鄒 杰，彭文飛，陳鎮(zhèn)揚

(寧波大學(xué)機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院，浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點實驗室，寧波 315211)

0 引 言

大型輕量化環(huán)形件是運載火箭所需的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件，廣泛應(yīng)用在火箭艙段之間的過渡環(huán)、轉(zhuǎn)接框、連接框等部件上。隨著航空航天事業(yè)的發(fā)展，大型輕量化環(huán)形件的性能要求越來越高，需要適應(yīng)重載、高沖擊、超低溫等惡劣的服役環(huán)境。2219鋁合金是一種新型鋁合金，具有優(yōu)異的耐腐蝕、耐高溫和低溫韌性等性能，可以滿足新一代運載火箭對大型整體輕量化環(huán)形件材料的需求[1]。目前大型輕量化環(huán)形件的主要加工方法是軋制，即利用環(huán)軋設(shè)備對環(huán)坯進(jìn)行連續(xù)加壓，使環(huán)坯不斷通過徑、軸向孔，以實現(xiàn)直徑擴(kuò)大和壁厚減小的要求。然而，2219鋁合金的熱成形窗口狹窄，顯微組織難以控制，極易出現(xiàn)粗晶和混晶缺陷；這種均勻性較差的顯微組織會導(dǎo)致力學(xué)性能降低。因此，亟需確定適合2219鋁合金加工的工藝窗口，以保證大型輕量化環(huán)形件組織的均勻性。

目前有關(guān)2219鋁合金熱變形行為的研究較多，研究內(nèi)容大多集中在2219鋁合金板在熱變形過程中的流變行為上。如：AN等[2]研究了預(yù)變形對2219鋁合金板形變熱處理后力學(xué)性能和顯微組織的影響；尹旭妮等[3]建立了2219鋁合金在熱變形過程中的穩(wěn)態(tài)蠕變本構(gòu)方程；黃元春等[4]研究了不同軋制工藝下2219鋁合金板的綜合力學(xué)性能；陳鎮(zhèn)揚等[5]在2219鋁合金熱變形行為基礎(chǔ)上建立了其熱處理時的本構(gòu)方程和熱加工圖。在2219鋁合金熱變形過程中，動態(tài)再結(jié)晶是其晶粒細(xì)化的主要因素[6]；但目前有關(guān)2219鋁合金動態(tài)再結(jié)晶行為的研究相對匱乏。并且，由于成形窗口狹窄，2219鋁合金在熱變形過程中容易發(fā)生開裂和晶粒粗化而導(dǎo)致組織不均勻。因此，作者對2219鋁合金進(jìn)行熱壓縮試驗，研究了其在熱變形過程中的動態(tài)再結(jié)晶行為，通過對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分析擬合，建立了其特征參數(shù)模型、動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)模型和晶粒尺寸模型，獲得了2219鋁合金的最佳熱加工工藝參數(shù)，擬為控制組織結(jié)構(gòu)、改善材料性能提供依據(jù)。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為T87態(tài)2219鋁合金，化學(xué)成分見表1。將試驗鋁合金按照航空工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)HB 7571-1997加工成尺寸為φ8 mm×12 mm的熱壓縮試樣[7]。

表1 2219鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

在Gleeble-3500型熱模擬機(jī)上，將試樣以10 ℃·s-1的速率加熱至預(yù)先設(shè)定的變形溫度，保溫3 min后，再按照設(shè)定好的應(yīng)變速率均勻壓縮試樣，壓縮變形量均為60%，壓縮完立即水冷。熱變形溫度分別為330，360，390，420，450 ℃，應(yīng)變速率分別為0.01，0.1，1，10 s-1，在不同變形溫度和不同應(yīng)變速率組合下對試樣進(jìn)行單道次熱壓縮。在熱壓縮后的試樣上線切割出金相試樣，通過鑲嵌機(jī)鑲樣、研磨、拋光，用組成為1.0 mL HF+2.0 mL HCl+3.5 mL HNO3+95.0 mL H2O的溶液腐蝕4050 s后，置于HIROX型光學(xué)顯微鏡下觀察顯微組織，采用截線法計算變形溫度在330～390 ℃下的再結(jié)晶晶粒尺寸。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖1可以看出：在不同變形條件下，2219鋁合金的真應(yīng)力均呈現(xiàn)出快速上升再略微下降后趨于平穩(wěn)的變化趨勢；在相同的應(yīng)變速率下，2219鋁合金的真應(yīng)力隨著溫度的升高而降低，這是因為溫度升高增大了材料的熱激活能與晶核長大速率，使得動態(tài)再結(jié)晶能夠充分發(fā)生，進(jìn)而導(dǎo)致軟化機(jī)制作用增強，真應(yīng)力降低[8]；在相同的變形溫度下，2219鋁合金的真應(yīng)力隨著應(yīng)變速率的增加而增大，這是因為高應(yīng)變速率下材料單位壓縮應(yīng)變時間較短，材料內(nèi)部的位錯密度增加，加工硬化也隨之增強，同時時間越短，材料的塑性變形進(jìn)行得越不充分，動態(tài)再結(jié)晶軟化時間越短，最終真應(yīng)力增加[9]。

圖1 不同變形溫度、不同應(yīng)變速率下2219鋁合金的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-true strain curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

2.2 熱變形特征參數(shù)

動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生可以通過材料的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線是否存在峰值來判斷。但是，動態(tài)再結(jié)晶行為一般出現(xiàn)在達(dá)到峰值應(yīng)力之前，通過觀察真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線難以確定發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變。通用工程模型將臨界應(yīng)變定義為0.7倍的峰值應(yīng)變(峰值應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變)[10]，Sellars經(jīng)驗?zāi)Ｐ蛯⑴R界應(yīng)變定義為0.6～0.8倍的峰值應(yīng)變[11]。但是，在一定的變形條件下，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線中的峰并不明顯，無法通過峰值應(yīng)變確定臨界應(yīng)變，而擬合曲線與實際曲線存在一定的偏差，這種偏差會影響到最終臨界應(yīng)變的確定。為此，作者采用P-J法[12]來確定臨界應(yīng)力，從而確定臨界應(yīng)變。根據(jù)P-J法，加工硬化率和真應(yīng)力曲線(θ-σ曲線)上的拐點對應(yīng)的應(yīng)力即為臨界應(yīng)力。將試驗測得的真應(yīng)力對真應(yīng)變求導(dǎo)得到θ，并繪制θ-σ曲線。由圖2可知，θ隨著σ的增大而減小。利用高等數(shù)學(xué)求拐點的思路，對θ-σ曲線求一階導(dǎo)數(shù)并繪制dθ/dσ-σ曲線，如圖3所示，該曲線拐點對應(yīng)的應(yīng)力即為臨界應(yīng)力；再由真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線，確定該臨界應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變，即為臨界應(yīng)變。

圖2 不同變形溫度、不同應(yīng)變速率下2219鋁合金的θ-σ關(guān)系曲線Fig.2 θ-σ curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

由圖3可以看出：在變形溫度不變的前提下，隨著應(yīng)變速率的增大，2219鋁合金發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力增大，即低應(yīng)變速率更有利于動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生；在應(yīng)變速率不變的前提下，隨著變形溫度升高，2219鋁合金發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)力降低，即高變形溫度更有利于動態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生。

圖3 不同變形溫度、不同應(yīng)變速率下2219鋁合金的dθ/dσ-σ關(guān)系曲線Fig.3 dθ/dσ-σ curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

當(dāng)加工硬化率第一次減小為0時，所對應(yīng)的真應(yīng)力即峰值應(yīng)力。因此，對于在某些變形條件下峰不明顯的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線，可根據(jù)其θ-σ曲線確定峰值應(yīng)力，再在真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線上得到該峰值應(yīng)力對應(yīng)的峰值應(yīng)變。在dθ/dσ-σ曲線上，dθ/dσ首次從負(fù)值增大為0時對應(yīng)的應(yīng)力為穩(wěn)態(tài)應(yīng)力，據(jù)此，可以獲得不同變形條件下的穩(wěn)態(tài)應(yīng)力，再通過真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線獲得穩(wěn)態(tài)應(yīng)變。

表2 不同變形條件下2219鋁合金的特征參數(shù)

2.3 熱變形特征參數(shù)模型

在材料熱變形過程中，變形溫度和應(yīng)變速率對最終成品的顯微組織和質(zhì)量有著很大的影響；通過確定合理的特征參數(shù)與變形溫度和應(yīng)變速率的定量關(guān)系，可以為實際生產(chǎn)工藝制定提供一定的參考。Z參數(shù)(Zener-Hollonmon參數(shù))的物理意義是溫度補償?shù)淖冃嗡俾室蜃?，反映的是材料在熱加工過程中的變形難易程度[13]，其表達(dá)式[7]為

(1)

式中：Q為動態(tài)再結(jié)晶熱激活能，J·mol-1；T為熱力學(xué)溫度，K；R為氣體常數(shù)，J·mol·K-1。

特征參數(shù)(峰值應(yīng)力、臨界應(yīng)力、穩(wěn)態(tài)應(yīng)力)與Z參數(shù)的關(guān)系[14]如下：

C=AZB

(2)

式中：C為特征參數(shù)；A，B均為常數(shù)。

式(2)兩邊取對數(shù)，得

lnC=lnA+BlnZ

(3)

利用式(3)對σp，σc或σss與Z進(jìn)行線性擬合，擬合結(jié)果見圖4，擬合關(guān)系式如下：

圖4 2219鋁合金的熱變形特征參數(shù)與Z參數(shù)的關(guān)系Fig.4 Relationship between thermal deformation characteristic parameter and Z parameter of 2219 aluminum alloy:(a) relationship of ln σp-ln Z;(b) relationship of ln σc-ln Z and (c) relationship of ln σss-ln Z

σp=0.103 38Z0.045 29

(4)

σc=0.090 87Z0.045 36

(5)

σss=0.097 12Z0.045 32

(6)

臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變之間存在一定關(guān)系[15]，與之類似，臨界應(yīng)力與峰值應(yīng)力間也遵循一定的關(guān)系，如下所示：

εc=k1εp

(7)

σc=k2σp

(8)

式中：k1，k2為材料常數(shù)。

分別采用式(7)和式(8)對臨界應(yīng)變-峰值應(yīng)變和臨界應(yīng)力-峰值應(yīng)力進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果見圖5，擬合關(guān)系式分別為

圖5 2219鋁合金的εc-εp和σc-σp關(guān)系Fig.5 εc-εp (a) and σc-σp (b) relationship of 2219 aluminum alloy

εc=0.8εp

(9)

σc=0.9σp

(10)

2.4 動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)模型

采用修正的Avrami方程[16]來描述2219鋁合金的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)隨應(yīng)變的變化規(guī)律，該方程表達(dá)式為

(11)

式中：XDRX為動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)；k，n為材料常數(shù);ε為真應(yīng)變。

式(11)兩邊取自然對數(shù)，得

(12)

XDRX可通過真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線求解，表達(dá)式如下：

(13)

由式(13)可以求得相同變形條件下不同σ對應(yīng)的XDRX。將不同σ對應(yīng)的XDRX和ε，以及εp和εc分別代入ln[-ln(1-XDRX)]和ln[(ε-εc)/εp]并進(jìn)行線性回歸，得到lnk和n的值,不同條件下取平均，最終得到n為1.752 4，k為0.127；則建立的2219鋁合金動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)模型為

(14)

由式(14)作出不同熱變形條件下XDRX與ε的關(guān)系曲線，如圖6所示，可見相同變形量下，隨著應(yīng)變速率的增大或變形溫度的升高，XDRX先增大后減小，當(dāng)應(yīng)變速率為0.1 s-1、溫度為360 ℃時XDRX最大。

圖6 2219鋁合金在不同變形條件下的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)與應(yīng)變的關(guān)系曲線Fig.6 Curves of dynamic recrystallization volume fraction vs strain of 2219 aluminum alloy under different deformation conditions

2.5 再結(jié)晶晶粒尺寸模型

由于在變形溫度高于390 ℃下2219鋁合金未發(fā)生完全動態(tài)再結(jié)晶，故不觀察其顯微組織，也不計算其晶粒尺寸。由圖7和表3可以看出：在溫度不高于390 ℃、不同應(yīng)變速率下變形后2219鋁合金的晶粒呈等軸狀，明顯發(fā)生了動態(tài)再結(jié)晶；再結(jié)晶晶粒尺寸隨著變形溫度的升高或應(yīng)變速率的減小而增大。

圖7 不同變形條件下變形后2219鋁合金的顯微組織Fig.7 Microstructure of 2219 aluminum alloy after deformation under different deformation conditions

再結(jié)晶晶粒尺寸模型選擇以變形溫度和應(yīng)變速率這兩個參數(shù)表示，其表達(dá)式[17]為

(15)

式中：DDRX為再結(jié)晶晶粒尺寸；P1，P2為材料常數(shù)。

式(15)兩邊取對數(shù)，得

(16)

圖8 2219鋁合金再結(jié)晶晶粒尺寸與熱變形條件的關(guān)系Fig.8 Relationship between recrystallized grain size and hot deformation condition of 2219 aluminum alloy: (a) relationship of ln and (b) relationship of

表3 不同變形條件下2219鋁合金的再結(jié)晶晶粒尺寸和原始晶粒尺寸

(17)

由圖9可知，實測再結(jié)晶晶粒尺寸與式(17)計算所得再結(jié)晶晶粒尺寸基本分布在y=x直線上，計算值與實測值的線性相關(guān)系數(shù)達(dá)到0.95。這證明建立的再結(jié)晶晶粒尺寸模型具有一定的可靠性。

圖9 2219鋁合金再結(jié)晶晶粒尺寸實測值與計算值對比Fig.9 Comparison of measured value and calculated value ofrecrystallized grain size of 2219 aluminum alloy

3 結(jié) 論

(1) 2219鋁合金在低應(yīng)變速率和高變形溫度下變形時，峰值應(yīng)力較明顯，更易于發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，且動態(tài)再結(jié)晶晶粒粗大。

(2) 基于P-J法確定了臨界特征參數(shù)與峰值特征參數(shù)，建立了以Z參數(shù)表示的熱變形特征參數(shù)模型。

(3) 采用改進(jìn)的Avrami方程建立了2219鋁合金的動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)模型；由動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)模型可知，在一定變形量下隨著應(yīng)變速率的增大或變形溫度的升高，動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)先增大后減小，當(dāng)應(yīng)變速率為0.1 s-1、溫度為360 ℃時，動態(tài)再結(jié)晶程度最高。

(4) 建立了以變形溫度、應(yīng)變速率表示的動態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型，其預(yù)測精度較高，線性相關(guān)系數(shù)達(dá)0.95。