祝令狀,　李忠華,　張　楨,　周小軍

(1.江蘇大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212000； 2.江蘇豪然噴射成形合金有限公司， 江蘇 鎮(zhèn)江 212009)

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噴射成形7055鋁合金熱變形行為模擬

祝令狀1,李忠華1,張楨2,周小軍2

(1.江蘇大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212000； 2.江蘇豪然噴射成形合金有限公司， 江蘇 鎮(zhèn)江 212009)

為研究噴射成形7055鋁合金的熱變形行為，在應(yīng)變速率為0.001～5 s-1、變形溫度為300～450 ℃、工程應(yīng)變量為50 %條件下，在Gleeble-3500熱-力模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行熱壓縮實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明：噴射成形7055鋁合金的流變應(yīng)力隨應(yīng)變速率的增大而增大，隨變形溫度升高而減小。在應(yīng)變速率為5s-1時(shí)由變形熱引起的溫升達(dá)25 ℃，經(jīng)修正流變應(yīng)力比實(shí)測(cè)值增高20 MPa。采用包含Z參數(shù)的Arrhenius雙曲線正弦本構(gòu)方程可準(zhǔn)確描述噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應(yīng)力行為，變形激活能為146.91 kJ·mol-1。所建本構(gòu)方程的平均相對(duì)誤差(Er)為2.89%，說明可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應(yīng)力。

噴射成形；7055鋁合金；熱變形；溫升；本構(gòu)方程

Al-Zn-Mg-Cu鋁合金因具有高強(qiáng)度、高硬度、高韌性及耐蝕性等優(yōu)良特性而被廣泛應(yīng)用于航空航天裝備的結(jié)構(gòu)件。其中，7055鋁合金同時(shí)具有高強(qiáng)度、強(qiáng)韌性和抗應(yīng)力腐蝕開裂性能而成功應(yīng)用于波音777客機(jī)，是目前實(shí)際應(yīng)用強(qiáng)度最高的鋁合金[1-4]。由于其合金元素含量高，采用傳統(tǒng)鑄造工藝會(huì)由于冷速較慢而出現(xiàn)晶粒粗大、宏觀偏析、加工性能降低等不利現(xiàn)象[5]。噴射成形技術(shù)是基于快速凝固技術(shù)而發(fā)展的一種材料成形先進(jìn)工藝，其基本原理為熔融合金在惰性氣氛中經(jīng)高壓氣體噴射霧化并沿噴嘴軸線方向高速飛行，在霧化小液滴還未完全固化之前沉積到接收器上，經(jīng)撞擊、粘連、凝固而最終形成沉積坯料。由于冷速快，合金元素遷移被局限在晶粒范圍內(nèi)，而不會(huì)產(chǎn)生鑄造工藝下的宏觀偏析，且可抑制晶粒粗化，大幅提高材料性能[6-7]。

材料在熱變形過程中會(huì)受到加工硬化、動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶軟化等多種機(jī)制共同作用，宏觀上表現(xiàn)為流變應(yīng)力在不同應(yīng)變速率、變形溫度下隨應(yīng)變量的增加而變化[8]。金屬熱加工過程中的流變應(yīng)力是制定成形工藝、設(shè)備選擇及微觀結(jié)構(gòu)控制的基本參數(shù)。近年來由于計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展，有限元數(shù)值模擬在材料加工成形過程得以廣泛應(yīng)用，準(zhǔn)確的本構(gòu)關(guān)系是得到理想數(shù)值模型的根本[9-10]。國內(nèi)外對(duì)噴射成形7系鋁合金的熱變形行為已做了大量研究，Jia等[11]建立了Al-10.21Zn-2.76Mg-1.45Cu-0.16Zr合金的本構(gòu)方程，Zhao等[12]通過數(shù)值建模與實(shí)驗(yàn)證實(shí)Al-12.82Zn-3.20 Mg-1.28Cu-0.17Mn-0.17Cr合金具有良好的熱加工性能，Schreiber等[13-15]分別研究了不同牌號(hào)的噴射成形Al-Zn-Mg-Cu鋁合金擠壓與熱處理的組織與力學(xué)性能。但目前就噴射成形7055鋁合金的熱變形行為研究還鮮有報(bào)道。

本研究對(duì)工業(yè)生產(chǎn)的噴射成形7055鋁合金進(jìn)行等溫壓縮實(shí)驗(yàn)，研究了不同條件下噴射成形7055鋁合金的熱變形流變行為，以期為制定與優(yōu)化熱加工工藝提供理論依據(jù)，為數(shù)值模擬提供數(shù)據(jù)支持。

1　實(shí)驗(yàn)材料及方法

實(shí)驗(yàn)材料取自江蘇豪然噴射成形合金有限公司生產(chǎn)的噴射成形7055鋁合金φ500 mm錠坯，材料名義成分見表1，原始組織見圖1(a)?？梢钥闯?，噴射成形7055鋁合金晶粒為粒徑在30～50μm的細(xì)小等軸晶，內(nèi)部均勻分布著細(xì)小第二相。個(gè)別晶界處存在較大的第二相。EDS分析顯示，晶內(nèi)第二相主要合金元素為Zn，Mg和少量Cu，晶界處第二相富含F(xiàn)e和Cu。同時(shí)，噴射態(tài)微觀組織含少量孔隙。坯料經(jīng)擠壓致密化處理，組織如圖1(b)所示，不再存有孔隙，且晶粒被拉長，第二相沿?cái)D壓方向帶狀分布。

將試樣加工為φ10mm×14mm的小圓柱，在Gleeble-3500熱模擬機(jī)上進(jìn)行熱壓縮實(shí)驗(yàn)。變形溫度分別為300 ℃,340 ℃,380 ℃,420 ℃,450 ℃，應(yīng)變速率分別為0.001 s-1，0.01 s-1，0.1，1 s-1，5 s-1，工程應(yīng)變量為50%。壓縮前以10 ℃/s的加熱速率加熱到變形溫度，保溫3min，壓縮后立即進(jìn)行噴氣冷卻。所得數(shù)據(jù)導(dǎo)入Origin進(jìn)行處理。為消除壓縮過程摩擦，試樣端面與砧頭之間加石墨片，并涂抹適量鎳基石墨高溫潤滑油。

表1　噴射成形7055鋁合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1　composition of spray formed 7055 Al alloy(mass fraction/%)

圖1　實(shí)驗(yàn)用7055鋁合金SEM組織圖(a)噴射態(tài)；(b)擠壓態(tài)Fig.1　SEM photomicrographs of 7055 Al alloy for test(a) as-sprayed; (b)as-extruded

2　結(jié)果與討論

2.1真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

圖2為噴射成形7055鋁合金在經(jīng)不同條件下壓縮實(shí)驗(yàn)所得出的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。從圖2可見，整體范圍內(nèi)，真應(yīng)力隨應(yīng)變的增加而迅速增大，超過一定應(yīng)變量后，真應(yīng)力基本保持在一定數(shù)值，即呈現(xiàn)出穩(wěn)態(tài)流變特征，為典型的動(dòng)態(tài)回復(fù)型曲線[16]。應(yīng)變速率為5s-1下，真應(yīng)力超過峰值后有明顯減小趨勢(shì)。在應(yīng)變速率一定時(shí)隨著變形溫度的降低與變形溫度一定時(shí)隨著應(yīng)變速率的升高兩種情況下，流變應(yīng)力均出現(xiàn)明顯增大，并且達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)的臨界應(yīng)變量隨之增加。應(yīng)變速率在0.1～0.001 s-1、變形溫度在420～450 ℃變形條件下，部分真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線中流變應(yīng)力在達(dá)到峰值后呈現(xiàn)出略微降低的趨勢(shì)。

2.2熱變形過程的溫升修正

當(dāng)應(yīng)變速率為5 s-1時(shí)，如圖2e所示，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線達(dá)到峰值應(yīng)力后有明顯下降趨勢(shì)。文獻(xiàn)[17]指出這可能與試樣在壓縮過程中溫升有關(guān)。材料在熱變形過程中，將有90 %～95 %的機(jī)械功以熱的形式保留在試樣中。在較高的變形速率下，由于變形時(shí)間短，試樣熱量來不及與環(huán)境充分交換，熱模擬機(jī)不能及時(shí)響應(yīng)溫升，導(dǎo)致等溫壓縮過程中試樣溫度高于預(yù)設(shè)值。如圖3所示，在低應(yīng)變速率下，壓縮過程溫度基本保持等溫，但當(dāng)應(yīng)變速率為1 s-1時(shí)，溫度有明顯升高，應(yīng)變速率為5s-1時(shí)，最高溫升近25K。并且可以看出溫升程度大致隨變形溫度的升高而減小，這是因?yàn)闇囟容^高時(shí)與環(huán)境溫度有較大溫差，熱交換驅(qū)動(dòng)力相對(duì)較大。為獲得準(zhǔn)確流變應(yīng)力，需對(duì)較高應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線進(jìn)行溫升修正。

Zener和Hollomon[18]通過大量典型鋼種的熱變形實(shí)驗(yàn)于1944年提出溫度補(bǔ)償型應(yīng)變速率因子，即Z參數(shù)，如式(1)所示。Jonas等[19]將不同變形條件下的流變應(yīng)力函數(shù)F(σ)描述為式(2)～(4)。

(1)

α=β/n1

(5)

式中：Z為Z參數(shù)，Q為熱變形激活能(J·mol-1)，R為氣體常數(shù)(8.314 J·mol-1·K-1)，n1，n，α，β，A1，A2，A3為材料常數(shù)。

對(duì)應(yīng)不同應(yīng)力水平，分別將式(1)帶入式(2)，(3)，(4)，并兩邊取對(duì)數(shù)得：

(6)

圖2　不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.

圖3　不同變形條件下實(shí)測(cè)溫升值Fig.3　Temperature rising measured at different deform conditions(a)T=380 ℃；=1 s-1；=5 s-1

(7)

(8)

由于材料常數(shù)獨(dú)立于熱變形條件，Li等[17]在研究AZ31B鎂合金熱變形過程時(shí)，提出由于變形熱而引起的溫升可通過外推法進(jìn)行修正。在高應(yīng)變速率下對(duì)式(7)，擬合檢測(cè)溫度下的σ-(1/T)關(guān)系圖，外推到預(yù)設(shè)溫度，即可得到預(yù)設(shè)溫度下真實(shí)的流變應(yīng)力。由于絕對(duì)溫度較大，本研究每隔0.02的應(yīng)變量對(duì)σ-(103/T)進(jìn)行線性擬合，圖4所示為應(yīng)變?cè)?.22時(shí)流變應(yīng)力與溫度的線性擬合效果。當(dāng)應(yīng)變速率分別為1s-1和5s-1時(shí)，經(jīng)溫升修正后的流變應(yīng)力與未修正的對(duì)比如圖5所示。可以看出，在低應(yīng)變速率與高變形溫度下，兩者誤差不顯著，但隨著應(yīng)變速率的提高與變形溫度的降低，溫升引起的流變應(yīng)力影響逐步顯著，當(dāng)應(yīng)變速率為5s-1、變形溫度為300 ℃時(shí)，最大溫升達(dá)25 ℃，穩(wěn)態(tài)流變誤差達(dá)20MPa,相對(duì)誤差為12.94%。應(yīng)變速率為5s-1時(shí)的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線經(jīng)修正后不再有下降趨勢(shì)，為明顯的動(dòng)態(tài)回復(fù)型曲線。

圖4　應(yīng)變?yōu)?.22時(shí)流變應(yīng)力與溫度的線性擬合Fig.

圖5　經(jīng)溫升修正與原始真應(yīng)力-真應(yīng)變對(duì)比Fig.5　Comparison between the corrected and original true stress-true strain curves(a) =1s-1; (b) =5s-1

2.3流變應(yīng)力本構(gòu)方程的建立

將上節(jié)式(1)與式(4)合并，可得雙曲線正弦形式的Arrhenius 本構(gòu)方程(9)。根據(jù)雙曲線正弦函數(shù)定義式(10)，帶入式(1)，可得用以描述流變應(yīng)力的包含Z參數(shù)的雙曲線正弦型Arrhenius 本構(gòu)方程(11)。

(9)

(10)

(11)

圖6　應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力的線性擬合Fig.6　Linear fitting of strain rates to peak -lnσ；

(12)

結(jié)合式(1)與式(8)得：

lnZ=lnA+nln[sinh(ασ)]

(13)

圖7　應(yīng)變速率與峰值應(yīng)力的線性擬合Fig.

圖8　峰值應(yīng)力與變形溫度的線性擬合Fig.

作lnZ與ln[sinh(ασ)]的關(guān)系圖，并進(jìn)行線性擬合，如圖9所示。由圖9可得應(yīng)力指數(shù)n=5.4716,lnA=24.6142。同時(shí)從圖9可以看出，lnZ與ln[sinh(ασ)]的線性相關(guān)性達(dá)0.997，說明噴射成形7055鋁合金的熱變形受熱激活控制，且包含Z參數(shù)的雙曲線正弦型Arrhenius 本構(gòu)方程可用以描述其流變應(yīng)力行為，具體表達(dá)式為：

(14)

其中：

(15)

為驗(yàn)證所建立噴射成形7055鋁合金峰值應(yīng)力本構(gòu)方程的準(zhǔn)確性，引入平均相對(duì)誤差(Er)，如式(16)所示。

(16)

式中：k為數(shù)據(jù)個(gè)數(shù)，σexp為實(shí)際應(yīng)力，σpre為預(yù)測(cè)應(yīng)力。

圖9　lnZ與峰值應(yīng)力的線性擬合Fig.9　Linear fitting of lnZ to ln[sinh(ασ)]

實(shí)驗(yàn)所得最大誤差值為7.8MPa，平均相對(duì)誤差僅為2.89%。如圖10所示為預(yù)測(cè)應(yīng)力與實(shí)際應(yīng)力之間關(guān)系，其相關(guān)系數(shù)達(dá)0.997以上。由此可證明，所建立的本構(gòu)方程可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)噴射成形7055鋁合金的高溫變形流變應(yīng)力，并且可用于對(duì)本材料熱加工的數(shù)值模擬。

圖10　預(yù)測(cè)應(yīng)力與實(shí)際應(yīng)力對(duì)比Fig.10　comparison between calculated and experimental stress

2.4討論

材料熱變形過程中，一方面位錯(cuò)迅速增殖，并相互纏結(jié)阻礙自身的運(yùn)動(dòng)，致使加工硬化；另一方面，位錯(cuò)在外力作用下發(fā)生滑移與攀移，進(jìn)而湮滅或者重排，致使動(dòng)態(tài)軟化。加工硬化與動(dòng)態(tài)軟化同時(shí)進(jìn)行構(gòu)成噴射成形7055鋁合金熱變形模式。位錯(cuò)的大量增殖與纏結(jié)在熱力學(xué)上是不穩(wěn)定狀態(tài)，這種不穩(wěn)定狀態(tài)在熱變形過程中成為動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的驅(qū)動(dòng)力。在高變形溫度與低應(yīng)變速率下，一方面原子熱運(yùn)動(dòng)劇烈，結(jié)合力下降，滑移更易啟動(dòng)，為動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶提供了熱激活條件；另一方面在相同應(yīng)變量下，位錯(cuò)增殖相對(duì)緩慢，且有更充足的時(shí)間運(yùn)動(dòng)重組，動(dòng)態(tài)軟化作用進(jìn)行充分，因此流變應(yīng)力較小，并且在很小的應(yīng)變下就達(dá)到穩(wěn)態(tài)流變[21-22]。反之，在低變形溫度與高應(yīng)變速率下，如當(dāng)變形溫度300 ℃、應(yīng)變速率為5s-1時(shí)，發(fā)生動(dòng)態(tài)軟化的熱激活條件難以滿足，且位錯(cuò)增殖迅速，在此條件下應(yīng)變量約為0.3時(shí)才達(dá)到峰值應(yīng)力，流變應(yīng)力達(dá)160MPa。這表明噴射成形7055鋁合金是正溫度敏感與正應(yīng)變速率敏感材料。

較高應(yīng)變速率下的變形過程出現(xiàn)不同程度的溫度升高，最高溫升值近25K，受此影響，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線不能準(zhǔn)確反應(yīng)材料的熱變形行為。經(jīng)溫升修正后，求得噴射成形7055鋁合金的熱變形激活能為146.91kJ·mol-1，略高于鑄造工藝成形合金的137.6kJ·mol-1[23]，說明前者的熱變形要比后者難以啟動(dòng)。這是由于噴射成形較之鑄造工藝，在微觀組織上，如圖1所示，大量均勻分布的第二相對(duì)于位錯(cuò)的釘扎效應(yīng)使得位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的開啟比在鑄態(tài)合金中需要更高的能量。另外，由霍爾-佩奇效應(yīng)可知，沒有明顯枝晶偏析的細(xì)小晶粒結(jié)構(gòu)使得材料變形過程

中晶粒協(xié)同更為困難，晶界處空位陷阱相對(duì)較少，在熱加工中晶界軟化效應(yīng)要低于鑄造成形工藝，變形激活能相對(duì)較高。

采用包含Z參數(shù)的雙曲線正弦Arrhenius 本構(gòu)方程可以準(zhǔn)確描述其熱變形行為，也說明了噴射成形7055鋁合金的熱變形是受熱激活控制的。因此可用之調(diào)節(jié)工藝參數(shù)以控制變形組織，也可參考其進(jìn)行熱加工過程的數(shù)值模擬，為進(jìn)一步優(yōu)化工藝參數(shù)提供數(shù)據(jù)支持。

3　結(jié)論

(1)噴射成形7055鋁合金屬于正溫度敏感與正應(yīng)變速率敏感材料，熱壓縮流變應(yīng)力呈現(xiàn)出穩(wěn)態(tài)的動(dòng)態(tài)回復(fù)型曲線，隨變形溫度的降低與應(yīng)變速率的提高，峰值應(yīng)力增大。

(2)高應(yīng)變速率的熱變形過程的熱效應(yīng)會(huì)引起噴射成形7055鋁合金的流變應(yīng)力下降。應(yīng)變速率為5s-1時(shí)，溫升值近25K，誤差達(dá)12.94%。修正后，流變應(yīng)力比實(shí)測(cè)值增加約20MPa。

(3)建立了包含Z參數(shù)的雙曲線正弦Arrhenius 本構(gòu)方程用以描述噴射成形7055鋁合金熱變形行為，其表達(dá)式為：

經(jīng)檢驗(yàn)，所建立方程最大計(jì)算誤差為7.8MPa，平均相對(duì)誤差為2.89%。證明可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應(yīng)力。

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Hot Deformation Simulation of Spray Formed 7055 Aluminum Alloy

ZHU Lingzhuang1，LI Zhonghua1，ZHANG Zhen2，ZHOU Xiaojun2

(1.School of Materials Science and Engineering，Jiang Su University， Zhenjiang 212000， Jiangsu China； 2.Jiangsu Haoran Spray Forming Alloys Co., Ltd.， Zhenjiang 212009， Jiangsu China)

The hot deformation behavior of spray formed 7055 aluminum alloy was investigated in this paper. Hot compression deformation was performed on Gleeble-3500 thermal-mechanical simulator at strain rate of 0.001-5s-1and deformation temperature of 573-723K. The result shows that the flow stress of spray formed 7055 aluminum alloy is increased with the increasing of strain rates, while decreased with the increasing of the deforming temperature. The maximum temperature rising induced by deformation heat is 25K during the test at strain rate of 5s-1, and the corrected flow stress is 20MPa higher than measured value. A flow stress constitutive equation is constituted based on Arrhenius hyperbolic sine function containing theZparameter, and the hot deformation activation energy is 146.91kJ·mol-1. The average absolute relative error (Er) is introduced to evaluate the performance of the developed constitutive equation. The value ofEris 2.89% , which proves the developed constitutive equation can accurately predict the flow stress of the spray formed 7055 aluminum alloy.

spray forming；7055 aluminum alloy；hot deformation；temperature rising；constitutive equation

2015-08-28；

2015-11-09

李忠華(1964—)，男，副教授，主要從事冶金工程研究，(E-mail)13952813496@139.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.1.004

TG146.2+1

A

1005-5053(2016)01-0018-08