韓重韜，宋令慧，段國升,*，武保林

1. 沈陽航空航天大學(xué) 安全工程學(xué)院，沈陽 110136

2. 齊魯工業(yè)大學(xué)(山東省科學(xué)院)山東省科學(xué)院新材料研究所 山東省輕質(zhì)高強(qiáng)金屬材料重點實驗室，濟(jì)南 250014

鎂合金因其高比強(qiáng)/剛度、優(yōu)良的阻尼和電磁屏蔽性能在航空航天和交通運輸?shù)阮I(lǐng)域的應(yīng)用潛力巨大[1-2]。在服役過程中，鎂合金構(gòu)件不可避免地會受周期性載荷的影響，產(chǎn)生循環(huán)相關(guān)的疲勞問題[3-4]。近年來，循環(huán)應(yīng)力導(dǎo)致塑性應(yīng)變累積的棘輪行為受到密切關(guān)注。在非對稱應(yīng)力控制的循環(huán)過程中，棘輪應(yīng)變是一個循環(huán)周期內(nèi)最大應(yīng)變和最小應(yīng)變的平均值。由于棘輪應(yīng)變，構(gòu)件在承受疲勞損傷的基礎(chǔ)上又疊加了棘輪應(yīng)變損傷，嚴(yán)重影響構(gòu)件使用安全可靠性[5-6]，因此有必要對受應(yīng)力作用的鎂合金棘輪行為及影響棘輪應(yīng)變形成的機(jī)制展開研究。

在形變孿生和織構(gòu)的影響下，變形鎂合金通常會表現(xiàn)出強(qiáng)烈的各向異性，其疲勞行為也與循環(huán)變形方式密切相關(guān)[7-11]。Lin等[12-14]研究了在單軸載荷下平均應(yīng)力、應(yīng)力幅對鎂合金棘輪行為和低周疲勞行為的影響；Xiong等[15-16]調(diào)查了ZK60鎂合金在不同平均應(yīng)力和應(yīng)力幅下的循環(huán)變形行為和棘輪現(xiàn)象；Wu等[17]研究了拉-拉循環(huán)應(yīng)力控制下AZ31B鎂合金循環(huán)變形組織與變形機(jī)制的關(guān)系及其對低周疲勞壽命的影響；Kang等[18-19]從加載路徑和方式、溫度等因素入手研究了鎂合金棘輪行為的特點和變形機(jī)制，重點關(guān)注了不同加載路徑下棘輪行為的變化規(guī)律。上述研究表明鎂合金在位錯主導(dǎo)的非對稱循環(huán)應(yīng)力下，往往表現(xiàn)出與面心立方金屬和體心立方金屬相似的棘輪行為。有別于位錯滑移，孿生機(jī)制對鎂合金循環(huán)變形的影響也不容忽視。研究發(fā)現(xiàn)鎂合金循環(huán)變形的滯回曲線和Bauschinger行為受形變孿生的直接影響[20-21]。在早期研究中，筆者也發(fā)現(xiàn)位錯主導(dǎo)的非對稱應(yīng)力循環(huán)下，臨界剪切應(yīng)力最小的{10-12}拉伸孿生在部分晶粒內(nèi)啟動[17]。從提供應(yīng)變的角度看，{10-12}拉伸孿生啟動的臨界剪切應(yīng)力(Critical Resolved Shear Stress, CRSS)較低，在提供一定變形量的同時還能促進(jìn)基面滑移的啟動，那么大量孿生的啟動必然對棘輪應(yīng)變產(chǎn)生影響。然而現(xiàn)有研究關(guān)于大量孿生對這種累積應(yīng)變的影響并不明晰。由于變形鎂合金的變形機(jī)制與載荷大小、方向密切相關(guān)，以平均應(yīng)力作為應(yīng)力控制循環(huán)變形的基本載荷參數(shù)，開展不同載荷狀態(tài)下應(yīng)力控制循環(huán)實驗將有助于深入理解和認(rèn)知形變孿生與變形鎂合金棘輪行為之間的作用關(guān)系。

綜上所述，通過開展一系列室溫下的應(yīng)力控制循環(huán)變形實驗研究平均應(yīng)力對AZ31B擠壓鎂合金循環(huán)變形行為及主導(dǎo)變形機(jī)制的影響，進(jìn)而探討不同載荷條件下棘輪應(yīng)變的演變規(guī)律，以求闡明孿生機(jī)制對棘輪行為的影響機(jī)制。

1 實驗材料及方法

1.1 實驗材料

選擇商業(yè)AZ31B擠壓鎂合金棒材為原材料，其主要成分為2.70wt% Al、0.96wt% Zn、0.21wt% Mn，其余為Mg。為消除內(nèi)應(yīng)力并獲取均一組織，對原始棒材進(jìn)行520 ℃/80 min退火熱處理。圖1(a)為退火后的組織形態(tài)，材料發(fā)生完全再結(jié)晶，晶?；境实容S晶狀，平均晶粒尺寸約40 μm。利用D-2000型X射線衍射儀對退火態(tài)棒材進(jìn)行宏觀織構(gòu)測試，結(jié)果顯示{0002}平行擠壓方向(ED方向)為典型的纖維織構(gòu)形態(tài)(如圖1(b)所示，圖中TD為垂直擠壓方向)。

圖1 退火態(tài)AZ31B擠壓鎂合金組織及其{0002}面極圖

為開展應(yīng)力循環(huán)實驗，將退火棒材沿擠壓方向加工成標(biāo)距為20 mm、直徑為10 mm的圓柱狀樣品，并對標(biāo)距部分進(jìn)行研磨拋光以滿足循環(huán)測試要求。

1.2 實驗方法

力學(xué)行為實驗在MTS809多功能液壓伺服試驗機(jī)上進(jìn)行。應(yīng)力循環(huán)實驗前分別開展應(yīng)變率為10-3/s的單向拉伸和壓縮實驗以確定循環(huán)實驗的載荷參數(shù)。應(yīng)力循環(huán)實驗以壓-壓形式進(jìn)行，加載波形為三角波，加載頻率為1 Hz，表1為循環(huán)實驗中施加的平均應(yīng)力及應(yīng)力幅值，循環(huán)至2 000周次停止實驗(按表1參數(shù)進(jìn)行試驗，發(fā)現(xiàn)棘輪應(yīng)變在1 000周次循環(huán)后已處于穩(wěn)定狀態(tài)，滿足研究不同加載狀態(tài)下棘輪應(yīng)變形成特征及孿生對其形成機(jī)制影響的目的，故選擇循環(huán)至2 000周次停止實驗)。

表1 應(yīng)力控制實驗循環(huán)加載工況

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 單向拉伸和壓縮行為

圖2為退火AZ31B擠壓鎂合金沿擠壓方向拉伸和壓縮的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。單軸拉伸時應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈以位錯為主導(dǎo)的上凸形；單軸壓縮時應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出孿生和位錯交替主導(dǎo)的S型特征。在圖3所示應(yīng)變與硬化率關(guān)系曲線中，樣品硬化率在壓縮時呈現(xiàn)出降低-增加-再降低的特征，表明AZ31B擠壓鎂合金在壓縮過程中變形機(jī)制隨應(yīng)變發(fā)生改變[22-23]。主要原因是位錯滑移與孿生之間的競爭，包括孿晶的產(chǎn)生、非基面滑移在孿晶中激活引起的硬化、非拉伸孿晶形成引起的軟化及位錯和孿晶界的相互作用[24-25]。根據(jù)樣品合金纖維織構(gòu)特征(如圖1(b)所示)，沿擠壓方向施加壓應(yīng)力有利于CRSS較低的{10-12}拉伸孿生開動，硬化率下降[26]；隨著塑性變形推進(jìn)，拉伸孿生不再增加，但可阻礙位錯運動，孿生晶粒取向轉(zhuǎn)變?yōu)椤坝踩∠颉?，同時促進(jìn)基面位錯產(chǎn)生導(dǎo)致材料硬化率升高；進(jìn)一步增加應(yīng)變，位錯累積效果減弱、材料內(nèi)部出現(xiàn)缺陷影響，硬化率再次下降。表2為樣品單軸拉伸和壓縮的力學(xué)性能。

圖2 AZ31B鎂合金單軸拉伸和壓縮的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖3 AZ31B鎂合金單軸拉伸和壓縮過程的硬化率曲線

表2 AZ31B鎂合金單軸拉伸和壓縮的力學(xué)性能

2.2 壓縮應(yīng)力下的循環(huán)變形行為

實驗中設(shè)定壓縮平均應(yīng)力分別為0、-45、-75、-135 MPa，研究應(yīng)力幅值分別為45、75、105 MPa時上述平均應(yīng)力下的循環(huán)變形行為。選取循環(huán)次數(shù)為第1～5、50、100、1 000、2 000周次下的滯回曲線(如圖4和圖5所示)做對比研究。

圖4為應(yīng)力幅值45 MPa時不同平均應(yīng)力作用下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。當(dāng)平均應(yīng)力為0 (如圖4(a)所示)時，試樣所受最大/最小應(yīng)力為±45 MPa，均低于單向拉伸/壓縮的屈服應(yīng)力，材料處于彈性變形階段；不同循環(huán)周次的滯回曲線位置顯示在拉伸端未發(fā)生較明顯的應(yīng)變累積，未發(fā)生棘輪行為。當(dāng)平均應(yīng)力為-45 MPa(如圖4(b)所示)時，滯回曲線位置隨循環(huán)次數(shù)增加發(fā)生變動，塑性應(yīng)變累積出現(xiàn)。圖4(c)和圖4(d)分別為平均應(yīng)力-75 MPa和-135 MPa時的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，可見在循環(huán)初期前100周次的滯回曲線位置發(fā)生明顯變化，沿應(yīng)變負(fù)方向推移，這表明此時已存在明顯的應(yīng)變累積；隨循環(huán)進(jìn)行，1 000～2 000周次的滯回曲線位置變化不明顯，循環(huán)已進(jìn)入穩(wěn)定期。

圖4 應(yīng)力幅值為45 MPa時不同平均應(yīng)力下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線

當(dāng)平均應(yīng)力為-75 MPa(如圖4(c)所示)時，根據(jù)圖2和圖3所示應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線可知，壓縮過程中應(yīng)有大量拉伸孿晶出現(xiàn)。在循環(huán)初期滯回曲線圍成的面積較大，這是循環(huán)過程中孿生-去孿生變形機(jī)制的作用。隨循環(huán)不斷進(jìn)行，滯回曲線面積減小，這意味著主要循環(huán)變形機(jī)制由孿生-去孿生逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槲诲e滑移。在平均應(yīng)力為-135 MPa(如圖4(d)所示)時，材料經(jīng)初次壓縮后發(fā)生了較大的塑性變形，位錯滑移起主導(dǎo)作用，同時材料內(nèi)部也伴有大量的拉伸孿晶或壓縮孿晶出現(xiàn)。然而在循環(huán)過程中最大應(yīng)力始終處于負(fù)應(yīng)力水平，去孿生行為在循環(huán)卸載時受抑制，基面滑移主導(dǎo)塑性變形，材料表現(xiàn)出較高的應(yīng)變硬化。

圖5為應(yīng)力幅值75 MPa時不同平均應(yīng)力下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。當(dāng)平均應(yīng)力為0(如圖5(a)所示)時，50～2 000周次的滯回曲線重合，形狀和位置變化不大，表明此條件下循環(huán)快速進(jìn)入穩(wěn)定期。隨平均應(yīng)力增加，圖5(b)～圖5(d)的滯回曲線位置呈現(xiàn)出與圖4中一致的現(xiàn)象，即向壓縮方向(負(fù)應(yīng)變方向)移動。與平均應(yīng)力為0時相比，平均應(yīng)力為-45 MPa(如圖5(b)所示)時滯回曲線圍成區(qū)域變大，呈對稱透鏡狀，滯回曲線在壓縮方向上應(yīng)變累積愈發(fā)明顯，滯回曲線之間位置更加拉開，材料表現(xiàn)出應(yīng)變軟化現(xiàn)象。然而隨平均壓應(yīng)力增加，滯回曲線圍成區(qū)域明顯減少(如圖5(c)和圖5(d)所示)，這一點在圖6所示的第5、100、1 000周次循環(huán)下滯回曲線對比中可明顯看出。在相同平均應(yīng)力(如圖6所示)下，滯回曲線所圍面積隨循環(huán)次數(shù)的增加逐漸減少；隨平均壓應(yīng)力增加，在相同循環(huán)周次時滯回曲線所圍面積先增大后減小。

由于應(yīng)力幅值為75 MPa、平均應(yīng)力為0(如圖5(a)所示)時壓縮應(yīng)力超過了孿生啟動所需的臨界剪切應(yīng)力，材料中小部分取向有利的晶粒率先發(fā)生孿生，而大部分晶粒則以位錯滑移的方式協(xié)調(diào)變形；卸載過程中部分孿生晶粒發(fā)生去孿生，而未發(fā)生孿生的晶粒則以位錯滑移的方式參與卸載和反向拉伸過程。當(dāng)平均應(yīng)力為-45 MPa和-75 MPa(如圖5(b)和圖5(c)所示)時，拉伸端和壓縮端最大應(yīng)力分別為30 MPa和-120 MPa、0和-150 MPa。為明確形變組織與循環(huán)行為的對應(yīng)關(guān)系，選取應(yīng)力幅為75 MPa、平均應(yīng)力為-75 MPa時不同循環(huán)階段組織及相應(yīng){0001}極圖(如圖7所示)進(jìn)行說明。在初次循環(huán)壓縮至最大應(yīng)力-150 MPa(如圖7(b)所示)時大部分晶粒發(fā)生孿生，相比初始組織{0001}極圖(如圖7(a)所示)發(fā)生了明顯偏轉(zhuǎn)，在反向卸載過程中部分晶粒將發(fā)生去孿生過程，在循環(huán)的初始階段孿生-去孿生機(jī)制在循環(huán)過程中占重要地位。當(dāng)循環(huán)至1 000周次后(如圖7(c)所示)，組織中存在大量未發(fā)生去孿生的殘余孿晶，與圖7(b)所示{0001}極圖相比，更多晶粒由于孿生取向發(fā)生改變。此時位錯與位錯之間及殘余孿晶與位錯之間發(fā)生交互作用，相應(yīng)的滯回曲線轉(zhuǎn)化成扁平直線狀；當(dāng)循環(huán)至2 000周次(如圖7(d)所示)時，殘余孿晶數(shù)量進(jìn)一步增加并碎化，位錯纏結(jié)更加嚴(yán)重，材料硬化進(jìn)一步加劇，滯回曲線形態(tài)進(jìn)一步變窄。由此可證明循環(huán)過程中變形機(jī)制與應(yīng)力-應(yīng)變曲線的對應(yīng)關(guān)系。

圖5 應(yīng)力幅值為75 MPa時不同平均應(yīng)力下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線

圖6 應(yīng)力幅值為75 MPa時第5、100、1 000周次循環(huán)的滯回曲線

圖7 應(yīng)力幅值為75 MPa、平均應(yīng)力為-75 MPa時不同循環(huán)階段的微觀組織

當(dāng)平均應(yīng)力為-135 MPa(如圖5(d)所示)時，最大應(yīng)力和最小應(yīng)力分別為-60 MPa和-200 MPa。在第1周次的壓縮階段之后，取向有利的晶?；径纪瓿闪藢\生過程，晶體取向發(fā)生徹底轉(zhuǎn)變，基面近似垂直于載荷方向；卸載時大多數(shù)晶粒的c軸仍受壓應(yīng)力影響，并不能完成相應(yīng)的去孿生過程，在后續(xù)循環(huán)過程中以位錯滑移的形式參與變形，這與圖4(d)所示情形一致。

圖8為應(yīng)力幅值105 MPa時不同平均應(yīng)力下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。當(dāng)平均應(yīng)力為0、-45、-75 MPa時拉伸端和壓縮端應(yīng)力分別為105 MPa和-105 MPa(如圖8(a)所示)、70 MPa和-150 MPa(如圖8(b)所示)、40 MPa和-180 MPa(如圖8(c)所示)，在上述應(yīng)力范圍下循環(huán)過程中均有孿生-去孿生機(jī)制參與，滯回曲線形態(tài)均呈現(xiàn)透鏡狀。平均應(yīng)力為-135 MPa(如圖8(d)所示)時應(yīng)力極值分別為-20 MPa和-240 MPa，在壓縮過程中大多數(shù)晶粒發(fā)生孿生，但-135 MPa的平均應(yīng)力使材料始終處于壓縮狀態(tài)，限制了去孿生活動的進(jìn)行，大量拉伸孿晶殘留，促進(jìn)了后續(xù)循環(huán)中位錯機(jī)制的啟動。

圖8 應(yīng)力幅值為105 MPa時不同平均應(yīng)力下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線

3 平均應(yīng)力對棘輪應(yīng)變及演化過程的影響

由2.2節(jié)可知棘輪應(yīng)變在應(yīng)力控制循環(huán)初期變化顯著。如引言部分所述，棘輪應(yīng)變εm為一個循環(huán)周期中最大應(yīng)變εmax和最小應(yīng)變εmin的平均值，即εm=(εmax+εmin)/2，反映循環(huán)過程中材料沿平均應(yīng)力方向的定向“平移”特征。區(qū)別于棘輪應(yīng)變，塑性應(yīng)變幅常用于反映材料損傷程度和循環(huán)硬化/軟化特征，它是一個循環(huán)周期中最大應(yīng)變εmax和最小應(yīng)變εmin之差的平均值，即εp=(εmax-εmin)/2。為更加明確地揭示棘輪行為在循環(huán)變形中的行為特征，選擇塑性應(yīng)變幅進(jìn)行對比分析。

以應(yīng)力幅值為105 MPa的情況為例，圖9為應(yīng)力幅值105 MPa時不同平均應(yīng)力下塑性應(yīng)變幅與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線?？梢婋S循環(huán)次數(shù)增加，塑性應(yīng)變幅降低；循環(huán)初期應(yīng)變幅快速下降，表現(xiàn)出顯著的循環(huán)硬化特征；穩(wěn)態(tài)階段塑性應(yīng)變幅緩慢降低并趨于穩(wěn)定。平均應(yīng)力對塑性應(yīng)變幅影響顯著，隨平均應(yīng)力增大，塑性應(yīng)變幅逐漸減?。贿@表明循環(huán)過程的平均應(yīng)力越大，材料的循環(huán)硬化越顯著，硬化率增加量隨循環(huán)周次增加逐漸減小。

圖9 不同平均應(yīng)力下塑性應(yīng)變幅隨循環(huán)次數(shù)的變化

圖10～圖12分別為應(yīng)力幅值45、75、105 MPa時棘輪應(yīng)變隨循環(huán)次數(shù)的演化曲線。當(dāng)應(yīng)力幅值為45 MPa(如圖10所示)時平均應(yīng)力為0的棘輪應(yīng)變幾乎不變；隨平均應(yīng)力減小，棘輪應(yīng)變也逐漸減小。棘輪應(yīng)變隨循環(huán)次數(shù)增加逐漸增大(沿壓縮方向增加)，一定的循環(huán)次數(shù)后趨近于一個相對穩(wěn)定的狀態(tài)。

平均應(yīng)力為-45 MPa時基面滑移主導(dǎo)循環(huán)變形過程，此時產(chǎn)生的棘輪應(yīng)變較小，棘輪應(yīng)變約為-0.44%。平均應(yīng)力為-75 MPa時孿生-去孿生機(jī)制主導(dǎo)了前3個周期的變形；在第3個循環(huán)結(jié)束后棘輪應(yīng)變?yōu)?2.78%；隨循環(huán)進(jìn)行材料發(fā)生硬化，棘輪應(yīng)變增長緩慢。由此可見此時棘輪應(yīng)變主要來自孿生主導(dǎo)的變形過程，孿生-去孿生對棘輪應(yīng)變的“貢獻(xiàn)”大于位錯滑移機(jī)制。在平均應(yīng)力為-135 MPa時，經(jīng)第1周次壓縮后材料內(nèi)部生成了大量拉伸孿晶，織構(gòu)發(fā)生改變；而卸載過程的去孿生行為較弱，此時大部分晶粒處于基面滑移的有利取向，棘輪應(yīng)變主要由位錯滑移提供；隨循環(huán)進(jìn)行位錯滑移逐漸由多滑移模式轉(zhuǎn)向交滑移模式，在循環(huán)后期形成了復(fù)雜的高密度位錯組態(tài)[23]。對比棘輪應(yīng)變大小，發(fā)現(xiàn)相比平均應(yīng)力為0、-45、-75 MPa下棘輪應(yīng)變大幅增加，說明孿生-去孿生機(jī)制相比位錯機(jī)制更易產(chǎn)生棘輪應(yīng)變。

圖10 應(yīng)力幅值為45 MPa時的棘輪應(yīng)變演化曲線

圖11 應(yīng)力幅值為75 MPa時的棘輪應(yīng)變演化曲線

圖12 應(yīng)力幅值為105 MPa時的棘輪應(yīng)變演化曲線

圖11為應(yīng)力幅值75 MPa時的棘輪應(yīng)變演化曲線，前20周次循環(huán)的棘輪應(yīng)變率曲線如圖13所示?？梢娖骄鶓?yīng)力為0時幾乎不存在應(yīng)變累積的棘輪效應(yīng)；其他平均應(yīng)力條件下棘輪應(yīng)變在100周次循環(huán)周次后達(dá)到一個穩(wěn)定值，分別為-2.18%、-3.63%和-7.02%。平均應(yīng)力為-45 MPa時孿生-去孿生機(jī)制在前100個循環(huán)周期內(nèi)所占比重大，此時棘輪應(yīng)變與孿生機(jī)制緊密相關(guān)。相比于圖10中平均應(yīng)力為-45 MPa時的狀況，棘輪應(yīng)變由-0.44%增大到-2.18%，可見孿生變形機(jī)制對棘輪應(yīng)變有明顯的促進(jìn)作用。平均應(yīng)力為-75 MPa時，孿生-去孿生主導(dǎo)了前50周次的循環(huán)變形，棘輪應(yīng)變達(dá)-3.47%；隨著循環(huán)進(jìn)行變形機(jī)制轉(zhuǎn)變?yōu)槲诲e滑移，棘輪應(yīng)變略有增加。在平均應(yīng)力為-135 MPa時，循環(huán)初期形成的大量孿晶改變了材料織構(gòu)類型，位錯滑移主導(dǎo)塑性變形，棘輪應(yīng)變在前十幾個周期快速增加后緩慢增長。

圖13 應(yīng)力幅值為75 MPa時不同平均應(yīng)力下前20周次循環(huán)的棘輪應(yīng)變率曲線

對比應(yīng)力幅為75 MPa時的應(yīng)變率曲線(如圖11和圖13所示)發(fā)現(xiàn)，棘輪應(yīng)變隨平均應(yīng)力絕對值的增加而增加，但棘輪應(yīng)變率并未隨平均應(yīng)力發(fā)生單調(diào)變化。在平均應(yīng)力為-75 MPa時孿生-去孿生變形機(jī)制促進(jìn)了棘輪應(yīng)變的增加。在-135 MPa時第1周期初始壓縮過程耗盡了孿生的有利取向，后續(xù)循環(huán)過程中棘輪應(yīng)變率明顯小于平均應(yīng)力為-75 MPa時的棘輪應(yīng)變率。

圖12為應(yīng)力幅值105 MPa時棘輪應(yīng)變與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線，前20周次循環(huán)的棘輪應(yīng)變率曲線如圖14所示。當(dāng)平均應(yīng)力為-45、-75、-135 MPa時循環(huán)在600周次后進(jìn)入穩(wěn)定，此時的累積應(yīng)變分別為-0.77%、-1.57%和-5.38%。應(yīng)力幅值為105 MPa時作用在材料上的應(yīng)力足夠使其發(fā)生壓縮屈服，在初始壓縮階段生成大量的拉伸孿晶，同時大量位錯激活；壓縮平均應(yīng)力越大，孿晶越能充分生長，以致改變基體晶粒取向；由于始終處于壓縮狀態(tài)，在卸載過程中這些取向發(fā)生改變的晶粒去孿生行為不能像孿生行為那樣充分進(jìn)行，殘余了大量拉伸孿晶。由此可見孿生行為的充分發(fā)展和不完全的去孿生行為影響了循環(huán)過程中棘輪應(yīng)變的增加。

對比圖12和圖14可知棘輪應(yīng)變隨循環(huán)次數(shù)的增加而增加，棘輪應(yīng)變率隨循環(huán)次數(shù)的增加逐漸減小。而棘輪應(yīng)變形成的循環(huán)過程中孿生-去孿生為主要變形機(jī)制。孿生-去孿生機(jī)制使循環(huán)變形前期的棘輪應(yīng)變率明顯高于循環(huán)后期位錯變形機(jī)制主導(dǎo)的棘輪應(yīng)變率，同時孿生-去孿生機(jī)制引起的應(yīng)變硬化率低于位錯機(jī)制引起的應(yīng)變硬化率。

圖14 應(yīng)力幅值為105 MPa時不同平均應(yīng)力下前20周次循環(huán)的棘輪應(yīng)變率曲線

4 結(jié) 論

對AZ31B擠壓鎂合金開展了應(yīng)力控制循環(huán)變形實驗，得到的主要結(jié)論如下：

1) 當(dāng)平均應(yīng)力為0時在拉伸方向上產(chǎn)生微小的棘輪應(yīng)變，這來源于變形鎂合金的拉/壓不對稱性。

2) 壓縮應(yīng)力超過75 MPa時孿生機(jī)制啟動，隨循環(huán)進(jìn)行主導(dǎo)塑性變形的機(jī)制由孿生-去孿生機(jī)制逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槲诲e滑移機(jī)制。相比于位錯滑移，循環(huán)變形中孿生-去孿生機(jī)制促進(jìn)了棘輪應(yīng)變的增加。

3) 在壓應(yīng)力控制循環(huán)變形過程中，棘輪應(yīng)變均在循環(huán)初期(約前100～200周次)急劇增加，隨循環(huán)次數(shù)增大而增大，棘輪應(yīng)變率減小，且在一定循環(huán)次數(shù)后棘輪應(yīng)變趨于穩(wěn)定。

4) 在孿生-去孿生機(jī)制參與的循環(huán)過程中，孿生-去孿生機(jī)制在循環(huán)過程中對棘輪應(yīng)變的“貢獻(xiàn)”遠(yuǎn)大于位錯機(jī)制的作用。