趙連風(fēng)，易丹青，王斌，劉會(huì)群，秦澤華，李賽維

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7075鋁合金的梯度時(shí)效及其溫度場(chǎng)模擬

趙連風(fēng)1，易丹青1，王斌1，劉會(huì)群1，秦澤華1，李賽維2

(1. 中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083；2. 中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083)

設(shè)計(jì)一種梯度時(shí)效方法及裝置，采用不同的時(shí)效工藝參數(shù)，對(duì)7075鋁合金棒材進(jìn)行梯度時(shí)效處理，測(cè)試合金棒材沿軸向的溫度以及抗拉強(qiáng)度與伸長(zhǎng)率，通過(guò)FLUENT軟件模擬，獲得梯度時(shí)效溫度場(chǎng)并建立等溫云圖和抗拉強(qiáng)度云圖。結(jié)果表明：7075鋁合金棒材梯度時(shí)效處理時(shí)，其溫度沿軸向的分布近似于一維穩(wěn)態(tài)分布；當(dāng)時(shí)效溫度從66 ℃升高到121 ℃時(shí)，合金的抗拉強(qiáng)度從517 MPa提高至599 MPa，伸長(zhǎng)率從12%降低至8%。FLUENT模擬不同時(shí)效工藝參數(shù)下7075鋁合金的溫度場(chǎng)分布，模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度的誤差(K)＜2%，等溫云圖和抗拉強(qiáng)度云圖與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較小，可為梯度時(shí)效傳熱參數(shù)的選擇提供有力的依據(jù)。

7075鋁合金；梯度時(shí)效；時(shí)效強(qiáng)化；溫度場(chǎng)；FLUENT模擬

在某些實(shí)際應(yīng)用中，零部件不同部位的服役環(huán)境和承載不同，對(duì)其性能要求亦不同[1?2]。因此，傳統(tǒng)均質(zhì)材料難以同時(shí)滿(mǎn)足不同部位不同的性能要求，而梯度材料能很好地滿(mǎn)足實(shí)際應(yīng)用的需求[3?4]。目前制備梯度材料的方法很多，如粉末冶金法[5]、化學(xué)氣相沉積法[6]、自蔓延高溫合成法[7]和激光熔化沉積法[8]等。其中，粉末冶金法制備的梯度材料組分分布不連續(xù)，呈階梯式分布，生產(chǎn)效率較低，常用于制備幾何形狀相對(duì)簡(jiǎn)單的材料，所用原材料多為粉體，在用塊體材料作為原材料時(shí)，制備具有梯度力學(xué)性能的材料則更復(fù)雜。若能將常規(guī)金屬材料通過(guò)特殊的熱處理方式制備成性能呈梯度變化的梯度材料，可更便捷地滿(mǎn)足實(shí)際生產(chǎn)的需要。Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金的比強(qiáng)度高，韌性較好，可用于航空、航天、兵器和交通運(yùn)輸業(yè)[9?10]。Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金作為可熱處理強(qiáng)化型鋁合金，時(shí)效強(qiáng)化是其最主要的強(qiáng)化機(jī)制和其加工工藝的最后一道熱處理工序，時(shí)效過(guò)程中獲得的組織和性能可保留到實(shí)際應(yīng)用中。因此，對(duì)Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金進(jìn)行梯度時(shí)效，可獲得最終具有梯度組織與梯度力學(xué)性能的材料。時(shí)效態(tài)Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金的高強(qiáng)度主要源于時(shí)效過(guò)程中過(guò)飽和固溶體基體中析出的彌散分布并對(duì)位錯(cuò)有阻礙作用的第二相粒子[11]。T6狀態(tài)的7075合金強(qiáng)度最高，其欠時(shí)效和過(guò)時(shí)效狀態(tài)下的韌性較高且具有良好的耐腐蝕性能[12]?；?075鋁合金的時(shí)效強(qiáng)化性能，本研究設(shè)計(jì)一種梯度時(shí)效裝置，對(duì)7075鋁合金進(jìn)行時(shí)效處理。由于梯度時(shí)效過(guò)程中溫度場(chǎng)影響合金的性能分布，因此需要對(duì)溫度場(chǎng)進(jìn)行研究。FLUENT軟件廣泛應(yīng)用于對(duì)溫度場(chǎng)的研究。劉政等[13]使用FLUENT軟件對(duì)電磁場(chǎng)下的A356鋁溶液溫度場(chǎng)進(jìn)行三維模擬，獲得電磁場(chǎng)的最佳交流頻率為10 Hz；COLEGROVE等[14]通過(guò)FLUENT軟件模擬7075- T7351鋁合金攪拌摩擦焊的溫度場(chǎng)，為焊接組織和流動(dòng)模型提供可靠的分析依據(jù)；張亞斌[15]利用FLUENT軟件建立2219鋁合金電子束深熔在焊匙孔直徑為0.5 mm，熔深分別為5，8，10，13和15 mm的溫度分布云圖，用于預(yù)測(cè)焊接質(zhì)量和指導(dǎo)工藝。本文利用實(shí)驗(yàn)和FLUENT軟件模擬梯度時(shí)效過(guò)程中溫度場(chǎng)的演變，制定等溫云圖和抗拉強(qiáng)度云圖，為7075鋁合金的梯度時(shí)效工藝參數(shù)的選擇提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)方法與時(shí)效模型

1.1 梯度時(shí)效裝置與工藝

梯度時(shí)效裝置包括加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、過(guò)渡保溫層和溫度測(cè)量裝置。冷卻系統(tǒng)由冷卻槽、冷卻介質(zhì)、防水密封圈、恒溫循環(huán)泵和流量計(jì)組成，冷卻介質(zhì)的流速和溫度皆可控。加熱系統(tǒng)由加熱槽、加熱介質(zhì)與加熱管組成，加熱介質(zhì)的溫度可控。加熱介質(zhì)為二甲基硅油，黏度為100 mm2/s，冷卻介質(zhì)為水。該裝置可用于具有軸向溫度梯度的退火、時(shí)效等熱處理。

合金的物性參數(shù)、尺寸和傳熱長(zhǎng)度以及加熱溫度、冷卻溫度和冷卻速度對(duì)梯度時(shí)效過(guò)程中的溫度場(chǎng)分布有重要影響。在合金樣品的尺寸和傳熱長(zhǎng)度不變的條件下，可通過(guò)調(diào)控加熱溫度、冷卻溫度和冷卻速率來(lái)調(diào)控?zé)崽幚順悠返臏囟确植?。本研究采用的時(shí)效工藝參數(shù)列于表1，分別研究冷卻水溫、加熱油溫和冷卻水速對(duì)7075鋁合金時(shí)效溫度場(chǎng)的影響。

表1 7075鋁合金的梯度時(shí)效工藝參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

7075鋁合金實(shí)測(cè)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為5.60% Zn，2.60% Mg，1.60% Cu，0.14% Mn，0.34% Fe，0.06% Si和余量Al。將直徑為45 mm，長(zhǎng)度為165 mm的擠壓態(tài)7075鋁合金棒在鹽浴爐中進(jìn)行473℃/2 h的固溶處理，水淬后立即放入梯度時(shí)效裝置中。鋁合金棒置于加熱介質(zhì)中12 mm，置于冷卻介質(zhì)中22 mm。用絕熱膠將測(cè)溫?zé)犭娕假N于7075鋁合金表面，熱電偶的位置分別為=0，40，80，120，165 mm處(為距冷卻端面的軸向距離)，測(cè)溫儀為XMT-8多路測(cè)溫儀，同一位置采集5個(gè)溫度點(diǎn)，溫度誤差為(±1) ℃，每隔2 min測(cè)一次。對(duì)7075鋁合金進(jìn)行24 h梯度時(shí)效處理后，沿試樣軸向方向以10 mm的間距切取拉伸樣，拉伸試樣參考國(guó)標(biāo)GB/T 228—2002，其尺寸如圖2所示。在Instron 858 mini bionix上進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，拉伸速度為1 mm/min，取3個(gè)試樣測(cè)試結(jié)果的算術(shù)平均值。

圖1 梯度時(shí)效裝置示意圖

圖2 7075鋁合金的拉伸試樣尺寸(單位：mm)

1.3 換熱系數(shù)測(cè)量

換熱系數(shù)是FLUENT模擬的重要參數(shù)，圖3所示為求解梯度時(shí)效過(guò)程中7075鋁合金與傳熱介質(zhì)間換熱系數(shù)所用的裝置示意圖。將473 ℃/2 h固溶、水淬處理后的7075鋁合金棒置于圖3所示的裝置中，試樣外表面包裹一層保溫石棉，石棉與傳熱介質(zhì)的接觸部位涂抹高溫防水防油膠。熱電偶置于試樣表面距離端面的軸向距離為5 mm和10 mm處，采用JK-808多路測(cè)溫儀測(cè)量加熱/冷卻過(guò)程中熱電偶處的溫度，每隔30 s測(cè)一次，溫度誤差為(±1) ℃。

圖3 求解換熱系數(shù)的裝置示意圖(單位：mm)

1.4 梯度時(shí)效模型

7075鋁合金的物性參數(shù)列于表2。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，將直徑為45 mm、長(zhǎng)度165 mm的7075鋁合金試樣劃分為均勻細(xì)小的1 mm網(wǎng)格，如圖4所示。使用FLUENT導(dǎo)入規(guī)整網(wǎng)格，調(diào)用穩(wěn)態(tài)固體導(dǎo)熱模型，求解計(jì)算域內(nèi)的能量守恒方程，離散化格式為二階上風(fēng)格式。

表2 7075鋁合金的熱物性參數(shù)[16]

圖4 網(wǎng)格劃分模型

2 結(jié)果與討論

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)圖3所示的裝置測(cè)量加熱或者冷卻過(guò)程中距離7075鋁合金端面5 mm和10 mm位置處的溫度，從Fourier傳熱方程出發(fā)，結(jié)合式(1)和式(2)求得傳熱介質(zhì)的換熱系數(shù)[17]：

(2)

式中：為溫度，℃；∞為傳熱介質(zhì)溫度，包括加熱介質(zhì)的溫度o和冷卻介質(zhì)的溫度w；為時(shí)間，s；為傳熱介質(zhì)的密度，kg/m3；為該介質(zhì)的比熱容，J/(kg?K)；為其熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/(m?K)；為空間步長(zhǎng)；表示內(nèi)節(jié)點(diǎn)位置；為換熱系數(shù)，W/(m2?K)。=0時(shí)表示加熱/冷卻端面的中心位置，=1時(shí)表示試樣中心軸上距加熱/冷卻端面1個(gè)空間步長(zhǎng)的位置，在本實(shí)驗(yàn)中為0.05 m。時(shí)間從=0開(kāi)始，按分割為若干段；表示當(dāng)前時(shí)刻，+1表示下一時(shí)刻；為在時(shí)刻節(jié)點(diǎn)處的溫度，h為時(shí)刻的換熱系數(shù)。根據(jù)測(cè)得的距離端面5 mm和10 mm處溫度隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)，結(jié)合式(1)獲得7075鋁合金的端面溫度，再根據(jù)式(2)獲得傳熱介質(zhì)的換熱系數(shù)。

本研究設(shè)計(jì)的有效實(shí)驗(yàn)次數(shù)為10次。圖5所示為合金試樣加熱到100 ℃的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。圖5(a)所示為距加熱端面5 mm和10 mm處的溫度曲線(xiàn)圖，這2個(gè)位置的平均溫差為0.8 ℃。根據(jù)表2和式(1)，得到加熱端面的溫度曲線(xiàn)如圖5(b)所示。根據(jù)式(2)獲得圖5(c)所示的試樣端面溫度與加熱介質(zhì)換熱系數(shù)的關(guān)系曲線(xiàn)。從圖中可看出：在合金加熱到100 ℃的過(guò)程中，加熱油的換熱系數(shù)波動(dòng)較大，與端面溫度之間未呈現(xiàn)明顯的關(guān)系，這可能是由于實(shí)驗(yàn)儀器本身的誤差和實(shí)驗(yàn)記錄時(shí)引進(jìn)的誤差。對(duì)加熱油的換熱系數(shù)求平均值，得到加熱油的平均換熱系數(shù)h為179 W/(m2?K)。

冷卻水的流速w為15 mL/s，用溫度w為25 ℃的冷卻水對(duì)加熱棒材進(jìn)行冷卻，圖6所示為時(shí)效冷卻過(guò)程中合金的溫度曲線(xiàn)以及冷卻水的換熱系數(shù)與試樣斷面溫度間的關(guān)系。由圖可見(jiàn)，距端面5 mm和10 mm處的平均溫差為1.9 ℃，冷卻水的換熱系數(shù)與合金試樣的端面溫度未呈現(xiàn)明顯的相關(guān)性，求得冷卻水的平均換熱系數(shù)w為561 W/(m2?K)。

換熱系數(shù)的大小與對(duì)流傳熱過(guò)程中的許多因素有關(guān)。它不僅取決于流體的物性(，和c等)以及換熱表面的形狀和大小等，還與流體的流速密切相 關(guān)[18]，但溫度對(duì)換熱系數(shù)的影響較小。在傳熱模擬中，假設(shè)換熱系數(shù)為與溫度無(wú)關(guān)的常數(shù)，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的準(zhǔn)確性。對(duì)于強(qiáng)制對(duì)流換熱，當(dāng)流體以均勻流速外掠平壁層流動(dòng)時(shí)，在平壁表面形成層流邊界層，換熱系數(shù)與存在以下關(guān)系[18]：

2.2 溫度場(chǎng)模擬

當(dāng)7075鋁合金樣品的尺寸與傳熱長(zhǎng)度固定時(shí)，梯度時(shí)效溫度場(chǎng)由冷卻溫度、冷卻水速及加熱溫度這3個(gè)參數(shù)決定。由式(3)求得4#時(shí)效工藝中冷卻水的換熱系數(shù)為971 W/(m2?K)。

圖7所示為采用1#工藝對(duì)合金進(jìn)行梯度時(shí)效的實(shí)測(cè)溫度與模擬溫度場(chǎng)。從圖7(a)可見(jiàn)，7075鋁合金梯度時(shí)效30 min左右達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，隨增加，溫度逐漸升高。=0 mm位置，實(shí)測(cè)穩(wěn)態(tài)時(shí)效溫度為66 ℃，模擬穩(wěn)態(tài)時(shí)效溫度為60.7 ℃；=165 mm位置的實(shí)測(cè)穩(wěn)態(tài)時(shí)效溫度為121 ℃，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差(K)＜1%，誤差的主要來(lái)源可能是FLUENT模擬選用了換熱系數(shù)的平均值，而實(shí)際上換熱系數(shù)和試樣端面的溫度呈現(xiàn)一定的相關(guān)性。7075鋁合金梯度時(shí)效處理時(shí)加熱端和冷卻端的徑向存在最大為2 ℃的溫差，過(guò)渡保溫段不存在徑向溫差，等溫線(xiàn)呈平直分布(見(jiàn)圖7(b))。軸向溫度近似直線(xiàn)分布，過(guò)渡保溫段的溫度隨時(shí)間呈直線(xiàn)變化，加熱和冷卻段的溫度變化相對(duì)較緩。

圖5 梯度時(shí)效加熱過(guò)程中合金試樣的溫度變化以及傳熱介質(zhì)換熱系數(shù)隨加熱端面溫度的變化

圖6 時(shí)效處理冷卻過(guò)程中合金試樣的溫度變化以及傳熱介質(zhì)換熱系數(shù)隨試樣端面溫度的變化

圖7 采用1#工藝對(duì)合金進(jìn)行梯度時(shí)效的實(shí)測(cè)溫度與模擬溫度場(chǎng)

圖8所示為2#，3#和4#時(shí)效工藝條件下7075鋁合金溫度場(chǎng)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，模擬與實(shí)測(cè)的溫度誤差(K)均小于2%，表明模擬具有較高的準(zhǔn)確性，可用于預(yù)測(cè)不同時(shí)效工藝下7075鋁合金的溫度場(chǎng)。

表3所列為分別采用1#，2#，3#和4#工藝對(duì)7075鋁合金進(jìn)行時(shí)效處理時(shí)的穩(wěn)態(tài)溫度分布情況。從表3可看出：當(dāng)油溫從200℃升高到230℃時(shí)，模擬冷卻端面溫度ws升高約6 ℃，模擬加熱端面溫度os升高約15 ℃，模擬軸向溫差升高約9 ℃，徑向溫差改變較小。當(dāng)水溫從25 ℃降至13 ℃時(shí)，模擬ws降低9.3 ℃，模擬os降低5.8 ℃，軸向溫差升高3.5 ℃，徑向溫差改變較小。當(dāng)冷卻水速?gòu)?5 mL/s增大至45 mL/s時(shí)，模擬ws降低14.4 ℃，模擬os降低6 ℃，軸向溫差增大5.4 ℃，徑向溫差改變較小。

圖8 不同時(shí)效工藝下的軸向溫度場(chǎng)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表3 在不同時(shí)效工藝下的實(shí)測(cè)與模擬溫度對(duì)比

因此，在梯度時(shí)效時(shí)，隨加熱溫度升高，試樣加熱段的溫度升高值大于冷卻段的溫度升高值；當(dāng)冷卻段溫度降低或冷卻水換熱系數(shù)增大時(shí)，試樣冷卻段的溫度降低值大于加熱段的溫度降低值；但合金的徑向溫差無(wú)明顯改變，均低于2 ℃。梯度時(shí)效溫度場(chǎng)為近似于線(xiàn)性的一維分布，其原因可用下述公式解釋[18]：

設(shè)：

(5)

(7)

在數(shù)值上，A＞C＞B，且A＞B+C，由式(4)，得：

(9)

(10)

式中：Δo為油溫改變量；Δw為水溫改變量；為傳熱條件改變后的加熱端面溫度；為傳熱條件改變后的冷卻端面溫度；s為7075鋁合金的熱導(dǎo)率。根據(jù)式(8)，梯度時(shí)效的軸向穩(wěn)態(tài)溫差跟加熱介質(zhì)與冷卻介質(zhì)之間的溫差成正比。當(dāng)加熱油溫升高或者冷卻水溫降低時(shí)，隨加熱介質(zhì)和冷卻介質(zhì)之間的溫差增大，7075鋁合金試樣的軸向溫差增大。當(dāng)水冷段的換熱系數(shù)增大時(shí)，值降低，軸向穩(wěn)態(tài)溫差也增大，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符合。根據(jù)式(9)~(10)，當(dāng)加熱溫度升高時(shí)，合金的時(shí)效溫度相應(yīng)升高，但高溫端面的溫度改變量大于低溫端面。當(dāng)冷卻溫度降低時(shí)，合金的時(shí)效溫度隨之降低，但低溫端面的時(shí)效溫度改變量大于高溫端面，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相符合。

2.3 梯度時(shí)效云圖

基于7075鋁合金梯度時(shí)效穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)模擬的準(zhǔn)確性，在加熱溫度為230 ℃時(shí)，冷卻溫度w以10℃的間隔從0 ℃遞增到100 ℃，冷卻水速w以15 mL/s的間隔從15 mL/s遞增到90 mL/s的條件下，用FLUENT軟件模擬端面的時(shí)效溫度，得到圖9所示的等溫云圖，其中圖9(a)所示為低溫端面的溫度ws，圖9(b)所示為高溫端面的溫度os。

圖9 230 ℃油溫時(shí)7075鋁合金梯度時(shí)效的等溫云圖

圖10所示為7075鋁合金在時(shí)效時(shí)間為24 h條件下進(jìn)行單級(jí)時(shí)效處理后的抗拉強(qiáng)度圖。從圖中可看出：時(shí)效溫度為120 ℃時(shí)為峰值時(shí)效，峰值時(shí)效強(qiáng)度為612 MPa。結(jié)合圖9和圖10，作出圖11所示的合金抗拉強(qiáng)度云圖。對(duì)于不同的服役條件，根據(jù)圖9和圖11確定相應(yīng)的時(shí)效參數(shù)。如對(duì)于端口需進(jìn)行擴(kuò)口、縮口等二次加工的鋁合金連接件，要求端口處韌性較好，其余部位強(qiáng)度較高，可選擇7075鋁合金梯度時(shí)效處理時(shí)加熱端溫度os為117.6~125.9 ℃的溫度區(qū)間作為換熱參數(shù)；若考慮鋁合金連接件接口處的應(yīng)力腐蝕性能，其端口處的時(shí)效溫度應(yīng)為過(guò)時(shí)效狀態(tài)，可選擇7075鋁合金梯度時(shí)效處理時(shí)低溫端溫度ws為115.7~125 ℃的區(qū)間；對(duì)于7075鋁合金彎曲承力梁結(jié)構(gòu)，中心部位受力較邊緣處大，其軸向溫度分布應(yīng)為欠時(shí)效到峰時(shí)效到過(guò)時(shí)效溫度分布，換熱條件可選擇ws＜120 ℃，ws＞120 ℃的溫度區(qū)間作為換熱參數(shù)。

圖10 7075鋁合金常規(guī)單級(jí)時(shí)效24 h的抗拉強(qiáng)度隨時(shí)效溫度的變化曲線(xiàn)

圖11 230 ℃油溫時(shí)7075鋁合金梯度時(shí)效的抗拉強(qiáng)度云圖

2.4 梯度力學(xué)性能

在1#時(shí)效工藝條件下，即o=230 ℃，w=13 ℃，w=15 mL/s，梯度時(shí)效后測(cè)得7075鋁合金軸向的力學(xué)性能如圖12所示。從圖中可見(jiàn)距離端面越遠(yuǎn)的位置，強(qiáng)度越大，伸長(zhǎng)率減小。在=0 mm處，時(shí)效溫度為66 ℃，處于欠時(shí)效階段，抗拉強(qiáng)度為517.89 MPa，伸長(zhǎng)率為12.33%；在=165 mm的位置，時(shí)效溫度為121 ℃，處于峰時(shí)效階段，抗拉強(qiáng)度為599.07 MPa，伸長(zhǎng)率為8.13%。相比于=0 mm處，在=165 mm處合金的抗拉強(qiáng)度增加81 MPa，伸長(zhǎng)率降低4.2%。

從圖9和圖11可知，當(dāng)o=230 ℃，w=13 ℃，w=15 mL/s時(shí)，在=0 mm處，時(shí)效溫度在(49.4，62.8 ℃)區(qū)間內(nèi)，合金的抗拉強(qiáng)度在(479.6，501.4 MPa)區(qū)間內(nèi)；在=165 mm處，時(shí)效溫度置于(118.0，125.8 ℃)區(qū)間內(nèi)，抗拉強(qiáng)度在(599.4，607.5 MPa)區(qū)間內(nèi)。溫度的模擬結(jié)果與測(cè)量值的誤差較小，抗拉強(qiáng)度的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差也在允許范圍之內(nèi)，驗(yàn)證了等溫云圖和抗拉強(qiáng)度云圖的準(zhǔn)確性。

圖12 7075鋁合金梯度時(shí)效后的軸向梯度力學(xué)性能

3 結(jié)論

1) 采用本研究設(shè)計(jì)的一種梯度時(shí)效方法和裝置，對(duì)7075鋁合金進(jìn)行梯度時(shí)效處理，獲得沿軸向梯度分布的力學(xué)性能，合金的抗拉強(qiáng)度從517.89 MPa逐漸增大至599.07 MPa，伸長(zhǎng)率從12.33%逐漸降低至8.13%。

2) 在加熱介質(zhì)二甲基硅油的換熱系數(shù)為179 W/(m2?K)，冷卻水速w=15 mL/s及冷卻水的換熱系數(shù)為561 W/(m2?K)的條件下，利用FLUENT軟件模擬7075鋁合金梯度時(shí)效處理的溫度場(chǎng)，模擬的溫度與實(shí)驗(yàn)測(cè)得溫度的誤差為(K)<2%，等溫云圖和抗拉強(qiáng)度云圖均具有較高的準(zhǔn)確性，可用于優(yōu)化7075鋁合金的梯度時(shí)效工藝參數(shù)。

3) 在梯度時(shí)效過(guò)程中，當(dāng)油溫升高時(shí)，合金試樣加熱段時(shí)效溫度升高值大于冷卻段的溫度升高值；當(dāng)水溫降低或冷卻換熱系數(shù)增大時(shí)，試樣冷卻段的時(shí)效溫度降低值大于加熱段的時(shí)效溫度降低值；當(dāng)改變加熱或冷卻條件時(shí)，合金的徑向溫差均低于2℃。模擬結(jié)果表明梯度時(shí)效溫度場(chǎng)是沿軸向近似于線(xiàn)性的一維分布。

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(編輯 湯金芝)

Gradient aging and temperature field simulation of 7075 aluminum alloy

ZHAO Lianfeng1, YI Danqing1, WANG Bin1, LIU Huiqun1, QIN Zehua1, LI Saiwei2

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

A novel gradient aging method and device were developed. The gradient aging treatments with different process parameters were performed on 7075 aluminum alloy bars to investigate their axial temperature, ultimate strength and elongation. The gradient aging temperature field was obtained and contours of aging temperature and ultimate strength were established by FLUENT software. A linear one-dimensional temperature distribution was obtained during gradient aging. The results show that when the axial aging temperature of 7075 aluminum alloy rangs from 66 ℃ to 121 ℃, the ultimate strength increases gradually from 517 MPa to 599 MPa, while the elongation decreases gradually from 12% to 8%. The distribution inaccuracy between experimental aging temperature and that simulated by FLUENT software is less than 2%. The inaccuracy between experimental results and contours of aging temperature and ultimate strength is little. Temperature field during gradient aging process can be controlled and optimized by contours of aging temperature and ultimate strength.

7075 aluminum alloy; gradient aging; aging strength; temperature field; FLUENT

TG146.21

A

1673-0224(2017)02-141-10

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2012CB619506)；2011計(jì)劃協(xié)同創(chuàng)新平臺(tái)項(xiàng)目

2016?01?22；

2016?04?07

易丹青，教授，博士。電話(huà)：0731-88830263；E-mail: danqing@csu.edu.cn