郭廣思，王 亮，杜曉明，李 寧

(沈陽(yáng)理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110159)

7075鋁合金具有良好的抗應(yīng)力腐蝕性能，其剛度和強(qiáng)度高、不易斷裂、疲勞極限高，廣泛應(yīng)用于交通、兵器、航天等領(lǐng)域[1-3]。然而7075鋁合金存在韌性差、凝固溫度區(qū)間大、偏析嚴(yán)重、熱裂傾向大、力學(xué)性能在高溫下明顯降低等問題[4]，限制了其進(jìn)一步發(fā)展和應(yīng)用。

石墨烯具有優(yōu)良的力學(xué)及其他物理性能，其獨(dú)特的二維結(jié)構(gòu)及納米級(jí)尺寸使其可以作為理想的增強(qiáng)體強(qiáng)化7075鋁合金，相較于傳統(tǒng)的增強(qiáng)體材料，納米級(jí)石墨烯電子遷移率高[5]、熱膨脹系數(shù)低、導(dǎo)熱導(dǎo)電性好。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的制備技術(shù)、增強(qiáng)機(jī)理、力學(xué)性能及導(dǎo)熱性能等進(jìn)行了大量研究。燕紹九等[6]以石墨烯為增強(qiáng)相、鋁合金粉末(鎂、銅含量分別為1.5%和3.9%)為基體，制備了石墨烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.3%的鋁基復(fù)合材料，測(cè)試結(jié)果表明材料抗拉強(qiáng)度提高了25%、屈服強(qiáng)度提高了58%、斷裂伸長(zhǎng)率提高了7%。Wang等[7]以0.3%的石墨烯作為增強(qiáng)相，以球形鋁粉(直徑約10 μm，純度99%)經(jīng)球磨轉(zhuǎn)化的2 μm厚鋁片為基體，制備了鋁基復(fù)合材料，其抗拉強(qiáng)度提高了62%。Yan等[8]以0.5%的片狀石墨烯增強(qiáng)鋁合金微粒，制備了鋁基復(fù)合材料，其屈服強(qiáng)度提高了22.4%。

由于石墨烯的加入，復(fù)合材料在加工過程中易造成缺陷，形成孔洞、雜質(zhì)等，這些部位會(huì)成為斷裂時(shí)裂紋的潛在起點(diǎn)，其可加工性能變差[9]。目前對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的高溫變形行為研究較少[10]，為優(yōu)化變形加工參數(shù)，改善其熱加工性能，本文對(duì)石墨烯增強(qiáng)7075鋁基復(fù)合材料進(jìn)行熱壓縮變形實(shí)驗(yàn)，研究應(yīng)變速率和變形溫度對(duì)材料熱壓縮流變應(yīng)力的影響，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立各參數(shù)之間的雙曲正弦型本構(gòu)方程。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)材料為鍍銅石墨烯增強(qiáng)7075鋁基復(fù)合材料，采用真空熱壓燒結(jié)技術(shù)制備而成，石墨烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.5%。復(fù)合材料的制備及熱處理細(xì)節(jié)詳見文獻(xiàn)[11]。采用線切割將復(fù)合材料樣品切割成φ8 mm×12 mm的圓柱，作為熱壓縮試樣備用。

1.2 熱壓縮實(shí)驗(yàn)

熱壓縮實(shí)驗(yàn)設(shè)備為MMS-100熱模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)(東北大學(xué)RAL國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室研發(fā)生產(chǎn))。實(shí)驗(yàn)樣品以10℃/s的升溫速率加熱至設(shè)定溫度，并保溫3 min，確保樣品受熱均勻。壓縮過程為等溫單道次壓縮，試樣壓縮量為總長(zhǎng)度的60%，壓縮完成后淬火處理。熱壓縮實(shí)驗(yàn)中試樣溫度T分別取為300℃、350℃、400℃、450℃，應(yīng)變速率?ε分別為0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1。由MMS-100熱模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)自動(dòng)采集實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，包括壓力、溫度、位移、真應(yīng)變、真應(yīng)力、時(shí)間等，并繪制真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。

2 結(jié)果與討論

2.1 熱壓縮變形真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

溫度分別為300℃、350℃、400℃、450℃時(shí)，石墨烯增強(qiáng)7075鋁基復(fù)合材料在不同應(yīng)變速率?ε下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖1所示。

由圖1可見，變形溫度、應(yīng)變速率及應(yīng)變是影響流變應(yīng)力的主要因素。在同一應(yīng)變速率下，變形溫度升高，流變應(yīng)力降低；在同一變形溫度下，應(yīng)變速率增大，流變應(yīng)力增加。在熱壓縮變形初期，應(yīng)力隨應(yīng)變的增加迅速增大，達(dá)到上屈服極限，此時(shí)為加工硬化階段，試樣發(fā)生彈性變形；隨著應(yīng)變量繼續(xù)增加，晶粒中位錯(cuò)開動(dòng)，應(yīng)力迅速降低；隨后在相當(dāng)大的應(yīng)變范圍內(nèi)，材料內(nèi)部同時(shí)發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)與加工應(yīng)變硬化作用，動(dòng)態(tài)回復(fù)使鋁合金軟化，應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降，加工硬化使鋁合金硬化，應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升，二者交互作用使曲線出現(xiàn)鋸齒狀波動(dòng)；某些溫度和應(yīng)變速率(如溫度300℃、應(yīng)變速率0.001 s-1)條件下加工硬化與動(dòng)態(tài)回復(fù)作用接近平衡，加工硬化率趨于零，曲線出現(xiàn)水平階段，即應(yīng)力不隨應(yīng)變而變化的穩(wěn)定狀態(tài)[12]。

圖1 不同變形條件下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

2.2 熱壓縮變形本構(gòu)方程

為闡明石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料在熱壓縮下各影響因素之間的關(guān)系，構(gòu)建流變應(yīng)力σ與熱變形參數(shù)(和T)之間的本構(gòu)關(guān)系。

流變應(yīng)力σ、應(yīng)變速率和變形溫度T在不同的應(yīng)力水平下分別滿足不同的關(guān)系式，廣泛使用的是Arrhenius型本構(gòu)方程，其包括冪函數(shù)、指數(shù)及雙曲正弦三種形式[13]，具體如下。

適于低應(yīng)力水平(ασ＜0.8)的冪函數(shù)形式為

適于高應(yīng)力水平(ασ＞1.2)的指數(shù)形式為

適于全部應(yīng)力范圍的雙曲正弦形式為

式中:Q為變形激活能；R為氣體常數(shù)；α、β、A、A1、A2、n、n1為材料參數(shù)，與溫度無(wú)關(guān)。式(1)~(3)之間具有一定的關(guān)聯(lián)性，材料參數(shù)α、β與n1之間滿足如下關(guān)系。

以圖1中應(yīng)變?yōu)?.1時(shí)對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為例，確定式(1)~(3)中的未知參數(shù)。圖1中應(yīng)變?yōu)?.1時(shí)不同溫度和不同應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的應(yīng)力如表1所示。

表1 應(yīng)變?yōu)?.1時(shí)不同條件下材料的應(yīng)力MPa

將式(1)和式(2)兩邊分別取自然對(duì)數(shù)得

將表1中400℃、450℃下應(yīng)力(視為低應(yīng)力水平)及與其相對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率代入式(5)，300℃、350℃下應(yīng)力(視為高應(yīng)力水平)及與其相對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率帶入式(6)，分別作ln-lnσ和ln-σ散點(diǎn)圖，并對(duì)散點(diǎn)圖進(jìn)行線性擬合，結(jié)果如圖2和圖3所示。

由式(5)和式(6)可知，圖2和圖3中l(wèi)n-lnσ、ln-σ擬合直線的斜率分別為n1和β。取圖2和圖3中不同溫度下直線斜率的平均值，得到n1和β的值分別為9.396和0.109 MPa-1，進(jìn)一步由式(4)計(jì)算得到α＝0.0116 MPa-1。

圖2 不同溫度下ln-lnσ的線性擬合

圖3 不同溫度下ln?ε-σ的線性擬合

對(duì)式(3)兩邊分別取自然對(duì)數(shù)得

將已得到的α值及表1中不同溫度下應(yīng)力與對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率代入式(7)，作ln?ε-ln[sinh(ασ)]散點(diǎn)圖，并進(jìn)行線性擬合，結(jié)果如圖4所示。

圖4 不同溫度下ln?ε-ln[sinh(ασ)]的線性擬合

圖4中直線的斜率即為應(yīng)力指數(shù)n，取圖4中不同溫度下直線斜率的平均值，得到n＝7.721。

在應(yīng)變速率一定的情況下，將式(7)兩邊對(duì)(1/T)求偏導(dǎo)可得

作不同應(yīng)變速率下的ln[sinh(ασ)]-1/T散點(diǎn)圖，并進(jìn)行線性擬合，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可以看出，ln[sinh(ασ)]-1/T較好地滿足線性關(guān)系，即石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料在300~450℃變形時(shí)的流變應(yīng)力方程較好地符合雙曲正弦函數(shù)形式。由式(8)知，圖5中擬合直線的斜率即為Q/(Rn)，取圖中不同應(yīng)變速率下直線斜率的平均值得Q/(Rn)＝2.602，將n值代入，求得Q＝167.029 kJ/mol。

圖5 不同應(yīng)變速率下ln[sinh(ασ)]-1/T的線性擬合

由式(7)可知，圖4中擬合直線的截距為[lnA-Q/(RT)]，根據(jù)截距數(shù)值，將Q值代入，計(jì)算得到各溫度下的A值，取平均值得到A＝2.331×1012s-1。

將上述得到的所有參數(shù)代入式(3)，即可得到應(yīng)變?yōu)?.1時(shí)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的Arrhenius型雙曲正弦函數(shù)本構(gòu)方程。

上述本構(gòu)方程的相關(guān)運(yùn)算是在應(yīng)變量一定的前提下，考慮溫度和應(yīng)變速率對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料流變應(yīng)力的影響。為獲得更加精確的本構(gòu)方程表達(dá)式，進(jìn)一步考慮應(yīng)變對(duì)流變應(yīng)力的影響。按照上述在真應(yīng)變?yōu)?.1時(shí)確定雙曲正弦本構(gòu)方程中參數(shù)α、n、Q、A的過程，依次確定真應(yīng)變?chǔ)欧謩e為0.2、0.3、0.4、0.5、0.6時(shí)的材料參數(shù)，結(jié)果如表2所示。

表2 不同應(yīng)變下本構(gòu)方程中α、n、Q、A的值

按照表2數(shù)據(jù)，對(duì)α、n、Q、A和ε之間的關(guān)系進(jìn)行非線性擬合。根據(jù)散點(diǎn)圖分布規(guī)律，α-ε采用二次函數(shù)模型、n-ε與A-ε采用一次函數(shù)模型、Q-ε采用三角函數(shù)模型，擬合結(jié)果如圖6所示。

圖6中各擬合關(guān)系式分別為

圖6 變形激活能及各材料參數(shù)與真應(yīng)變的數(shù)據(jù)擬合

由圖6可見，各參數(shù)擬合效果良好。擬合度均達(dá)到98%以上。

將式(9)~(12)代入式(3)即可得到由溫度、應(yīng)變速率和應(yīng)變等變形參數(shù)表達(dá)的石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料高溫?zé)嶙冃伪緲?gòu)方程。

取三組不同溫度和不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)上述本構(gòu)方程進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖7所示。

圖7 熱變形本構(gòu)方程預(yù)測(cè)流變應(yīng)力與實(shí)測(cè)流變應(yīng)力比較

由圖7可見，采用本文所確定的本構(gòu)方程計(jì)算不同條件下的應(yīng)力，預(yù)測(cè)數(shù)值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，最大誤差為4.8%。在本文給定的變形條件(應(yīng)變速率0.001~1 s-1，溫度300~450℃)下，本構(gòu)方程擬合精度較高。

3 結(jié)論

(1)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的流變應(yīng)力隨應(yīng)變的增加先迅速增大，當(dāng)達(dá)到峰值應(yīng)力后略有下降，并出現(xiàn)鋸齒狀波動(dòng)，部分曲線出現(xiàn)穩(wěn)態(tài)流變特征。

(2)在溫度為300~450℃、應(yīng)變速率為0.001~1 s-1的條件下，確定了以溫度、應(yīng)變速率和應(yīng)變等變形參數(shù)表達(dá)的石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料雙曲正弦本構(gòu)方程，經(jīng)該本構(gòu)方程計(jì)算的流變應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)值誤差小于4.8%。本文確定的本構(gòu)方程能夠很好地描述石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的熱變形行為。