噴射成形7055鋁合金熱變形行為模擬

祝令狀,　李忠華,　張　楨,　周小軍

(1.江蘇大學 材料科學與工程學院， 江蘇 鎮江 212000； 2.江蘇豪然噴射成形合金有限公司， 江蘇 鎮江 212009)

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噴射成形7055鋁合金熱變形行為模擬

祝令狀1,李忠華1,張楨2,周小軍2

(1.江蘇大學 材料科學與工程學院， 江蘇 鎮江 212000； 2.江蘇豪然噴射成形合金有限公司， 江蘇 鎮江 212009)

為研究噴射成形7055鋁合金的熱變形行為，在應變速率為0.001～5 s-1、變形溫度為300～450 ℃、工程應變量為50 %條件下，在Gleeble-3500熱-力模擬試驗機上進行熱壓縮實驗。結果表明：噴射成形7055鋁合金的流變應力隨應變速率的增大而增大，隨變形溫度升高而減小。在應變速率為5s-1時由變形熱引起的溫升達25 ℃，經修正流變應力比實測值增高20 MPa。采用包含Z參數的Arrhenius雙曲線正弦本構方程可準確描述噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應力行為，變形激活能為146.91 kJ·mol-1。所建本構方程的平均相對誤差(Er)為2.89%，說明可準確預測噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應力。

噴射成形；7055鋁合金；熱變形；溫升；本構方程

Al-Zn-Mg-Cu鋁合金因具有高強度、高硬度、高韌性及耐蝕性等優良特性而被廣泛應用于航空航天裝備的結構件。其中，7055鋁合金同時具有高強度、強韌性和抗應力腐蝕開裂性能而成功應用于波音777客機，是目前實際應用強度最高的鋁合金[1-4]。由于其合金元素含量高，采用傳統鑄造工藝會由于冷速較慢而出現晶粒粗大、宏觀偏析、加工性能降低等不利現象[5]。噴射成形技術是基于快速凝固技術而發展的一種材料成形先進工藝，其基本原理為熔融合金在惰性氣氛中經高壓氣體噴射霧化并沿噴嘴軸線方向高速飛行，在霧化小液滴還未完全固化之前沉積到接收器上，經撞擊、粘連、凝固而最終形成沉積坯料。由于冷速快，合金元素遷移被局限在晶粒范圍內，而不會產生鑄造工藝下的宏觀偏析，且可抑制晶粒粗化，大幅提高材料性能[6-7]。

材料在熱變形過程中會受到加工硬化、動態回復與動態再結晶軟化等多種機制共同作用，宏觀上表現為流變應力在不同應變速率、變形溫度下隨應變量的增加而變化[8]。金屬熱加工過程中的流變應力是制定成形工藝、設備選擇及微觀結構控制的基本參數。近年來由于計算機技術的快速發展，有限元數值模擬在材料加工成形過程得以廣泛應用，準確的本構關系是得到理想數值模型的根本[9-10]。國內外對噴射成形7系鋁合金的熱變形行為已做了大量研究，Jia等[11]建立了Al-10.21Zn-2.76Mg-1.45Cu-0.16Zr合金的本構方程，Zhao等[12]通過數值建模與實驗證實Al-12.82Zn-3.20 Mg-1.28Cu-0.17Mn-0.17Cr合金具有良好的熱加工性能，Schreiber等[13-15]分別研究了不同牌號的噴射成形Al-Zn-Mg-Cu鋁合金擠壓與熱處理的組織與力學性能。但目前就噴射成形7055鋁合金的熱變形行為研究還鮮有報道。

本研究對工業生產的噴射成形7055鋁合金進行等溫壓縮實驗，研究了不同條件下噴射成形7055鋁合金的熱變形流變行為，以期為制定與優化熱加工工藝提供理論依據，為數值模擬提供數據支持。

1　實驗材料及方法

實驗材料取自江蘇豪然噴射成形合金有限公司生產的噴射成形7055鋁合金φ500 mm錠坯，材料名義成分見表1，原始組織見圖1(a)?？梢钥闯?，噴射成形7055鋁合金晶粒為粒徑在30～50μm的細小等軸晶，內部均勻分布著細小第二相。個別晶界處存在較大的第二相。EDS分析顯示，晶內第二相主要合金元素為Zn，Mg和少量Cu，晶界處第二相富含Fe和Cu。同時，噴射態微觀組織含少量孔隙。坯料經擠壓致密化處理，組織如圖1(b)所示，不再存有孔隙，且晶粒被拉長，第二相沿擠壓方向帶狀分布。

將試樣加工為φ10mm×14mm的小圓柱，在Gleeble-3500熱模擬機上進行熱壓縮實驗。變形溫度分別為300 ℃,340 ℃,380 ℃,420 ℃,450 ℃，應變速率分別為0.001 s-1，0.01 s-1，0.1，1 s-1，5 s-1，工程應變量為50%。壓縮前以10 ℃/s的加熱速率加熱到變形溫度，保溫3min，壓縮后立即進行噴氣冷卻。所得數據導入Origin進行處理。為消除壓縮過程摩擦，試樣端面與砧頭之間加石墨片，并涂抹適量鎳基石墨高溫潤滑油。

表1　噴射成形7055鋁合金成分(質量分數/%)Table 1　composition of spray formed 7055 Al alloy(mass fraction/%)

圖1　實驗用7055鋁合金SEM組織圖(a)噴射態；(b)擠壓態Fig.1　SEM photomicrographs of 7055 Al alloy for test(a) as-sprayed; (b)as-extruded

2　結果與討論

2.1真應力-真應變曲線

圖2為噴射成形7055鋁合金在經不同條件下壓縮實驗所得出的真應力-真應變曲線。從圖2可見，整體范圍內，真應力隨應變的增加而迅速增大，超過一定應變量后，真應力基本保持在一定數值，即呈現出穩態流變特征，為典型的動態回復型曲線[16]。應變速率為5s-1下，真應力超過峰值后有明顯減小趨勢。在應變速率一定時隨著變形溫度的降低與變形溫度一定時隨著應變速率的升高兩種情況下，流變應力均出現明顯增大，并且達到峰值應力時的臨界應變量隨之增加。應變速率在0.1～0.001 s-1、變形溫度在420～450 ℃變形條件下，部分真應力-真應變曲線中流變應力在達到峰值后呈現出略微降低的趨勢。

2.2熱變形過程的溫升修正

當應變速率為5 s-1時，如圖2e所示，真應力-真應變曲線達到峰值應力后有明顯下降趨勢。文獻[17]指出這可能與試樣在壓縮過程中溫升有關。材料在熱變形過程中，將有90 %～95 %的機械功以熱的形式保留在試樣中。在較高的變形速率下，由于變形時間短，試樣熱量來不及與環境充分交換，熱模擬機不能及時響應溫升，導致等溫壓縮過程中試樣溫度高于預設值。如圖3所示，在低應變速率下，壓縮過程溫度基本保持等溫，但當應變速率為1 s-1時，溫度有明顯升高，應變速率為5s-1時，最高溫升近25K。并且可以看出溫升程度大致隨變形溫度的升高而減小，這是因為溫度較高時與環境溫度有較大溫差，熱交換驅動力相對較大。為獲得準確流變應力，需對較高應變速率下的真應力-真應變曲線進行溫升修正。

Zener和Hollomon[18]通過大量典型鋼種的熱變形實驗于1944年提出溫度補償型應變速率因子，即Z參數，如式(1)所示。Jonas等[19]將不同變形條件下的流變應力函數F(σ)描述為式(2)～(4)。

(1)

α=β/n1

(5)

式中：Z為Z參數，Q為熱變形激活能(J·mol-1)，R為氣體常數(8.314 J·mol-1·K-1)，n1，n，α，β，A1，A2，A3為材料常數。

對應不同應力水平，分別將式(1)帶入式(2)，(3)，(4)，并兩邊取對數得：

(6)

圖2　不同應變速率下的真應力-真應變曲線Fig.

圖3　不同變形條件下實測溫升值Fig.3　Temperature rising measured at different deform conditions(a)T=380 ℃；=1 s-1；=5 s-1

(7)

(8)

由于材料常數獨立于熱變形條件，Li等[17]在研究AZ31B鎂合金熱變形過程時，提出由于變形熱而引起的溫升可通過外推法進行修正。在高應變速率下對式(7)，擬合檢測溫度下的σ-(1/T)關系圖，外推到預設溫度，即可得到預設溫度下真實的流變應力。由于絕對溫度較大，本研究每隔0.02的應變量對σ-(103/T)進行線性擬合，圖4所示為應變在0.22時流變應力與溫度的線性擬合效果。當應變速率分別為1s-1和5s-1時，經溫升修正后的流變應力與未修正的對比如圖5所示?？梢钥闯?，在低應變速率與高變形溫度下，兩者誤差不顯著，但隨著應變速率的提高與變形溫度的降低，溫升引起的流變應力影響逐步顯著，當應變速率為5s-1、變形溫度為300 ℃時，最大溫升達25 ℃，穩態流變誤差達20MPa,相對誤差為12.94%。應變速率為5s-1時的真應力-真應變曲線經修正后不再有下降趨勢，為明顯的動態回復型曲線。

圖4　應變為0.22時流變應力與溫度的線性擬合Fig.

圖5　經溫升修正與原始真應力-真應變對比Fig.5　Comparison between the corrected and original true stress-true strain curves(a) =1s-1; (b) =5s-1

2.3流變應力本構方程的建立

將上節式(1)與式(4)合并，可得雙曲線正弦形式的Arrhenius 本構方程(9)。根據雙曲線正弦函數定義式(10)，帶入式(1)，可得用以描述流變應力的包含Z參數的雙曲線正弦型Arrhenius 本構方程(11)。

(9)

(10)

(11)

圖6　應變速率與峰值應力的線性擬合Fig.6　Linear fitting of strain rates to peak -lnσ；

(12)

結合式(1)與式(8)得：

lnZ=lnA+nln[sinh(ασ)]

(13)

圖7　應變速率與峰值應力的線性擬合Fig.

圖8　峰值應力與變形溫度的線性擬合Fig.

作lnZ與ln[sinh(ασ)]的關系圖，并進行線性擬合，如圖9所示。由圖9可得應力指數n=5.4716,lnA=24.6142。同時從圖9可以看出，lnZ與ln[sinh(ασ)]的線性相關性達0.997，說明噴射成形7055鋁合金的熱變形受熱激活控制，且包含Z參數的雙曲線正弦型Arrhenius 本構方程可用以描述其流變應力行為，具體表達式為：

(14)

其中：

(15)

為驗證所建立噴射成形7055鋁合金峰值應力本構方程的準確性，引入平均相對誤差(Er)，如式(16)所示。

(16)

式中：k為數據個數，σexp為實際應力，σpre為預測應力。

圖9　lnZ與峰值應力的線性擬合Fig.9　Linear fitting of lnZ to ln[sinh(ασ)]

實驗所得最大誤差值為7.8MPa，平均相對誤差僅為2.89%。如圖10所示為預測應力與實際應力之間關系，其相關系數達0.997以上。由此可證明，所建立的本構方程可準確預測噴射成形7055鋁合金的高溫變形流變應力，并且可用于對本材料熱加工的數值模擬。

圖10　預測應力與實際應力對比Fig.10　comparison between calculated and experimental stress

2.4討論

材料熱變形過程中，一方面位錯迅速增殖，并相互纏結阻礙自身的運動，致使加工硬化；另一方面，位錯在外力作用下發生滑移與攀移，進而湮滅或者重排，致使動態軟化。加工硬化與動態軟化同時進行構成噴射成形7055鋁合金熱變形模式。位錯的大量增殖與纏結在熱力學上是不穩定狀態，這種不穩定狀態在熱變形過程中成為動態回復與動態再結晶的驅動力。在高變形溫度與低應變速率下，一方面原子熱運動劇烈，結合力下降，滑移更易啟動，為動態回復與動態再結晶提供了熱激活條件；另一方面在相同應變量下，位錯增殖相對緩慢，且有更充足的時間運動重組，動態軟化作用進行充分，因此流變應力較小，并且在很小的應變下就達到穩態流變[21-22]。反之，在低變形溫度與高應變速率下，如當變形溫度300 ℃、應變速率為5s-1時，發生動態軟化的熱激活條件難以滿足，且位錯增殖迅速，在此條件下應變量約為0.3時才達到峰值應力，流變應力達160MPa。這表明噴射成形7055鋁合金是正溫度敏感與正應變速率敏感材料。

較高應變速率下的變形過程出現不同程度的溫度升高，最高溫升值近25K，受此影響，真應力-真應變曲線不能準確反應材料的熱變形行為。經溫升修正后，求得噴射成形7055鋁合金的熱變形激活能為146.91kJ·mol-1，略高于鑄造工藝成形合金的137.6kJ·mol-1[23]，說明前者的熱變形要比后者難以啟動。這是由于噴射成形較之鑄造工藝，在微觀組織上，如圖1所示，大量均勻分布的第二相對于位錯的釘扎效應使得位錯運動的開啟比在鑄態合金中需要更高的能量。另外，由霍爾-佩奇效應可知，沒有明顯枝晶偏析的細小晶粒結構使得材料變形過程

中晶粒協同更為困難，晶界處空位陷阱相對較少，在熱加工中晶界軟化效應要低于鑄造成形工藝，變形激活能相對較高。

采用包含Z參數的雙曲線正弦Arrhenius 本構方程可以準確描述其熱變形行為，也說明了噴射成形7055鋁合金的熱變形是受熱激活控制的。因此可用之調節工藝參數以控制變形組織，也可參考其進行熱加工過程的數值模擬，為進一步優化工藝參數提供數據支持。

3　結論

(1)噴射成形7055鋁合金屬于正溫度敏感與正應變速率敏感材料，熱壓縮流變應力呈現出穩態的動態回復型曲線，隨變形溫度的降低與應變速率的提高，峰值應力增大。

(2)高應變速率的熱變形過程的熱效應會引起噴射成形7055鋁合金的流變應力下降。應變速率為5s-1時，溫升值近25K，誤差達12.94%。修正后，流變應力比實測值增加約20MPa。

(3)建立了包含Z參數的雙曲線正弦Arrhenius 本構方程用以描述噴射成形7055鋁合金熱變形行為，其表達式為：

經檢驗，所建立方程最大計算誤差為7.8MPa，平均相對誤差為2.89%。證明可準確預測噴射成形7055鋁合金的熱變形流變應力。

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Hot Deformation Simulation of Spray Formed 7055 Aluminum Alloy

ZHU Lingzhuang1，LI Zhonghua1，ZHANG Zhen2，ZHOU Xiaojun2

(1.School of Materials Science and Engineering，Jiang Su University， Zhenjiang 212000， Jiangsu China； 2.Jiangsu Haoran Spray Forming Alloys Co., Ltd.， Zhenjiang 212009， Jiangsu China)

The hot deformation behavior of spray formed 7055 aluminum alloy was investigated in this paper. Hot compression deformation was performed on Gleeble-3500 thermal-mechanical simulator at strain rate of 0.001-5s-1and deformation temperature of 573-723K. The result shows that the flow stress of spray formed 7055 aluminum alloy is increased with the increasing of strain rates, while decreased with the increasing of the deforming temperature. The maximum temperature rising induced by deformation heat is 25K during the test at strain rate of 5s-1, and the corrected flow stress is 20MPa higher than measured value. A flow stress constitutive equation is constituted based on Arrhenius hyperbolic sine function containing theZparameter, and the hot deformation activation energy is 146.91kJ·mol-1. The average absolute relative error (Er) is introduced to evaluate the performance of the developed constitutive equation. The value ofEris 2.89% , which proves the developed constitutive equation can accurately predict the flow stress of the spray formed 7055 aluminum alloy.

spray forming；7055 aluminum alloy；hot deformation；temperature rising；constitutive equation

2015-08-28；

2015-11-09

李忠華(1964—)，男，副教授，主要從事冶金工程研究，(E-mail)13952813496@139.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.1.004

TG146.2+1

A

1005-5053(2016)01-0018-08