitutive model parameters for AZ91D magnesium alloy

對(duì)于邊界條件的設(shè)置，與X軸垂直的平面施加X(jué)方向的位移約束，與Y軸垂直的平面施加Y方向的位移約束，接觸類型選擇面面自動(dòng)接觸，忽略各接觸面之間的摩擦。依據(jù)SHPB試驗(yàn)，采用直接對(duì)子彈設(shè)定加載速度的方式進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬。

3.3 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與討論

為了確定計(jì)算時(shí)間，必須滿足入射桿應(yīng)力波的輸入端不能出現(xiàn)入射波和反射波的重疊這一條件[23]，也就是在輸入應(yīng)力脈沖的時(shí)間內(nèi)，應(yīng)力波的傳播距離不能超過(guò)兩倍的入射桿長(zhǎng)度，經(jīng)過(guò)計(jì)算應(yīng)力波的傳播時(shí)間ts≤400 μs，因此，計(jì)算時(shí)間取400 μs就可以得到完整的波形圖。

選擇入射桿中心位置附近的單元(15873)，其入射波與反射波應(yīng)變波曲線如圖6所示。在計(jì)算結(jié)果的入射桿及透射桿中點(diǎn)附近位置選取對(duì)稱的兩點(diǎn)(15873單元和32873單元)，獲得入射波和透射波應(yīng)變波曲線，如圖 7所示。根據(jù)該位置處的應(yīng)變-時(shí)間曲線按兩波法重構(gòu)得到鎂合金的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

當(dāng)子彈入射速度為10 m/s時(shí)，經(jīng)過(guò)計(jì)算應(yīng)變率為440 s-1，在時(shí)間t=186 μs左右時(shí)，應(yīng)力波還未到達(dá)試件，試件上Mises應(yīng)力基本為零，如圖8所示。在時(shí)間t=264 μs時(shí)，經(jīng)過(guò)應(yīng)力波的反射和透射，試件達(dá)到均勻變形階段，其單元上的應(yīng)力如圖9所示。隨著應(yīng)力波在壓桿中的擴(kuò)散，試件進(jìn)入卸載階段，如圖10 所示。

圖6 入射桿中心外圍單元入射波與反射波Fig. 6 Incident and reflected strain waves at input bar

圖7 入射桿與透射桿上對(duì)稱位置單元上的入射與透射波形Fig. 7 Incident and transmitted strain waves at symmetrical units of input and output bars

選擇試件上同一橫截面上的5個(gè)單元(見(jiàn)圖11)，其等效應(yīng)力和應(yīng)變隨時(shí)間的變化曲線分別如圖 11和圖12所示。

按照上述同樣的計(jì)算方法可以分別計(jì)算子彈沖擊速度分別為15和20 m/s時(shí)試件的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)，最后根據(jù)模擬得到的波形圖對(duì)不同子彈速度沖擊時(shí)試件上的應(yīng)力和應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算便可以得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線，圖13顯示了子彈沖擊速度分別為10、15及20 m/s或?qū)?yīng)應(yīng)變速率分別為440.7、762.9及1101.4 s-1時(shí)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的對(duì)比。

圖8 應(yīng)力波前沿在186 μs到達(dá)試件時(shí)的Mises等效應(yīng)力Fig. 8 Mises equivalent stress when stress wave reaching specimen at 186 μs

圖9 試件在264 μs經(jīng)歷均勻變形時(shí)的Mises應(yīng)力分布Fig. 9 Mises stress distribution after specimen experiencing uniform deformation at 264 μs

圖10 試件在372 μs處于卸載階段的Mises應(yīng)力Fig. 10 Mises equivalent stress during unloading period of specimen at 372 μs

圖11 試件上不同單元的應(yīng)力-時(shí)程曲線Fig. 11 Stress vs time curves of different units on specimen

圖12 試件上5個(gè)單元等效應(yīng)變隨時(shí)間的變化曲線Fig. 12 Equivalent strain vs time curves for five units on specimen

圖13 3種應(yīng)變率下試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 13 Stress-strain curves for specimen under three kinds of strain rates

應(yīng)變率對(duì)試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線有很大影響，應(yīng)變率越高，試件的變形越大，產(chǎn)生的應(yīng)力也越大。為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性，將子彈入射速度為20 m/s即沖擊速率為1101.4 s-1時(shí)的數(shù)值模擬結(jié)果、擬合數(shù)據(jù)及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖14所示?？梢钥闯觯褂肑ohnson-Cook本構(gòu)模型來(lái)模擬擠壓AZ91D 鎂合金在受到動(dòng)態(tài)壓縮荷載時(shí)的力學(xué)響應(yīng)是合理的。

從擬合結(jié)果來(lái)看，在中等應(yīng)變大小情況下，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果以及基于 Johnson-Cook 本構(gòu)模型的擬合結(jié)果吻合得較好。但是在應(yīng)變比較大時(shí)，因材料的應(yīng)變率效應(yīng)和溫度效應(yīng)耦合在一起，采用解耦的 Johnson-Cook 模型描述材料的應(yīng)變率效應(yīng)將會(huì)存在一定的不足。

圖14 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)及擬合結(jié)果的比較Fig. 14 Comparison among numerical simulation, experimental and fitted results

4 結(jié)論

1) 在 1×10-3~1×103s-1應(yīng)變率范圍內(nèi)對(duì)擠壓AZ91D鎂合金進(jìn)行了壓縮實(shí)驗(yàn)，獲得了其在不同應(yīng)變率下的壓縮應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，且基于實(shí)驗(yàn)擬合了該擠壓合金的 Johnson-Cook 本構(gòu)關(guān)系表達(dá)式。發(fā)現(xiàn)擠壓AZ91D 鎂合金在室溫應(yīng)變速率條件下，隨著應(yīng)變速率增加表現(xiàn)出較強(qiáng)的應(yīng)變速率強(qiáng)化效應(yīng)，其動(dòng)態(tài)塑性流變應(yīng)力均高于準(zhǔn)靜態(tài)時(shí)的應(yīng)力。擠壓鎂合金較好的動(dòng)態(tài)壓縮性能與鎂合金變形后出現(xiàn)拉伸孿晶導(dǎo)致二次硬化有關(guān)。

2) 在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上，建立了擠壓鎂合金試樣SHPB壓縮實(shí)驗(yàn)的有限元模型，模擬分析了應(yīng)變速率在400~1000 s-1范圍內(nèi)的壓縮應(yīng)力-應(yīng)變行為，模擬結(jié)果、擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致，研究結(jié)果為金屬高應(yīng)變率力學(xué)行為的研究提供了重要的手段和理論指導(dǎo)。

[1] MORDIKE B L, EBERT T. Magnesium: Propertiesapplications-potential[J]. Materials Science and Engineering A,2001, 302(1): 37-45.

[2] HONO K, MENDIS C L, SASAKI T T, OHISHI K. Towards the development of heat treatable high-strength wrought Mg alloys[J]. Scripta Materialia, 2010, 63(7): 710-715.

[3] ISHIHARA S, TANEGUCHI S, SHIBATA H, GOSHIMA T,SAIKI A. Anisotropy of the fatigue behavior of extruded and rolled magnesium alloys[J]. International Journal of Fatigue,2013, 50: 94-100.

[4] LI R G, XU Y, QI W, AN J, LU Y, CAO Z Y, LIU Y B. Effect of Sn on the microstructure and compressive deformation behavior of the AZ91D aging alloy[J]. Materials Characterization, 2008, 59(11): 1643-1649.

[5] KIM B H, LEE S W, PARK Y H, PARK I M. The microstructure, tensile properties, and creep behavior of AZ91,AS52 and TAS652 alloy[J]. Journal of Alloys and Compounds,2010, 493(1/2): 502-506.

[6] MAHMUDI R, KABIRIAN F, NEMATOLLAHI Z.Microstructural stability and high-temperature mechanical properties of AZ91 and AZ91+2RE magnesium alloys[J].Materials & Design, 2011, 32(5): 2583-2589.

[7] NAMI B, RAZAVI H, MIRDAMADI S G, SHABESTARI S G,MIRESMAEILI S M. Effect of Ca and rare earth elements on impression creep properties of AZ91 magnesium alloy[J].Metallurgical and Materials Transactions A, 2010, 41(8):1973-1982.

[8] SHAHZAD M, QURESHI A H, WAQAS H, Rafi-ud-din.Influence of pre- and post-extrusion heat treatments on microstructure and anisotropy of mechanical properties in a Mg-Al-Zn alloy[J]. Materials and Design, 2013, 51: 870-875.

[9] 楊勇彪, 王富恥, 譚成文, 才鴻年. 鎂合金動(dòng)態(tài)力學(xué)行為研究進(jìn)展[J]. 兵器材料科學(xué)與工程, 2008, 31(3): 71-73.YANG Yong-biao, WANG Fu-chi, TAN Cheng-wen, CAI Hong-nian. Research progress in dynamic mechanical properties of magnesium alloy[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 2008, 31(3): 71-73.

[10] 沙桂英, 徐永波, 于 濤, 張修麗, 韓恩厚, 劉 路. AZ91鎂合金的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變行為及其應(yīng)變率效應(yīng)[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2006, 27(4): 77-81.SHA Gui-ying, XU Yong-bo, YU Tao, ZHANG Xiu-li, HAN En-hou, LIU Lu. Dynamic stress-strain behavior of AZ91 magnesium alloy and its dependence on strain rate[J].Transactions of Materials and Heat Treatment, 2006, 27(4):77-81.

[11] 趙 峰, 李玉龍, 索 濤, 黃衛(wèi)東, 劉建睿. 高應(yīng)變率下鑄造鎂合金 AZ91 的動(dòng)態(tài)壓縮性能及破壞機(jī)理[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2009, 19(7): 1163-1168.ZHAO Feng, LI Yu-long, SUO Tao, HUANG Wei-dong, LIU Jian-rui. Dynamic compressive behavior and damage mechanism of cast magnesium alloy AZ91[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, 19(7): 1163-1168.

[12] 廖慧敏, 龍思遠(yuǎn), 蔡 軍. 應(yīng)變速率對(duì) AZ91D鎂合金力學(xué)行為影響[J]. 材料科學(xué)與工藝, 2010, 18(1): 120-123.LIAO Hui-min, LONG Si-yuan, CAI Jun. Influence of high strain-rate on the mechanical behavior of Mg-alloy AZ91D[J].Materials Science & Technology, 2010, 18(1): 120-123.

[13] GUPTA N, LUONG D D, ROHATGI P K. A method for intermediate strain rate compression testing and study of compressive failure mechanism of Mg-Al-Zn alloy[J]. Journal of Applied Physics, 2011, 109(10): 103512.

[14] AHMAD I R, WEI S D. Mechanical behaviour of magnesium alloy AZ91D using split hopkinson tensile bar (SHTB)[C]// Proc of SPIE. Bellingham: SPIE Press, 2010: 75222C-1-75222C-7.

[15] AHMAD I R, WEI S D. Compressive properties of AM50 and AZ91D alloys using split hopkinson pressure bar[C]// Proc of SPIE, 2009: 7493.

[16] 毛萍莉, 于金程, 劉 正, 董 陽(yáng), 席 通. 擠壓態(tài) Mg-Gd-Y鎂合金動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能與失效行為[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2013, 23(4): 889-897.MAO Ping-li, YU Jin-cheng, LIU Zheng, DONG Yang, XI Tong.Dynamic mechanical property and failure behavior of extruded Mg-Gd-Y alloy under high strain rate compression[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23(4): 889-897.

[17] 王煥然, 謝書港, 陳大年, 俞宇穎, 劉國(guó)慶. 試論鎂鋁合金高應(yīng)變率單軸壓縮擬合本構(gòu)關(guān)系的代入校核[J]. 工程力學(xué),2006, 23(9): 179-183.WANG Huan-ran, XIE Shu-gang, CHEN Da-nian, YU Yu-ying,LIU Guo-qing. On the checking of fitted constitutive relation of an Mg-alloy under uniaxial compression at high strain rates[J].Engineering Mechanics, 2006, 23(9): 179-183.

[18] ZHAO Z, CHEN Q, WANG Y, SHU D. Microstructures and mechanical properties of AZ91D alloys with Y addition[J].Materials Science and Engineering A, 2009, 515(1/2): 152-161.

[19] PARAMSOTHY M, CHAN J, KWOK R, GUPTA M. The overall effects of AlN nanoparticle addition to hybrid magnesium alloy AZ91/ZK60A[J]. Journal of Nanotechnology,2012, Article ID 687306, doi:10.1155/2012/687306.

[20] SONG D, MA A, JIANG J, LIN P, YANG D, FAN J. Corrosion behaviour of bulk ultrafine grained AZ91D magnesium alloy fabricated by equal-channel angular pressing[J]. Corrosion Science, 2011, 53(1): 362-373.

[21] 陳永哲, 柴躍生, 孫 鋼, 陳 睿, 周俊琪, 張敏剛. AZ91D鎂合金棒材擠壓過(guò)程的數(shù)值模擬研究[J]. 精密成形工程,2011, 3(3): 10-14.CHEN Yong-zhe, CHAI Yue-sheng, SUN Gang, CHEN Rui,ZHOU Jun-qi, ZHANG Min-gang. Numerical simulation study of the extrusion process of AZ91D magnesium alloy bar[J].Journal of Net Shape Forming Engineering, 2011, 3(3): 10-14.

[22] SRIVATSAN T S, GODBOLE C, QUICK T, PARAMSOTHY M, GUPTA M. Mechanical behavior of a magnesium alloy nanocomposite under conditions of static tension and dynamic fatigue[J]. Journal of Materials Engineering and Performance,2013, 22(2): 439-453.

[23] LU J F, ZHUANG Z, SHIMAMURA K, SHIBUE T.Application of numerical simulation to SHPB test to investigate the dynamic compressive behavior of material with failure[J].Key Engineering Materials, 2003, 243/244: 433-438.