丁漢林，徐成志，張曉軍 ，潘曉東，王天一

(1. 安徽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，馬鞍山 243002； 2. 中國(guó)人民解放軍海軍工程大學(xué) 化學(xué)與材料系，武漢 430033； 3. 馬鞍山鋼鐵股份有限公司 第四鋼軋總廠，馬鞍山 243000)

鎂及其合金具有優(yōu)異的綜合性能，如低密度、高比強(qiáng)度和剛度、阻尼減震等，已成為最具潛力的工程結(jié)構(gòu)材料之一，且其綜合性能亦可通過(guò)合金化和晶粒細(xì)化的方式進(jìn)一步得到優(yōu)化和改善[1]。目前，鎂合金中最常見(jiàn)的添加元素是Zn 和Al 兩種元素。研究指 出[2-3]，在Mg-Zn 合金中少量添加Ca 元素可起到細(xì)化晶粒和固溶強(qiáng)化的作用，亦可有效提高合金的耐蝕性能。目前，Mg-Zn-Ca 合金的成形方式以鑄造為主，并在醫(yī)用生物材料中逐步得到應(yīng)用[4-5]。

通過(guò)擠壓、軋制等熱變形后，Ca 元素在鎂合金中對(duì)弱化形變織構(gòu)、提高硬度和屈服強(qiáng)度所產(chǎn)生的影響與稀土元素相類似[6-7]，這與其塑性變形行為密切相關(guān)，但具體的作用機(jī)理并不十分清楚。本文作者已對(duì)Mg-Zn-Ca 合金變形過(guò)程中的組織演變、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶機(jī)制、織構(gòu)特征等方面進(jìn)行了研究和分析[8-9]，但關(guān)于Mg-Zn 合金中添加Ca 后的本構(gòu)方程的研究卻鮮見(jiàn)報(bào)道。而基于對(duì)合金熱變形過(guò)程中流動(dòng)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的分析，探明合金的塑性變形行為及形變參數(shù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶之間的相互關(guān)系，進(jìn)而為深入理論分析和數(shù)值模擬提供必要的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，也已逐漸成為研究合金塑性變形的另一種有效手段。

王忠堂等[10]在溫度為250～350 ℃、應(yīng)變速率為0.01～1 s-1、最大變形程度為50%條件下對(duì)AZ31 鎂合金進(jìn)行熱模擬實(shí)驗(yàn)研究，并建立該合金高溫變形本構(gòu)關(guān)系模型，該本構(gòu)關(guān)系模型的相對(duì)計(jì)算誤差小于13%。CERRI 等[11]用熱壓縮試驗(yàn)，在應(yīng)變速率為1.6×10-5～ 10-1s-1、變形溫度為125～300 ℃條件下，對(duì)高壓壓鑄AZ91 鎂合金的熱變形行為進(jìn)行了研究，并計(jì)算了其本構(gòu)方程中的相關(guān)常數(shù)。本文作者主要根據(jù)Mg-1.3Zn-1.7Ca 合金(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)(ZX115)Gleeble 單軸熱壓縮實(shí)驗(yàn)所獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，討論變形條件與峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶之間的關(guān)系，嘗試建立適用于該合金高溫塑性變形的本構(gòu)方程。將該本構(gòu)方程應(yīng)用于有限元分析軟件 DEFORM 3D 并對(duì)合金的熱壓縮過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，利用后處理程序，研究工件內(nèi)部的應(yīng)變速率場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)和溫度場(chǎng)變化等，以期為成型工藝的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)合金為ZX115 鎂合金，其熔煉與鑄造工藝、實(shí)測(cè)成分及熱處理?xiàng)l件參見(jiàn)文獻(xiàn)[8]。單軸熱壓縮實(shí)驗(yàn)所需試樣取自于均勻化處理后的鎂合金鑄錠，經(jīng)線切割和機(jī)加工的方式制備成尺寸為d 10 mm×15 mm 的軸對(duì)稱圓柱體。壓縮實(shí)驗(yàn)在Gleeble-3500 型熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，壓縮過(guò)程中計(jì)算機(jī)動(dòng)態(tài)記錄流變應(yīng)力與應(yīng)變量。壓縮前，試樣兩端涂抹石墨潤(rùn)滑，以盡量減少試樣與壓縮砧頭之間的摩擦。變形溫度分別設(shè)為300、350、400 和450 ℃，應(yīng)變速率分別設(shè)為0.001、0.01、0.1 和1.0 s-1。將圓柱試樣裝夾在設(shè)備中，以 5 ℃/s 速度升溫到設(shè)定溫度，保溫60 s 后按照設(shè)定的應(yīng)變速率進(jìn)行壓縮，在各試驗(yàn)條件下試樣均壓縮至真應(yīng)變0.7 后卸載。

2 結(jié)果與分析

2.1 合金的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖1 所示為不同應(yīng)變速率下ZX115 合金高溫壓縮變形的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖1 中曲線變化趨勢(shì)可以看出，ZX115 鎂合金的流變應(yīng)力隨著應(yīng)變量的增加而快速上升，達(dá)到一定的應(yīng)變量時(shí)，流變應(yīng)力出現(xiàn)一個(gè)峰值，隨后隨著應(yīng)變量的繼續(xù)增加流變應(yīng)力逐漸降低，當(dāng)應(yīng)變量超過(guò)0.6 時(shí)流變應(yīng)力下降至某一穩(wěn)定值并基本保持恒定。由圖1 還可看出：當(dāng)應(yīng)變速率一定時(shí)，ZX115 合金的流變曲線達(dá)到的峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)應(yīng)力隨著變形溫度的升高而降低；當(dāng)變形溫度一定時(shí)，其峰值應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)應(yīng)力則隨著應(yīng)變速率的升高而升高；在較低應(yīng)變速率或/和較高變形溫度的條件下，流變應(yīng)力-應(yīng)變曲線的峰值不太明顯，應(yīng)力呈穩(wěn)態(tài)變化。

結(jié)合組織分析[8]可以確定，這一現(xiàn)象主要是由于ZX115 合金熱壓縮過(guò)程中動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化作用與加工硬化作用相互競(jìng)爭(zhēng)并達(dá)到相對(duì)平衡的結(jié)果所決定的。壓縮變形的初始階段，試樣的變形量較小，可開(kāi)動(dòng)位錯(cuò)較少，且位錯(cuò)滑移受阻，尤其是對(duì)于密排六方結(jié)構(gòu)的鎂合金，其位錯(cuò)密度增加相當(dāng)迅速，應(yīng)力值隨著變形量的增加而快速增大，即發(fā)生明顯的加工硬化現(xiàn)象。當(dāng)變形量達(dá)到某一臨界值時(shí)，材料內(nèi)發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，由于再結(jié)晶晶粒的不斷形核與長(zhǎng)大，由動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所引起的軟化作用逐漸起到?jīng)Q定性作用。另一方面，隨著變形量的增大，位錯(cuò)滑移驅(qū)動(dòng)力逐漸增加，從而導(dǎo)致可動(dòng)位錯(cuò)數(shù)量增加，進(jìn)而使軟化作用增強(qiáng)，因此，應(yīng)力值隨著變形量的增加開(kāi)始緩慢降低，當(dāng)加工硬化過(guò)程與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化過(guò)程達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡時(shí)，應(yīng)力值降低至某一穩(wěn)態(tài)值。

2.2 本構(gòu)方程的建立

圖1 不同變形條件下壓縮時(shí)ZX115 鎂合金的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線 Fig. 1 True stress-strain curves of ZX115 magnesium alloy obtained from hot compressions under different conditions: (a) 450 ℃; (b) 400 ℃; (c) 350 ℃; (d) 300 ℃

由圖1 可以明顯看出，ZX115 合金熱壓縮時(shí)的流變應(yīng)力σ 與應(yīng)變速率ε˙、溫度T 之間存在著密切關(guān)系。 因此，有必要研究各個(gè)因素之間的相互關(guān)系，即通過(guò)建立描述其塑性變形過(guò)程應(yīng)力-應(yīng)變曲線的本構(gòu)方程來(lái)進(jìn)一步考察合金的高溫變形行為[12-13]。SELLARS等[14]提出采用雙曲線正弦形式修正的Arrhenius 公式來(lái)描述高溫變形時(shí)這三者之間的關(guān)系：

一般來(lái)說(shuō)，在低應(yīng)力水平情況下，式(1)更接近于指數(shù)關(guān)系：

而在高應(yīng)力水平情況下，式(1)更接近于冪指數(shù) 關(guān)系：

式中：A1、A2、A、n1、n、α 和β 均為與溫度無(wú)關(guān)的常數(shù)；R 為摩爾氣體常數(shù)；T 為絕對(duì)溫度；Q 為變形激活能；ε˙為應(yīng)變速率；σ 表示流變應(yīng)力。一般而言，α 、β 及n1之間滿足關(guān)系式α =β/n1。

MCQUEEN 等[15]指出，在高溫變形的本構(gòu)方程的研究中，對(duì)于鎂合金這類易發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的材料而言，常選用峰值應(yīng)力值(σp)進(jìn)行計(jì)算和分析。表1 所列為在不同變形條件下ZX115 合金真應(yīng)力-應(yīng)變曲線上的峰值應(yīng)力。

分別根據(jù)式(2)和(3)分析不同變形條件下熱壓縮時(shí)峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率之間的關(guān)系曲線，結(jié)果如圖2所示。對(duì)圖2 中數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸可以得出，指數(shù)n1=1/0.2014=4.97(見(jiàn) 圖 2(a))和 系 數(shù) β=1/12.8302= 0.07794(見(jiàn) 圖 2(b))，進(jìn) 而 可 求 得 參 數(shù) α=β/n1= 0.016 MPa-1。

表1 不同變形條件下ZX115 鎂合金的峰值應(yīng)力 Table 1 Peak stress of ZX115 magnesium alloy under different deformation conditions

圖2 ZX115 鎂合金峰值應(yīng)力與應(yīng)變速率之間的關(guān)系 Fig. 2 Relationship between peak stress and strain rate for ZX115 magnesium alloy according to Eqns. (2) and (3): (a) Exponential relationship according to Eqn. (2); (b) Power- exponential relationship according to Eqn. (3)

對(duì)式(1)兩邊取自然對(duì)數(shù)可得： lnε˙ = lnA+ [-QRT)]+n ln[sinh(ασ)]。 可 以 看 出， ln ε˙與nln[sinh(ασ)]成線性關(guān)系，其斜率即為應(yīng)力指數(shù)n。圖3 所示為應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力之間的雙曲正弦關(guān)系，其中，α 值取本實(shí)驗(yàn)中所得的0.016 MPa-1。由擬合結(jié)果可以看出，兩者之間較好地符合線性關(guān)系，擬合所得不同溫度下應(yīng)力指數(shù)的平均值n=3.50。

此外，根據(jù)Zener-Hollomon 參數(shù)的定義，當(dāng)應(yīng)變速率保持不變時(shí)，假定在很小的溫度變化范圍內(nèi)變形激活能保持不變， 對(duì)式(1) 取對(duì)數(shù)可得lnA+[-Q/(RT)]+nln[sinh(α σ)]= ln+Q/(RT)，由此可得峰值應(yīng)力與溫度之間的關(guān)系：ln[sinh(ασ)]=其中，。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的ln[sinh(ασ )]- T-1之間的關(guān)系曲線如圖4 所示。經(jīng)數(shù)據(jù)擬合可得，B'=Q/(1000nR)=5.935，其中，n 為材料常數(shù)，將以上求得的數(shù)據(jù)代入，可得ZX115 鎂合金的變形激活能Q=172712.9 J/mol≈173 kJ/mol。

圖3 ZX115 鎂合金應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力之間的關(guān)系曲線 Fig. 3 Relationship between strain rate and peak stress of ZX115 magnesium alloy

圖4 ZX115 鎂合金的峰值應(yīng)力與變形溫度之間的關(guān)系 Fig. 4 Relationship between peak stress and deformation temperature of ZX115 magnesium alloy

對(duì)式(1) 進(jìn)行對(duì)數(shù)變換可得： ln Z=ln A+ nln[sinh(ασ)]，其中Z 參數(shù)(=exp[Q/(RT)])可用于計(jì)算和討論不同變形條件(不同溫度、不同應(yīng)變速率)與峰值應(yīng)力之間的關(guān)系，其結(jié)果如圖5 所示。對(duì)圖5 中的數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，并設(shè)定應(yīng)力指數(shù)n=3.50，可得方程 ln Z=28.6302+3.50 ln[sinh(ασ)]。由此可得： ln A=28.6302，即A=2.716×1012。

綜上分析，式(1)中所有材料常數(shù)均由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得出，因此，用于描述ZX115 鎂合金熱壓縮變形過(guò)程中應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化的本構(gòu)方程可表示為

圖5 ZX115 鎂合金的Z 參數(shù)與流動(dòng)應(yīng)力之間的關(guān)系 Fig. 5 Relationship between Z parameter and flow stress of ZX115 magnesium alloy

就式(1)類型的本構(gòu)方程而言，在描述鋁合金塑性變形的本構(gòu)方程中α 值通常選取為0.052 MPa-l[15]；RAVI-KUMAR 等[16]和ZHOU 等[17]分別在AZ31 和AZ91 鎂合金的本構(gòu)分析中沿用了這一取值?？赡苁?由于合金的初始狀態(tài)(如合金成分、熱處理狀態(tài)、晶粒大小等)和變形工藝(加載方式、變形溫度等)不同，SPIGARELLI 等[18]分析AZ31 合金在200～400 ℃之間的變形時(shí)得出α 值為0.02 MPa-1；ZHOU 等[19]在分析AZ61 合金均勻化處理后的塑性變形時(shí)計(jì)算的α 值亦為0.02 MPa-1，而LIU 等[20]通過(guò)AZ91 合金的熱壓縮實(shí)驗(yàn)分析其α 值為0.013 MPa-1。在本實(shí)驗(yàn)中，ZX115鎂合金熱壓縮變形本構(gòu)方程中α 值的大小為0.016 MPa-l，這一數(shù)值與上述諸多文獻(xiàn)中的α 值十分接近?？梢酝茢啵瑢?duì)于鎂合金而言，無(wú)論其合金成分和變形方式是否相同，其本構(gòu)方程中的α 值均較為接近，因此，可取近似值用于其他鎂合金塑性變形的本構(gòu)分析。

據(jù)文獻(xiàn)報(bào)道，AZ31、AZ61 和AZ91 鎂合金的變形激活能分別約為140 kJ/mol[21]、160 kJ/mol[19]和 176 kJ/mol[20]。可見(jiàn)，Mg-Al-Zn 系鎂合金的變形激活能隨著合金中Al 含量的增加而增加。這是由于隨著 Al 含量的增加，Mg-Al-Zn 系鎂合金在變形過(guò)程中可以析出較多的第二相粒子，而這些彌散分布的粒子在合金的塑性變形過(guò)程中會(huì)阻礙位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，使位錯(cuò)發(fā)生交滑移和攀移所需的能量升高，由此提高合金的變形激活能。在本實(shí)驗(yàn)中，經(jīng)計(jì)算得到ZX115 鎂合金熱壓縮過(guò)程中的變形激活能為173 kJ/mol，大于鎂的自擴(kuò)散激活能135 kJ/mol 及鋁在鎂中的擴(kuò)散激活能 143 kJ/mol[22]，這意味著ZX115 鎂合金的塑性變形主要是由位錯(cuò)攀移而不是擴(kuò)散所控制的。與Mg-Al-Zn系合金相比，ZX115 鎂合金中的合金元素含量遠(yuǎn)不及AZ31 合金中的高，但其變形激活能卻與AZ91 合金的更為接近。其原因可能是由于ZX115 鎂合金變形過(guò)程中動(dòng)態(tài)析出的富Ca 相粒子的熔點(diǎn)高于Mg17Al12相的，從而對(duì)位錯(cuò)的釘扎及形變的阻礙作用更為突出，這也正是含Ca 鎂合金高溫蠕變性能相對(duì)較好的主要原 因[1]。

3 熱壓縮的DEFORM 模擬

將以上擬合的ZX115 合金熱壓縮過(guò)程的本構(gòu)方程(式(4))導(dǎo)入有限元模擬軟件DEFORM 3D，建立ZX115 鮮合金的材料庫(kù)，可用于合金的擠壓、軋制、壓縮等塑性變形過(guò)程的模擬與分析。在本實(shí)驗(yàn)中主要模擬ZX115 鎂合金的熱壓縮過(guò)程，分析研究試樣在溫度350 ℃、應(yīng)變速率1 s-1下壓縮至真應(yīng)變0.7 時(shí)的應(yīng)變、應(yīng)變速率、溫度和應(yīng)力等分布及變化情況。模擬試樣尺寸與實(shí)驗(yàn)試樣相同(d 10 mm×15 mm)，選取圓柱體試樣的1/4 進(jìn)行模擬運(yùn)算。

3.1 應(yīng)變場(chǎng)分布及變化

圖6 試樣壓縮至應(yīng)變量0.7 時(shí)的應(yīng)變分布及應(yīng)變隨時(shí)間的變化曲線(350 ℃, 1 s-1) Fig. 6 Distribution of strain in simulated sample compressed to strain of 0.7(a) and change curves of strain with time(b) (350 ℃, 1 s-1)

圖6(a)所示為ZX115 鎂合金壓縮后的應(yīng)變分布， 其中垂直方向?yàn)閴嚎s方向CD。由圖6(a)可以看出，壓縮后，試樣內(nèi)應(yīng)變分布很不均勻，這是由于試樣端面與壓頭之間的摩擦造成試樣的不均勻變形引起的。其中，壓縮試樣中心區(qū)域應(yīng)變值相對(duì)較大(如P1點(diǎn)，應(yīng)變值為1.40)，與壓縮砧頭接觸的圓面中心處應(yīng)變值最小(如P2點(diǎn)，應(yīng)變值僅為0.014)，而試樣圓柱面由于鼓肚現(xiàn)象的存在，其應(yīng)變狀態(tài)較為復(fù)雜(如P3點(diǎn)，應(yīng)變值為0.52)。

對(duì)上述3 個(gè)典型位置的應(yīng)變值進(jìn)行追蹤分析，以考察其應(yīng)變值隨時(shí)間增加的變化情況，結(jié)果如圖6(b)所示。在壓縮初期，不同位置的應(yīng)變值增加均比較緩慢，各處的應(yīng)變相差不大；隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，P1點(diǎn)處應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率最快且數(shù)值最大(網(wǎng)格畸變嚴(yán)重)，P3點(diǎn)處應(yīng)變值則呈線性增長(zhǎng)，而P2點(diǎn)處應(yīng)變值基本不發(fā)生變化(網(wǎng)格基本無(wú)畸變)，此位置試樣未發(fā)生明顯變形?？梢?jiàn)，試樣壓縮過(guò)程中變形并不均勻。

一般認(rèn)為，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的初始形核與應(yīng)變量有著密切關(guān)系。當(dāng)變形量較小時(shí)，晶粒內(nèi)因位錯(cuò)密度較小而難以發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，而當(dāng)達(dá)到某一臨界變形量時(shí)，才會(huì)發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形核。由模擬結(jié)果可以看出，壓縮變形時(shí)P2處應(yīng)變量一直很小，尚處于應(yīng)力-應(yīng)變曲線中的加工硬化階段(見(jiàn)圖1(c))，并未發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶；隨著變形時(shí)間的延長(zhǎng)，P3處應(yīng)變值達(dá)到并超過(guò)峰值應(yīng)變0.32(見(jiàn)圖1(c))，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶發(fā)生并逐步占據(jù)重要作用，導(dǎo)致應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降；類似地，試樣中心P1處在較短變形時(shí)間內(nèi)即可發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，且隨著應(yīng)變的不斷增加，再結(jié)晶晶粒亦可發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié) 晶[23]，因而，該區(qū)域的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶相對(duì)比較完全且再結(jié)晶晶粒更加細(xì)小。

3.2 應(yīng)變速率、應(yīng)力及溫度場(chǎng)分布

圖7 熱壓縮至真應(yīng)變0.7 時(shí)試樣內(nèi)應(yīng)變速率、應(yīng)力及溫度分布的有限元模擬(350 ℃, 1 s-1) Fig. 7 FEM simulated distributions of strain rate, stress and temperature in sample compressed to true strain of 0.7 (350 ℃, 1 s-1): (a) Distribution of strain rate; (b) Distribution of stress; (c) Distribution of temperature; (d) Detail values for three typical points in compressed sample

壓縮試樣變形的不均勻性導(dǎo)致了試樣內(nèi)應(yīng)變的不均勻分布，同時(shí)對(duì)試樣內(nèi)的應(yīng)變速率、應(yīng)力及溫度場(chǎng)分布也產(chǎn)生了不同程度的影響，其結(jié)果如圖7 所示。 同樣選取3 個(gè)典型的區(qū)域進(jìn)行分析，由圖7 可以看出，應(yīng)變速率、應(yīng)力及溫度場(chǎng)分布的不均勻特征與應(yīng)變分布(見(jiàn)圖6(a))相似，均表現(xiàn)為P1處的對(duì)應(yīng)值最大，而P2處的值最小，具體的模擬數(shù)據(jù)如圖7(d)所示。

值得注意的是，雖然壓縮變形的應(yīng)變速率設(shè)定為1 s-1，但當(dāng)壓縮至應(yīng)變量0.7 時(shí)，試樣內(nèi)各處的應(yīng)變速率卻不盡相同(見(jiàn)圖7(a))，P2處應(yīng)變速率幾乎為0，而P1處應(yīng)變速率為2.87 s-1，約為初始設(shè)定值的3 倍，這與該處的應(yīng)變迅速增長(zhǎng)相對(duì)應(yīng)。同樣地，P1處的實(shí)際溫度為386 ℃(見(jiàn)圖7(b))，高于預(yù)熱溫度36 ℃，這是因?yàn)閴嚎s變形中產(chǎn)生塑性變形所消耗的機(jī)械能大部分轉(zhuǎn)變成熱能，使試樣內(nèi)部溫度升高。由此可以推斷：試樣的中心區(qū)域是在高溫高速狀態(tài)下進(jìn)行壓縮變形的，對(duì)其再結(jié)晶晶粒尺寸的預(yù)測(cè)并不能嚴(yán)格按照初始變形條件進(jìn)行估算。也就是說(shuō)，為了合理地控制再結(jié)晶晶粒尺寸，在不影響變形協(xié)調(diào)性和連續(xù)性的前提下，可適當(dāng)考慮在稍低溫度和稍低應(yīng)變速率下進(jìn)行形變。

由試樣的應(yīng)力分布(見(jiàn)圖7(c))可以看出，部分紅色區(qū)域的應(yīng)力值大于該條件下壓縮至應(yīng)變量0.7 時(shí)的穩(wěn)態(tài)應(yīng)力值123 MPa(見(jiàn)圖1(c))，但3 個(gè)典型區(qū)域P1～P3的應(yīng)力值卻均小于123 MPa。結(jié)合上述的應(yīng)變速率、溫度分布及圖1 中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知其原因，如P1處，其實(shí)際應(yīng)變速率高于其預(yù)設(shè)值，有利于提高穩(wěn)態(tài)應(yīng)力值，而實(shí)際溫度高于預(yù)設(shè)值則可降低穩(wěn)態(tài)應(yīng)力值，相比之下，溫度對(duì)穩(wěn)態(tài)應(yīng)力值的影響大于應(yīng)變速率的影響。當(dāng)然，可能還會(huì)存在其他原因，有待在以后的研究中進(jìn)行進(jìn)一步的分析和證實(shí)。

4 結(jié)論

1) 含Ca ZX115 鎂合金熱壓縮時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有明顯的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶特征，溫度越高或應(yīng)變速率越低時(shí)，流變曲線所達(dá)到的峰值應(yīng)力越小，而在相同的應(yīng)變速率下，峰值應(yīng)變也隨著變形溫度的升高而明顯減小。

2) ZX115 鎂合金塑性變形過(guò)程中的流變應(yīng)力、應(yīng)變速率和變形溫度之間的關(guān)系可用雙曲正弦函數(shù)ε˙= A[sinh(ασ)]nexp[-Q/(RT)]表示，其中Q≈173 kJ/mol、α= 0.016 MPa-1、n=3.50。

3) ZX115 鎂合金中高熔點(diǎn)的富Ca 相的存在對(duì)位錯(cuò)的釘扎及形變的阻礙作用更為明顯，從而導(dǎo)致合金具有較高的變形激活能。

4) ZX115 鎂合金的本構(gòu)方程可應(yīng)用于DEFORM 3D 有限元模擬，模擬結(jié)果表明：ZX115 鎂合金熱壓縮過(guò)程具有明顯的變形不均勻性，由于變形過(guò)程中局部溫度和應(yīng)變速率明顯增加，為了合理控制變形后的再結(jié)晶晶粒尺寸，可適當(dāng)降低形變溫度和應(yīng)變速率。

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