王國軍 ，王玉鳳 ，劉科研 ，林 森 ，王 浩 ，寧志良

（1.東北輕合金有限責(zé)任公司，黑龍江 哈爾濱 150060；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，黑龍江 哈爾濱 150001）

擠壓加工變形過程在近似封閉的工具內(nèi)進(jìn)行，材料在變形過程中承受很高的靜水壓力，有利于消除鑄錠中的氣孔、疏松和縮孔等缺陷，提高材料的可成形性，改善產(chǎn)品的性能［1］。目前，人們已成功地制備出了多種規(guī)格型號的鋁合金擠壓產(chǎn)品，包括不同型號的板、管、棒、型材等。鋁合金熱擠壓后力學(xué)性能顯著提高，特別是塑性，但從斷裂力學(xué)上對合金組織對力學(xué)性能影響的分析仍然較少且分析并不深入，研究多側(cè)重于生產(chǎn)工藝［2］。4032 合金中主要元素為 Si、Cu、Mg、Ni、Fe， 含有微量的 Ti、Mn、Zn、Cr元素，主要用于生產(chǎn)航空鍛件和活塞等耐熱零件。本文以反向擠壓4032合金棒為研究對象，分析了擠壓棒不同部位的組織及對斷裂行為的影響。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)材料為半連續(xù)鑄造4032鋁合金，鑄錠規(guī)格為φ482mm，其實(shí)測成分如表1所示。

表1 4032鋁合金成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）

1.2 擠壓工藝

在5000t水壓機(jī)上采用φ500mm筒單孔反向擠壓，擠壓前合金狀態(tài)為 H12（加工硬化態(tài)），擠壓比為5.8，擠壓溫度：360℃～420℃，擠壓速度：2.5mm/s，擠壓殘料 25mm。

1.3 拉伸試驗(yàn)

拉伸試驗(yàn)設(shè)備為Instron-5569型電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)。擠壓態(tài)拉伸試樣沿?cái)D壓方向在φ200mm擠壓棒料上距圓心不同位置截取，截取位置為邊緣（1# 試樣），1/2 半徑（2# 試樣）及中心處（3# 試樣）。室溫拉伸試樣尺寸如圖1所示，標(biāo)距為36 mm。室溫拉伸速度為1mm/min。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

擠壓態(tài)4032鋁合金徑向不同位置工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。

圖1 拉伸試樣形狀尺寸圖（mm）

圖2 擠壓態(tài)4032合金不同位置應(yīng)力應(yīng)變曲線

從圖2中可以看出，擠壓態(tài)的4032合金強(qiáng)度比較低，抗拉強(qiáng)度Rm均在150MPa～180MPa之間。但延伸率均較高，這與熱擠壓過程動(dòng)態(tài)回復(fù)軟化有關(guān)。對比距徑向不同位置處拉伸試棒的延伸率可知，位于擠壓棒邊緣處的1#位置的延伸率高達(dá)15.46%，而擠壓棒中心處的3#位置的延伸率只有7.87%，這是與擠壓過程中邊緣和中心位置變形不均勻，形成材料內(nèi)部組織差異較大造成的。

宏觀斷口均呈暗灰色，無金屬光澤，觀察不到顆粒形貌。擠壓態(tài)4032合金斷口邊緣有比較大的剪切唇，斷口平面與拉伸軸線呈約45°角，斷口呈鋒利的楔形，而且有較為明顯的縮頸現(xiàn)象。這是典型的延性斷裂滑移斷口的宏觀形貌特征。

圖3為擠壓態(tài)4032合金在低倍掃描下的宏觀斷口形貌。圖3a）為擠壓態(tài)邊緣處的宏觀斷口，從中可以看到很多長約500μm，寬約50μm的裂縫，此應(yīng)為拉伸過程中大量微孔聚集的結(jié)果。圖3b）為擠壓態(tài)中心處的宏觀斷口，有與拉伸應(yīng)力方向不呈45°角的臺階出現(xiàn)，說明此試樣的延性斷裂滑移過程中受到了阻礙。

圖4是斷口SEM。從圖4中可以看到，從邊緣到中心的過程中，總體的趨勢為韌窩逐漸變淺變大，且不規(guī)則形狀的韌窩數(shù)量逐漸增加，說明從擠壓棒邊緣到中心位置，材料的塑性呈下降趨勢，與所測得的力學(xué)性能基本符合。

圖3 斷口低倍掃描圖

圖4 斷口SEM

韌窩邊緣的撕裂棱是材料塑性變形的痕跡，圖4c）中的撕裂棱很少，說明此處斷裂時(shí)未發(fā)生很大的塑性變形。除韌窩邊緣的塑性變形痕跡以外，在每一個(gè)韌窩的中心常常夾有第二相質(zhì)點(diǎn)（有的韌窩中沒有，則可能在斷口的另一半對應(yīng)的韌窩中），所以，可以認(rèn)為韌窩的產(chǎn)生過程、即由微孔聚集形成的斷裂過程與第二相質(zhì)點(diǎn)的存在有關(guān)。

微孔聚集型斷裂過程中包括裂紋的形核、長大、聚合直至斷裂，裂紋的形成與第二相粒子的存在有關(guān)。由4032合金擠壓態(tài)各處組織可知，在擠壓過程中，部分粗大多元相和Si顆粒已經(jīng)受到擠壓應(yīng)力的作用而在其內(nèi)部產(chǎn)生了大量的微裂紋，但此裂紋方向與擠壓過程所受的應(yīng)力和應(yīng)變有關(guān)，理想的裂紋方向應(yīng)與擠壓軸向相平行，這樣的裂紋在拉伸試驗(yàn)的過程中不會作為裂紋源產(chǎn)生應(yīng)力集中。圖5是擠壓棒邊緣和擠壓棒中心處掃描照片。利用掃描能譜儀對圖5拉伸試樣斷口中所選位置測得的成分見表2。由能譜分析可知，韌窩下面1和2點(diǎn)處含有裂紋的大塊相的成分除很高比例的Al外，Ni、Fe的含量也很高，還含有少量的Mg、Cu，可推斷該相為Al20Ni11Cu0.8Fe1Mg0.3，3點(diǎn)處開裂的相經(jīng)能譜分析為Si顆粒，4點(diǎn)處為基體。若每一個(gè)韌窩都是生核的核心，則粗大的Al20Ni11Cu0.8Fe1Mg0.3相和Si相都在斷裂的過程中起到重要作用。

圖5 第二相粒子及對應(yīng)能譜

圖6為擠壓態(tài)邊緣和中心位置處斷口對應(yīng)下端縱向剖面組織及能譜，長約 20μm，寬約 10μm的亮白色多元相由于受到縱向的拉應(yīng)力作用而出現(xiàn)多條垂直于應(yīng)力方向的裂紋，裂紋均終止于Al基體。經(jīng)能譜分析得知，此多元相的成分與斷口處大的韌窩內(nèi)的粗大相的成分一致，可以推斷，尺寸較大的富Ni、Fe相為脆性相，此相的斷裂源于其本身的脆性，而不是與基體之間的脫黏。在塑性變形開始后，較小應(yīng)變發(fā)生時(shí)，微裂紋在粗大的富Ni、Fe相和Si顆粒內(nèi)部萌生，但由于此相尺寸較大，裂紋擴(kuò)展到相的邊緣時(shí)對與其相黏結(jié)的基體產(chǎn)生的應(yīng)力要比尺寸較小的Si顆粒內(nèi)部裂紋擴(kuò)展到Si相的邊緣時(shí)對與Si相黏結(jié)的基體產(chǎn)生的應(yīng)力要大得多。Al-Si合金中的脆性相，在外力作用下，容易發(fā)生斷裂或與基體分離而形成微裂紋，使裂紋擴(kuò)展變得容易。

表2 圖5所示位置處能譜（At/%）

Griffith等［3］研究表明，在平面應(yīng)力條件下，球形脆性顆粒發(fā)生斷裂的臨界應(yīng)力見式（1）：

式中：γs——單位面積的自由表面能，mJ/m2；

R——脆性顆粒半徑，mm；

E——彈性模量。

該式也可表明在平面應(yīng)力條件下含裂紋長度為2R的裂紋體的斷裂強(qiáng)度。對金屬而言，斷裂時(shí)所消耗的塑性變形功遠(yuǎn)大于材料斷裂時(shí)新的表面能，所以O(shè)rowan在Griffith公式的基礎(chǔ)上提出修正，見式（2）：

式中：UP——塑性變形功，mJ/m2。

由于 UP＞＞γS， 所以上式中 γS可以忽略，則有式（3）：

圖6 斷口對應(yīng)下端縱向剖面組織及能譜

從式（3）中可以看出，脆性顆粒半徑越大，使其斷裂所需要的應(yīng)力越小。結(jié)合4032合金擠壓態(tài)斷口下端的組織可知，粗大富Ni、Fe相的面積約為Si顆粒的4倍～6倍，所以，粗大富Ni、Fe相內(nèi)的裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展所需應(yīng)力不及Si顆粒中的裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展所需應(yīng)力的一半。

圖7 斷口撕裂處縱向剖面組織

由斷口處的剖面圖7可以證實(shí)，由于脆性富Ni、Fe相的尺寸較大，斷裂時(shí)其斷裂方式均為為相內(nèi)部脆裂式破碎斷裂，而Si顆粒，因其相對于富Ni、Fe 相的尺寸較小，其斷裂方式有顆粒內(nèi)部脆裂式破碎也有與基體脫黏。當(dāng)裂紋尖端遇到Si顆粒時(shí)，雖然受到裂紋尖端應(yīng)力場的作用，但細(xì)小的硅顆粒不易發(fā)生斷裂，使裂紋難以穿過硅顆粒，從而對裂紋的擴(kuò)展起阻礙作用，而裂紋要繼續(xù)擴(kuò)展就只能通過繞過機(jī)制，這樣必然增加裂紋的擴(kuò)展長度，消耗更多能量，使裂紋的擴(kuò)展速度降低。

3 結(jié) 論

1）4032合金棒經(jīng)熱擠壓后，強(qiáng)度在距圓心不同位置處差別不大，抗拉強(qiáng)度均在180MPa～190MPa之間；延伸率在距圓心不同位置處差別較大，在邊緣處可達(dá)15.46%，中心部位只有7.87%。

2）4032合金在拉伸過程中，組織中的粗大富Ni、Fe相的破碎源于其本身的脆性，相比于尺寸較小的Si顆粒更易于裂紋的萌生和擴(kuò)展，是限制合金拉伸性能的主要因素。

［1］Bussiba A，Artzy A B，Grain Refinement of AZ31 and ZK60Mg Alloys towards Superplasticity Studies［J］.Materials Science and Engineering A，2001,302（1）:56-62.

［2］游和清,馬勤.4A11鋁合金活塞裙等溫?cái)D壓工藝的研究［J］.熱加工工藝，2007,36（5）:65-68.

［3］Curry DA. Knott JF. Effect of Microstructure on Cleavage Fracture Toughness of Quenched and Tempered Steels ［J］.Metal Science， 1979（13）:341-345.