昌江郁，陳送義, 2，陳康華, 2, 3，周亮，袁丁玲

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7056鋁合金厚板軋制變形不均勻性的實(shí)驗(yàn)研究與數(shù)值模擬

昌江郁1，陳送義1, 2，陳康華1, 2, 3，周亮1，袁丁玲1

(1. 中南大學(xué)輕合金研究院，湖南 長沙，410083；2. 中南大學(xué) 有色金屬先進(jìn)結(jié)構(gòu)材料與制造協(xié)同創(chuàng)新中心，湖南 長沙，410083； 3. 中南大學(xué) 粉末冶金國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410083)

采用金相顯微鏡、織構(gòu)分析、力學(xué)拉伸以及DEFORM有限元技術(shù)等分析測試方法研究7056鋁合金厚度為20 mm板在厚度方向的組織、織構(gòu)、性能以及軋制變形規(guī)律，重點(diǎn)揭示厚度方向1/4處軋制變形與織構(gòu)和性能的關(guān)系。研究結(jié)果表明：從厚板表層到芯部再結(jié)晶程度逐漸增加；厚板芯部的軋制織構(gòu)(Brass{011}á211?，S{123}á634?，Copper{112}á111?)體積分?jǐn)?shù)最大，厚板表層的再結(jié)晶織構(gòu)Cube{001}á100?體積分?jǐn)?shù)最小，剪切織構(gòu)(r-Cube{001}á110?，{112}á110?)主要分布在厚板的表層和1/4層，且在1/4層的體積分?jǐn)?shù)最大；板材強(qiáng)度沿厚度方向呈“W”型分布，在厚度方向1/4處強(qiáng)度最低。其主要原因是軋制過程中厚板1/4層的剪切應(yīng)力顯著比表層與芯部的大，且該層的應(yīng)變、應(yīng)變速度和金屬流動速度比表層的高，引起軋制變形不均勻。

7056鋁合金厚板；不均勻性；數(shù)值模擬；剪切應(yīng)力；織構(gòu)

Al-Zn-Mg-Cu 超強(qiáng)鋁合金厚板具有超強(qiáng)、高韌、耐腐蝕等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于飛機(jī)上翼壁板等結(jié)構(gòu)[1?2]。為滿足飛機(jī)大型化及結(jié)構(gòu)構(gòu)件的整體化研究要求，需要進(jìn)一步提高超強(qiáng)鋁合金板材組織和性能的均勻 性[3]。超強(qiáng)鋁合金厚板厚度方向組織性能不均勻性與第2相粒子分布、合金成分以及織構(gòu)狀態(tài)相關(guān)。HENK等[4]研究了7075-T651態(tài)鋁合金板材力學(xué)性能、硬度和斷裂韌性在厚度方向的均勻性，發(fā)現(xiàn)板材厚度性能不均勻與織構(gòu)組成、合金成分以及粗大第2相粒子的不均勻分布有關(guān)，同時發(fā)現(xiàn)板材厚度1/4層強(qiáng)度最低，但未解釋引起1/4層性能最低的根本原因。CHEN等[5]研究了7055-T7751鋁合金厚板，發(fā)現(xiàn)從板材表層到芯部再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)降低，強(qiáng)度提高，再結(jié)晶織構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)樽冃慰棙?gòu)，其中1/4層的織構(gòu)為混合織構(gòu)，并提出該層織構(gòu)的變化取決于軋輥幾何尺寸。MISHIN等[6]研究了不同壓下量時鋁合金厚板的織構(gòu)演變，發(fā)現(xiàn)厚度方向上織構(gòu)的變化與軋制過程中不同層的剪切應(yīng)力有關(guān)，提出當(dāng)壓下量較小時，1/4層的剪切應(yīng)力會更大，將導(dǎo)致該層組織織構(gòu)異常，這與SCHOENFELD等[7]的研究結(jié)果相符。在其他關(guān)于7150，7050，7B04和7A55鋁合金板材厚度方向不同層組織與織構(gòu)的演變、成分以及粗大第2相的分布規(guī)律中[8?11]，也發(fā)現(xiàn)板材厚度方向的1/4層性能最低。但國內(nèi)外對超強(qiáng)鋁合金軋板厚度方向上組織性能的不均勻性與軋制過程中金屬流動規(guī)律的關(guān)系沒有進(jìn)行深入研究。為此，本文作者以7056超強(qiáng)鋁合金為研究對象，在研究板材厚度方向微觀組織、織構(gòu)和性能的基礎(chǔ)上，利用DEFORM有限元模擬軋制成形過程，建立7056超強(qiáng)鋁合金厚板在軋制中厚度方向上金屬變形規(guī)律與組織、織構(gòu)和性能不均勻性的關(guān)系，以便為提高超強(qiáng)鋁合金厚板組織性能均勻性提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法與有限元模型的建立

采用半連續(xù)鑄造方法制備厚度為65 mm的7056鋁合金扁錠，合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)如下：Zn 9.190 0，Mg 1.900 0，Cu 1.520 0，Zr 0.140 0，Si 0.019 0， Fe 0.011 0，Ti 0.005 6，余量為Al。利用昆明重工產(chǎn)18 kN LG500不可逆兩輥軋機(jī)進(jìn)行厚板軋制實(shí)驗(yàn)。軋制坯料在430 ℃保溫3 h，軋制共分7道次進(jìn)行，道次間回爐保溫30 min。對20 mm厚軋板進(jìn)行465 ℃/ 1 h+470 ℃/1 h固溶處理以及120 ℃/24 h+155 ℃/ 8 h+120 ℃/24 h三級時效熱處理。

沿厚度方向?qū)宀姆譃楸韺印?/4層和中心層，粗磨、拋光后用Graff Sergent溶液 (3g CrO3+16 mL HNO3+1 mL HF+83 mL H2O) 腐蝕并用光學(xué)顯微鏡觀察不同層晶粒形貌和晶粒度。利用配備了EBSD探頭的ZEISS EVO MA10掃描電子顯微鏡表征不同厚度層的織構(gòu)，試樣測試前經(jīng)機(jī)械拋光和電解拋光，試樣制備的電解液為10%(體積分?jǐn)?shù)，下同)高氯酸和90%無水乙醇，拋光電壓為20 V，拋光時間為15 s。根據(jù)GBT 16865—2013，沿厚度方向?qū)宀钠骄譃?層，制成沿軋向的拉伸試樣，在電子萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸力學(xué)性能測試。

有限元模型中鋁合金厚板長×寬×高為162 mm×145 mm×65 mm，軋輥幾何半徑為210 mm。根據(jù)軋件的中心對稱性，取其1/4建模計(jì)算，采用長×寬×高為4.5 mm×4.0 mm×4.0 mm的長方體單元將軋件劃分為多個細(xì)密網(wǎng)格。軋制模型中將考慮在空氣中的自然溫降、軋輥與軋件間的接觸熱傳導(dǎo)、表面摩擦生熱以及軋件在變形時的功熱轉(zhuǎn)換和自身的熱傳遞。空氣的對流換熱系數(shù)約為0.02 kW/(m2?℃)。鋁合金厚板模型采用劉詩安等[12]研究中7056鋁合金300~ 450 ℃下熱變形的流變應(yīng)力本構(gòu)方程，摩擦因數(shù)取0.4，接觸熱傳導(dǎo)系數(shù)取38 kW/(m2?℃)[13?15]。

2 研究結(jié)果

2.1 軋制厚板厚度方向的顯微組織

時效熱處理后，7056鋁合金軋板厚度方向的金相組織如圖1所示。經(jīng)過固溶與熱處理后，板材各層發(fā)生部分再結(jié)晶，其中經(jīng)過Graff Sergent試劑腐蝕后亞晶區(qū)域呈深灰色，再結(jié)晶區(qū)域呈淺灰色，再結(jié)晶晶粒沿軋制方向拉長呈扁平狀，部分區(qū)域有異常長大的再結(jié)晶晶粒。厚度方向上板材各層的組織呈現(xiàn)不均勻分布。表層主要為大量的亞晶組織和晶粒度較小的再結(jié)晶晶粒；1/4層再結(jié)晶晶粒度增加，出現(xiàn)少量異常長大的再結(jié)晶晶粒；中心層的再結(jié)晶晶粒明顯增多，且異常長大的再結(jié)晶晶粒比例明顯增加。采用ImageJ軟件統(tǒng)計(jì)板材各層的再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)，板材表層再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)為2.1%，1/4層再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)為4.9%，中心層再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)為7.2%。

(a) 表層；(b) 1/4層；(c) 中心層

2.2 軋制厚板厚度方向的力學(xué)性能

7056鋁合金軋板沿厚度方向的強(qiáng)度分布如圖2所示。圖2中，橫坐標(biāo)表示離板材表面的距離。從圖2可見：從板材表層到中心層，抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度均呈先降低后升高的趨勢，在1/4層附近抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度達(dá)到最低值。其中表層抗拉強(qiáng)度為625 MPa，屈服強(qiáng)度為612 MPa；芯部的抗拉強(qiáng)度為603M Pa，屈服強(qiáng)度為589 MPa；最低點(diǎn)的抗拉強(qiáng)度為592 MPa，屈服強(qiáng)度為568 MPa。

1—屈服強(qiáng)度；2—抗拉強(qiáng)度。

2.3 軋制厚板厚度方向的織構(gòu)

圖3所示為7056鋁合金軋板不同厚度層中各織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)變化。從圖3可以看出7056鋁合金軋板中主要有3種類型的織構(gòu)：軋制織構(gòu)(Brass{011}á211?，S{123}á634?，Copper{112}á111?)、剪切織構(gòu)(r-Cube{001}á110?，{112}á110?)和再結(jié)晶織構(gòu)Cube{001}á100?。從軋板表層到芯部，軋制織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)逐漸增大；剪切織構(gòu)主要分布在軋板的表層和1/4層，并在1/4層的體積分?jǐn)?shù)最大；再結(jié)晶織構(gòu)Cube在厚板表層的體積分?jǐn)?shù)極小，僅0.518%，主要分布在1/4層和芯部，且在1/4層最多。

圖3 7056鋁合金軋板厚度方向上各織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)

2.4 有限元中軋板厚度方向的變形場

圖4所示為7056鋁合金軋板有限元模擬軋制過程。軋板某一厚截面上P1，P2和P3即軋板的表層、1/4層、中心層，每道次軋制中該厚截面都將從咬入軋輥開始到脫離軋輥結(jié)束。圖4中，坐標(biāo)軸軸的負(fù)方向?yàn)檐埣斑M(jìn)方向，因此，將根據(jù)有限元中任一個厚截面不同層的演變過程，研究軋制變形不均勻性。

軋件的表層與軋輥接觸，主要受接觸摩擦的作用而向前運(yùn)動，1/4層以及中心層的金屬受周邊影響在相互作用力下運(yùn)動，因此，作用在軋件軋制方向(方向)的力呈不均勻分布，同時受板材厚度影響作用在沿軸方向的軋輥?zhàn)饔昧σ渤什痪鶆蚍植?。通過有限元模擬軋制中厚截面不同層向剪切應(yīng)力的演變，研究各層變形場的變化趨勢。

(a) 咬入軋輥時；(b) 軋制中；(c) 脫離軋輥時

圖5(a)~(c)所示為7056鋁合金軋板不同軋制道次厚截面上表層、1/4層、中心層向剪切應(yīng)力隨軋制過程的演變規(guī)律。當(dāng)受到與軋板運(yùn)動方向一致的應(yīng)力時，應(yīng)力為負(fù)；當(dāng)受到與軋板運(yùn)動方向相反的應(yīng)力時，應(yīng)力為正。圖5(a)所示為第1道次軋制過程。從圖5(a)可見：5.40 s時該厚截面咬入軋輥，各層所受的剪切應(yīng)力均為正，1/4層所受剪切應(yīng)力比表層的大；隨后，各層的應(yīng)力迅速減小并由正轉(zhuǎn)負(fù)，但越靠近芯部，應(yīng)力變化速度越慢，從而當(dāng)表層受到的剪切應(yīng)力變?yōu)?10 MPa時，1/4層剪切應(yīng)力為17 MPa，中心層剪切應(yīng)力為6 MPa，因此，厚度方向的1/4層剪切應(yīng)力與其他層的絕對差值最大；5.45 s時，1/4層所受剪切應(yīng)力再次超過表層剪切應(yīng)力，且在5.49 s時1/4層與表層剪切應(yīng)力差值達(dá)到最大，此時1/4層剪切應(yīng)力為?39 MPa，表層為?3 MPa；從5.50 s起，該厚截面脫離軋輥，直到該道次結(jié)束各層剪切應(yīng)力為0 MPa。圖5(b)所示為第4道次向剪切應(yīng)力的變化，變化趨勢與第1道次的相同。圖5(c)所示的第7道次中，該厚截面的軋制時間為11.1~11.2 s。從圖5(c)可以看出：隨軋制道次增加，軋件厚度減?。辉谠摰来胃鲗蛹羟袘?yīng)力的變化起伏程度最小，但軋件各層向剪切應(yīng)力變化趨勢仍與前幾個道次的類似。

圖6(a)~(c)所示分別為不同軋制道次中軋件某厚截面上表層、1/4層、中心層向應(yīng)變的變化趨勢。從圖6可以看出：該厚截面咬入軋輥后，表層應(yīng)變的增加趨勢驟降，5.45 s時1/4層的應(yīng)變超過表層的應(yīng)變，該時刻正是圖5(a)~(c)中1/4層的向剪切應(yīng)力為負(fù)值時超過表層的時刻。在軋制的最終道次，圖6(c)所示厚度方向上1/4層的向應(yīng)變最大。

圖7(a)~(c)所示為厚截面不同層向應(yīng)變速度在多道次軋制中的變化，通過應(yīng)變速度的演變趨勢能直觀地了解剪切應(yīng)力對軋件厚度方向上不同層變形的影響。從圖7(a)可見：5.40 s時，該厚截面咬入軋輥，厚度方向上表層的向應(yīng)變速度最大，隨后表層向應(yīng)變速度陡降，1/4層和中心層向應(yīng)變速度增加，達(dá)到表層的數(shù)倍；5.45 s時，1/4層剪切應(yīng)力、向應(yīng)變比表層的大，1/4層與表層的向應(yīng)變速度差值達(dá)到最大。雖然圖7中所示軋件中心層的向應(yīng)變速度最大，但由于中心層應(yīng)力與應(yīng)變很小，所以，對變形不均勻性的影響比1/4層的小。

(a) 第1道次；(b) 第4道次；(c) 第7道次

(a) 第1道次；(b) 第4道次；(c) 第7道次 1—表層；2—1/4層；3—中心層。

圖8(a)~(c)所示分別為厚截面不同層的向金屬流動速度在多道次中的變化。由圖8可知：軋件剪切應(yīng)力的變化影響不同層的金屬流動速度場。圖8(a)中，5.4 s時厚截面咬入軋輥，厚度方向上越靠近表層金屬流動速度越快，但隨著圖8(a)中表層剪切應(yīng)力增加幅度變小，表層金屬流動速度的增加趨勢也驟降，進(jìn)入一段較平滑的變化期，此時，與厚截面的其他層相比，表層的變形較難發(fā)生，而1/4層的金屬流動速度仍然增加并比表層的高；隨后，中心層的金屬流動速度也比表層的高，這與王祝堂等[16]在研究軋制不均勻變形中所得結(jié)果一致。

(a) 第1道次；(b) 第4道次；(c) 第7道次

(a) 第1道次；(b) 第4道次；(c) 第7道次

3 分析與討論

Al-Zn-Mg-Cu合金板材厚度方向上各層的織構(gòu)變化與軋制變形有關(guān)[17?18]。如圖3所示，從厚板表層到芯部，軋制織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)逐漸增大，剪切織構(gòu)主要分布在軋件表層與1/4層。由DEFORM有限元分析可知：在軋制過程中，由于板材芯部剪切應(yīng)變小，處于理想的平面應(yīng)變狀態(tài)，因此，厚板芯部的軋制織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)最大[19]；同時，軋制中軋板厚度方向上從表層到中心層，剪切應(yīng)力的變化趨勢并非呈遞減分布規(guī)律(如圖5(a)~(c)所示)，1/4層的剪切應(yīng)力變化幅度最大，所受剪切應(yīng)力為表層和中心層的數(shù)倍。由于剪切應(yīng)力的作用使表層的軋向應(yīng)變、應(yīng)變速度和金屬流動速度增長趨勢減慢甚至比1/4層的低，使軋件表層與1/4層形成剪切織構(gòu)，并在1/4層其體積分?jǐn)?shù)最大。

軋板的屈服強(qiáng)度與織構(gòu)和微觀組織有關(guān)[20]。一般用泰勒因子表征織構(gòu)對屈服強(qiáng)度的影響。不同種類的織構(gòu)其泰勒因子不同，越大，表明該織構(gòu)有利于提高屈服強(qiáng)度。而Al-Zn-Mg-Cu合金作為多晶材料，在塑性變形時采用HUTCHINSON的自洽模型分 析[21]，此時剪切織構(gòu)(r-Cube，{112}á110?)的為2.6，再結(jié)晶織構(gòu)(Cube)的為2.45，軋制織構(gòu)Brass，S和Copper的分別為2.94，2.97和3.44[22]，可見剪切織構(gòu)(r-Cube，{112}á110?)和再結(jié)晶織構(gòu)(Cube)的均比軋制織構(gòu)(Brass，S和Copper)的低，因此，與軋制織構(gòu)相比，剪切織構(gòu)和再結(jié)晶織構(gòu)不利于屈服強(qiáng)度的提高。此外，Al-Zn-Mg-Cu合金的晶粒形貌也影響合金強(qiáng)度。軋制中越靠近軋板芯部第二相粒子的破碎程度越低，從而在板材芯部分布粗大的第2相粒子，固溶處理時易誘發(fā)再結(jié)晶[8, 11, 23]。隨著再結(jié)晶晶粒度與再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)增加，亞晶界強(qiáng)化作用與細(xì)晶強(qiáng)化作用大大降低，從而降低厚板強(qiáng)度[24?25]。因?yàn)楹穸确较蛏习宀母鲗蛹羟袘?yīng)力的變化影響織構(gòu)的分布，在織構(gòu)分析結(jié)果中，板材1/4層形成的剪切織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)最大；再結(jié)晶織構(gòu)也主要分布在1/4層和芯部，導(dǎo)致板材1/4層的強(qiáng)度損失最嚴(yán)重。板材芯部的再結(jié)晶晶粒度與再結(jié)晶百分?jǐn)?shù)最大，表層的再結(jié)晶程度最低(如圖1所示)，這導(dǎo)致板材表層的強(qiáng)度比芯部高，因此，厚度方向上板材的強(qiáng)度呈“W”型不均勻分布。

針對影響板材軋制中變形均勻性的各因素，改變軋制各道次壓下量、軋件幾何因素、軋輥與軋件的摩擦條件等都將使軋板厚度方向上的剪切應(yīng)力發(fā)生變化，為降低軋制變形不均勻性以及超強(qiáng)鋁合金板材厚度方向性能不均勻性創(chuàng)造了有利條件。

4 結(jié)論

1) 7056鋁合金軋板在厚度方向上組織、織構(gòu)與性能呈不均勻分布，從表層到中心層再結(jié)晶程度增大，1/4層的剪切織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)最大，厚度方向強(qiáng)度呈“W”型分布，在1/4層強(qiáng)度損失最嚴(yán)重。

2) 軋制期間鋁合金軋板沿厚度方向上1/4層的剪切應(yīng)力、軋向應(yīng)變、軋向應(yīng)變速度與軋向金屬流動速度比表層大，引起軋制加工的變形不均勻。

3) 軋件厚度方向1/4層的剪切應(yīng)力變化使該層剪切織構(gòu)分布最多，這是導(dǎo)致軋板1/4處性能最低的主要原因。

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(編輯 陳燦華)

Numerical simulation and experimental investigation of rolling deformation inhomogeneity of 7056 aluminum alloy thick plate

CHANG Jiangyu1, CHEN Songyi1, 2, CHEN Kanghua1, 2, 3, ZHOU Liang1, YUAN Dingling1

(1. Light Alloy Research Institute, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Nonferrous Metal Oriented Advanced Structural Materials and Manufacturing Cooperative Innovation Center, Central South University, Changsha 410083, China; 3. State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

The microstructure, texture, property and deformation law of 7056 aluminum alloy thick plate with a thickness of 20 mm were investigated by optical microscopy, electron back-scattered diffraction(EBSD) technique, tensile tests and DEFORM finite element technology. The relationship among rolling deformation, texture and property was revealed. The results show that the fraction of recrystallization increases from the surface to the center layer, the volume fraction of rolling textures of the center is the highest, such as Brass{011}á211?, S{123}á634?and Copper{112}á111?, the volume fraction of recrystallization textures of the surface is the lowest, such as Cube{001}á100?, and the volume fraction of shear textures of the 1/4 layer is the highest, such as r-Cube{001}á110?and {112}á110?. The distribution shape of strength is “W” along the thickness direction, and the strength of 1/4 layer is the lowest. The main reason is that the shear stress of 1/4 layer is higher than that of the surface and center layer during the rolling process, and the strain, strain rate and metal flow velocity of 1/4 layer have similar changes, which can cause the uneven distribution of rolling of 7056 aluminum alloy thick plate along the thickness direction.

7056 aluminum alloy thick plate; inhomogeneity; numerical simulation; shear stress; texture

TG146

A

1672?7207(2018)08?1914?08

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.08.011

2017?08?10；

2017?10?22

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2016YFB0300801)；國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2012CB619502)；國家自然科學(xué)基金重大科研儀器設(shè)備研制專項(xiàng)(51327902)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51201186)(Project(2016YFB0300801) supported by the National Key Research and Development Program of China; Project(2012CB619502) supported by the National Basic Research Program(973 Program) of China; Project(51327902) supported by the Major Research Equipment Development Program of National Natural Science Foundation of China; Project(51201186) supported by the National Natural Science Foundation of China)

陳康華，博士，教授，從事鋁及鋁基復(fù)合材料研究；E-mail：khchen@csu.edu.cn