2524鋁合金的蠕變時效行為及本構方程

湛利華，李 杰，黃明輝

（中南大學機電工程學院高性能復雜制造國家重點實驗室，長沙410083）

0 引 言

在新一代大型軍、民用飛機的制造中，整體壁板的數量多、尺寸大、形狀復雜，為此國際上發展了蠕變時效成形技術。在國內，由于缺乏基礎研究，對蠕變時效成形理論及機理的研究還不充分，沒有能精確描述成形過程的分析模型，無法對其成形過程進行精確控制，蠕變時效成形尚未達到工業化應用的要求。但隨著軍、民用航空對大型高性能飛機日益迫切的需求，蠕變時效成形技術將在制造大型復雜整體壁板方面發揮其獨特的優勢。蠕變通常是指在溫度恒定、載荷不變的條件下，試樣的變形隨著時間的延長而緩慢增大的現象，溫度、時間和應力等因素對蠕變性能都有影響［1］。蠕變時效成形利用材料在時效溫度下蠕變而產生應力松弛的特性，對試樣進行彈性加載而獲得初始變形，并通過施加恒定載荷保持試樣變形，及在恒溫中放置一段時間，在此過程中部分彈性應變逐漸轉化為蠕變應變，而且材料內的初始應力水平會隨著時間的延長而降低，從而達到成形的目的，在成形的同時，材料經過人工時效，第二相脫溶析出，改變了材料的微觀結構，從而改善了材料的力學性能，如提高屈服極限、抗拉強度以及金屬抗應力腐蝕能力［2］。因此材料的蠕變特性決定了其蠕變時效成形性能。

2524鋁合金是繼2024 和2124 鋁合金之后開發出來的新型、綜合性能較好的鋁銅鎂系高強高韌合金，是目前斷裂韌性和抗疲勞性能最優異的高強航空合金，并在A340等大型客機上實現了成功應用［3-6］。

在研究合金的蠕變性能時，穩態蠕變速率是衡量其蠕變性能的一個重要參數，該參數與蠕變溫度及外加應力有密切關系［7-9］。因此，對蠕變速率與蠕變溫度及外加應力之間關系的研究就顯得尤為關鍵，可為預測合金的蠕變性能提供重要依據。國內外對2024和2124鋁合金的蠕變時效成形已有一些研究，但對2524鋁合金的蠕變時效成形，特別是蠕變時效條件對穩態蠕變速率影響的研究鮮見報道。為此，作者課題組通過單向拉伸蠕變時效成形試驗，研究了不同時效溫度和試驗應力對2524鋁合金穩態蠕變速率的影響，并構建了它們之間的本構關系。

1 試樣制備與試驗方法

試驗用2524鋁合金為某公司提供的熱軋板材，其厚度為3.5 mm，化學成分（質量分數／%）為4.26Cu，1.36Mg，0.57Mn，0.037Fe，0.024Zn，0.01Ti，0.002Cr，0.089Si，0.001Zr，0.001Ni，余Al。在電阻加熱爐內進行固溶處理，固溶溫度為498 ℃，用電位差計控制爐溫，溫度誤差控制在±3 ℃內，保溫時間為52min；固溶結束后立即進行室溫水淬，淬火轉移時間控制在10s以內；固溶處理后立即在RWS50型電子蠕變試驗機上進行蠕變試驗，試驗嚴格遵守GB／T 2039—1997［10］《金屬拉伸蠕變及持久試驗方法》，溫度由裝夾在試樣上的三個熱電偶測得，蠕變時效溫度分別為453，463，473K，蠕變時效時間為0～16h，蠕變試驗應力分別為140，180，190，210MPa；蠕變試驗結束后，將試樣平放并空冷至室溫。

2 試驗結果與討論

2.1 蠕變時效行為

由圖1可以看出，蠕變曲線的形狀隨試驗應力的大小和溫度的高低而變化。在恒溫下改變試驗應力，或者在恒應力下改變試驗溫度，蠕變曲線都將發生變化，當減小試驗應力或者降低溫度時，蠕變第二階段延長，甚至不出現第三階段；反之，第二階段縮小，甚至消失，試樣經過減速蠕變后很快進入蠕變的第三階段而斷裂。對很多合金材料而言，如果應力低于某一水平，沒有蠕變現象產生，對應的應力稱為蠕變門檻應力［11］。

在圖1（a）中，隨著試驗應力由140 MPa增加到210 MPa，蠕變曲線由第一階段進入第二階段的時間由1h延遲到2h；對比圖1（a～c）中試驗應力同為210 MPa的三條曲線，蠕變曲線由第一階段進入第二階段的時間由453K 時的2h延遲到473K 時的2.5h，并且當時效溫度為473K 時，試驗應力為210 MPa的曲線在16h內便已經開始進入第三階段，即蠕變加速階段，因此其蠕變第二階段也明顯縮短。

圖1 2524鋁合金在不同時效溫度和試驗應力下的蠕變曲線Fig.1 Creep ageing curves of 2524alumimum alloy at different ageing temperatures and tested stresses

對圖1中穩態蠕變階段的蠕變曲線進行線性擬合，得到了不同蠕變條件下的穩態蠕變速率˙ε，如圖2所示。可以看出，2524鋁合金的穩態蠕變速率隨著試驗應力的增大和溫度的升高而變大。如，時效溫度為453 K 時，試驗應力由140 MPa 增加到210 MPa后，材料的穩態蠕變速率由6.48×10-7s-1升高到4.33×10-6s-1；試驗應力為180 MPa時，時效溫度由453K 升高到473K 后，穩態蠕變速率由2.11×10-6s-1升高到1.03×10-5s-1。

圖2 2524鋁合金不同時效溫度和試驗應力下的穩態蠕變速率Fig.2 Steady creep strain rates of 2524aluminum alloy under different ageing temperatures and tested stresses

2.2 本構方程的建立

由試驗測得的蠕變曲線可知，圖中的試驗數據主要集中在蠕變的第二階段，即穩態蠕變階段，這也與實際工程中的應用一致（實際應用中，穩態蠕變階段占其蠕變壽命的85%左右），合金的蠕變性能一般可以用穩態蠕變速率來表示。而由圖2 可以發現，穩態蠕變速率和試驗應力及時效溫度之間有著緊密的關系，其關系可由包括表觀激活能、試驗應力、時效溫度及材料常數的雙曲正弦模型式（1）來表示［12］。

應力函數F（σ）在不同應力水平下的表達形式如下式（2～4）所示。

在低應力下：

在高應力水平下：

對于所有應力：

對于一定溫度下的塑性變形，在低應力和高應力水平下，將式（2）和（3）分別代入式（1），可得到：

式中：A1和A2為常數。

對式（5），（6）分別取對數，得：

式中：n1和β分別為和曲線的斜率。

利用式（7），（8），并結合圖2，通過線性回歸可得到不同溫度下和的關系曲線，如圖3所示。取圖3（a）中3條直線斜率的平均值，得n1＝4.21，同時取圖3（b）中直線斜率并求其平均值，得β＝0.024 9。此時對應α1＝β／n1＝0.005 93。對所有試驗應力狀態下，將式（4）代入式（1）可得：

對式（9）兩邊取對數，可得：

并令

將式（11）代入式（10）得：

由式（10）可得：

圖3 不同時效溫度下試驗應力σ 與穩態蠕變速率˙ε之間的的關系Fig.3 Relationships between tested stress and steady creep strain rate at different ageing temperatures

由式（10）可知，在一定時效溫度下，對于所有應力條件下的應力指數，n為曲線ln［sinh（ασ）］的斜率。由式（13）可知，當Q 與T 無關時，與1／T呈線性關系，其斜率用K 表示。取試驗應力和對應的溫度，采用最小二乘法線性回歸處理，繪制出當α1＝0.005 93 MPa-1時 的和曲線，分別如圖4和5所示。對圖4中各直線斜率求平均值得應力指數n＝3.24，對圖5中各直線的斜率求平均值得K＝-171 31。將所計算的數值代入式（13），求得表觀激活能為142.43kJ·mol-1。合金應力指數的變化與蠕變溫度有關，蠕變激活能的變化與試驗應力有關。已有的研究結果［13-15］表明，當n＝3時，位錯滑移是蠕變的主要控制機制，且試驗求得的蠕變表觀激活能與純鋁的自擴散激活能（143.4kJ·mol-1）接近。綜合實際得出的2524鋁合金的應力指數和蠕變激活能知，2524鋁合金的蠕變機制為位錯滑移控制機制。

圖4 試驗應力、時效溫度與穩態蠕變速率˙ε的關系Fig.4 Creep strain rate vs tested stress and temperature

2.3 計算值和實際值的誤差

圖5 Z 和ln˙ε之間的關系Fig.5 Relationship between z and ln˙ε

為了驗證2524鋁合金穩態蠕變速率本構方程的正確性，將各時效溫度、試驗應力以及與之相對應的表觀激活能代入式（14）中，然后將計算值與試驗值進行比較，得到其相對誤差，如表1所列。

表1 穩態蠕變速率計算值與試驗值的比較Tab.1 Comparisons of calculated and experimental results of steady creep strain rate

由表1可以看出，由穩態蠕變速率本構方程式（14）得出的計算值與試驗值相差不大，除了試驗溫度為473K、試驗應力為140 MPa時的相對誤差為18.34%外，其它試驗條件下的相對誤差均在10%左右或以內。對各條件下的相對誤差求平均值可知，平均相對誤差為6.9%。因此，用含雙曲正弦函數的模型計算得到的本構方程可以用來描述2524鋁合金的蠕變時效行為，可以為其蠕變時效成形工藝的制定提供依據。

3 結 論

（1）隨試驗應力和時效溫度的升高，2524鋁合金的蠕變速率增大，蠕變曲線在第二階段持續的時間縮短；當時效溫度為473K、試驗應力為210 MPa時，蠕變曲線在16h內便已經開始進入第三階段，即蠕變加速階段。

（2）得到了2524鋁合金蠕變時效時穩態蠕變速率與試驗應力之間的本構方程，即＝2.3×1010［sinh（0.005 93σ）］3.24exp［-142 430／（RT）］；其蠕變機制為位錯滑移控制機制。

（3）穩態蠕變速率計算值與試驗值的最大相對誤差為18.34%，平均相對誤差為6.9%。

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