時效及預拉伸變形對噴射成形2195鋁鋰合金性能和組織的影響

高新宇

（東北輕合金有限責任公司，哈爾濱150060）

0 前言

隨著國產大飛機的設計完成，鋁鋰合金在航空航天中的應用比例將被大幅提升。由于鋰的活潑因素，在鋁鋰合金鑄造過程中通常需要氣體保護等措施，因此，其熔鑄裝置需要特殊設計[1-5]。噴射成形技術就是將鑄造過程中的氣體保護裝置集中到噴射過程中，這也是噴射成形技術本身所必須的裝置，因此，該技術更有利于消除鋁鋰合金鑄造過程中出現的問題[6，7]。國外Singer 等人在1994 年就采用噴射成形技術制備了UL40 鋁鋰合金，其Li 含量達到4%。迄今為止，國內采用噴射成形技術的研究尚未見報道[9]。

本研究采用噴射成形技術制備第三代鋁鋰合金2915 合金鑄錠，將其加工變形后，研究其成品熱處理工藝和預拉伸變形工藝對噴射成形錠坯制備的2195 鋁鋰合金性能和組織的影響，并確定了符合工業化制備噴射形成2195 鋁鋰合金的熱處理工藝和預拉伸工藝。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗型材示意圖見圖1，化學成分見表1。試驗材料是采用機加后尺寸規格為482 mm 的2195鋁鋰合金噴射成形鑄錠，在電阻爐中加熱至400 ℃后擠壓成160 mm棒材，然后再經二次擠壓獲得。型材試樣是鋸切掉擠壓頭端和尾端余料后，按照200 mm長度鋸切而成的。

表1 化學成分（質量分數/%）

圖1 型材示意圖

1.2 試驗方法及研究目標值

本研究統一采用淬火溫度510 ℃±3 ℃、保溫60 min的淬火工藝。試驗熱處理爐為工業化生產用的12 m立式淬火爐，爐溫均勻性±3 ℃。本研究的預拉伸變形目標變形量為0%、2%、3%和4%，拉伸機為10 MN張力拉伸機；所采用的時效溫度分別為145 ℃、155 ℃、165 ℃和175 ℃；時效保溫時間分別為24 h、30 h、36 h 和42 h；采用箱式電阻爐進行人工時效，爐溫均勻性±5 ℃。

采用C MT51 OS型電子萬能拉伸試驗機進行常溫力學性能測試，測試結果取3個試樣的算術平均值。透射組織觀察采用TECNAI 6220型透射電子顯微鏡進行，加速電壓為20 kV。

所研究產品的力學性能目標值為：抗拉強度、規定非比例延伸強度和斷后伸長率分別達到570 MPa、520 MPa和7%。

2 試驗結果與分析

2.1 時效工藝和拉伸量對力學性能的影響

2.1.1 預拉伸量0%下時效制度對力學性能的影響

從圖2數據分析來看，型材未經過拉伸工藝處理時，時效溫度和時效時間對型材的斷后伸長率影響非常大。型材在時效溫度為155 ℃、保溫時間為24 h 的條件下斷后伸長率最大，可以達到15.6%；而隨著時間的不斷增加，型材斷后伸長率則出現明顯的下降。當時效溫度提升至165 ℃時，型材斷后伸長率下降趨勢更加明顯；時效溫度為165 ℃、保溫時間為24 h 時，其斷后伸長率已低于預期目標值7%的要求。在該制度下型材的抗拉強度為524 MPa，規定非比例延伸強度為425 MPa，與目標值相差較大。從數據分析來看，未經預拉伸處理的型材性能難以達到目標值。通過數據分析可以確定，時效溫度165 ℃+保溫時間24 h 為無拉伸量時的最佳時效工藝。

圖2 不同時效制度下0%預拉伸變形型材的力學性能

2.1.2 預拉伸量2%下時效制度對力學性能的影響

從圖3 數據分析來看，預拉伸變形量為2%時，可以提升2195 鋁鋰合金的性能，但離目標值仍有一定差距。最佳匹配工藝是時效溫度155 ℃、保溫時間36 h。此時，型材的抗拉強度為582 MPa，斷后伸長率為7.3%，到達目標值；而規定非比例延伸強度為494 MPa，與目標值存在較大差距。各工藝條件下，規定非比例延伸強度與抗拉強度始終相差近100 MPa，可見2%預拉伸變形量無法達到目標值。

圖3 不同時效制度下2%預拉伸變形型材的力學性能

2.1.3 預拉伸量3%下時效制度對力學性能的影響

從圖4 數據分析來看，當拉伸量達到3%時，時效溫度為155 ℃、保溫時間為30 h 時，型材的抗拉強度為578 MPa，規定非比例延伸強度為536 MPa，斷后伸長率為7.7%，符合標準要求。增加時效保溫至36 h，抗拉強度為586 MPa，規定非比例延伸強度為543 MPa，斷后伸長率為9.0%，與標準要求已經有一定余量空間，說明該制度也是在3%拉伸量下的最佳制度。時效保溫時間繼續增加后，其斷后伸長率開始下降。與預拉伸變形量2%相比，抗拉強度與規定非比例延伸強度的差值明顯減小至50 MPa左右。

圖4 不同時效制度下3%預拉伸變形型材的力學性能

2.1.4 預拉伸量4%下時效制度對力學性能的影響

從圖5 數據分析來看，當拉伸量達到4%時，型材的強度指標進一步提升，抗拉強度指標峰值達到600 MPa 以上，規定非比例延伸強度達到了567 MPa。在綜合性能匹配方面，僅有時效溫度155 ℃、保溫時間36 h時，抗拉強度和規定非比例延伸強度分別達到了596 MPa 和548 MPa，高于目標值，但斷后伸長率為7.3%，與目標值非常接近，在工業條件下極有可能出現不合格問題。與拉伸量為3%時相比，其抗拉強度和規定非比例延伸強度分別提升了10 MPa 和20 MPa 左右，二者的差值進一步減小，但斷后伸長率出現下降。

圖5 不同時效制度下4%預拉伸變形的型材力學性能

2.2 時效工藝和拉伸量對型材組織的影響分析

通過對型材力學性能的分析可知，當型材預拉伸變形量達到3%時，型材力學性能達到目標值。因此，下面重點研究了0%、3%和4%預拉伸變形量對型材組織的影響。

2.2.1 時效155 ℃×36 h+0%預拉伸變形的組織分析

圖6 為型材經過155 ℃×36 h 時效+0%預拉伸處理后的TEM衍射斑形貌。

圖6 型材經過155℃×36h+0%預拉伸處理后的TEM圖

從力學性能趨勢圖可以判斷，型材已處于峰值時效或近峰值時效狀態。通過對圖6（a）衍射斑觀察可知，2195鋁鋰合金峰值時效后主要強化相為T1相，同時伴有δ′和θ′相存在。觀察圖6（b）可知，δ′存在有兩種形式，一種是單一的δ′粒子，另一種是以δ′和β′復合相存在，復合相的尺寸明顯大于δ′單一粒子的尺寸。由于θ′相的數量比較少，圖6（a）的衍射花樣不顯著，θ′相與合金基體呈現半共格關系，因此在[110]Al方向衍射斑以基體菱形衍射斑的短對角線形式存在；圖6（c）和圖6（d）為T1相在暗場下的衍射芒線。從芒線數量上可以判斷，T1相是2195 鋁鋰合金的主要強化相，對應圖6（a）的顏色花樣，T1在鋁基體花樣的1/3和2/3處形成斑點。據資料介紹T1相變存在四種相變體，在[110]Al方向上T1的兩個變體偏離晶帶軸，在基體菱形花樣的對角線處產生斑點，其余兩個變體平行于晶帶軸，產生菱形的四邊芒線[11]。T1的衍射斑點和芒線在圖6（a）的衍射花樣中可以清晰看到。

2.2.2 時效155 ℃×36 h+3%預拉伸變形的組織分析

圖7 為型材經過155 ℃×36 h+3%預拉伸處理后的TEM 衍射斑形貌。從其力學性能趨勢圖可以判斷，該型材已經處于峰時效狀態。從圖7（a）衍射斑的觀察可知，T1相的顏色斑點比未拉伸的型材更加清晰，這與型材中T1相的析出量有一定影響。觀察圖7（b）可知，析出的θ′數量減少，而δ′和β′復合相很難被發現，只有少量的δ′相存在。觀察圖7（c）、圖7（d）可知，T1的芒線數量大幅增加，強化相的增加是型材力學性能提升的主要原因。

由圖7（a）觀察可知，增加3%的預拉伸變形后，型材的位錯密度增加，并出現有明顯的位錯墻組織。圖8（b）暗場觀察可見，衍射芒線和衍射斑點在位錯墻出現明顯的聚集，這完全符合鋁合金強化機制。預拉伸變形為2195 鋁鋰合金提供了大量的位錯、空位等，為T1和θ′等相的析出提供了更多的形核點，從而影響T1相和θ′的析出數量和密度，最終達到提高型材性能的目的。

圖7 型材經過155 ℃×36 h+3%預拉伸處理后的TEM

圖8 位錯墻

2.2.3 時效155 ℃×36 h+4%預拉伸變形的組織分析

圖9 為型材經過155 ℃×36 h+4%預拉伸處理后的TEM 衍射斑形貌。隨著預拉伸變形的增加，型材力學性能不斷提升，也證明了型材位錯密度的進一步增加。觀察圖9（c）和圖9 （d）可知，從芒線數量來看，4%和3%預拉伸變形的芒線數量相差不大，前者更加短小，但部分芒線出現了粗化現象。適度的預拉伸變形可以提高合金的強度，而過大的變形量雖然提供了更多的位錯，但也會引起缺陷的進一步長大，進而影響型材的性能。通過性能分析可以看出，型材的斷后伸長率已明顯出現了下降。θ′相隨著預拉伸變形量增加，衍射斑點明顯減小，δ′和β′復合相的較大衍射斑點已幾乎不存在。

圖9 型材經過155℃×36h+4%預拉伸處理后的TEM圖

3 結論

（1）噴射成形2195鋁鋰合金型材的最佳預拉伸變形與時效工藝為3%的預拉伸變形+155 ℃/36 h人工時效處理。

（2）在最佳熱處理制度下，型材抗拉強度為586 MPa，屈服強度為543 MPa，斷后伸長率為9%，符合用戶要求。

（3）通過微觀組織分析，型材的時效主要析出強化相為T1相、δ′相和θ′相。當預拉伸變形達到3%時，型材增加預拉伸變形處理后，型材位錯密度增加，析出相沿位錯墻處密集析出。