大型環形件用2219鋁合金的動態再結晶行為

鄒 杰，彭文飛，陳鎮揚

(寧波大學機械工程與力學學院，浙江省零件軋制成形技術研究重點實驗室，寧波 315211)

0 引 言

大型輕量化環形件是運載火箭所需的關鍵結構件，廣泛應用在火箭艙段之間的過渡環、轉接框、連接框等部件上。隨著航空航天事業的發展，大型輕量化環形件的性能要求越來越高，需要適應重載、高沖擊、超低溫等惡劣的服役環境。2219鋁合金是一種新型鋁合金，具有優異的耐腐蝕、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形件材料的需求[1]。目前大型輕量化環形件的主要加工方法是軋制，即利用環軋設備對環坯進行連續加壓，使環坯不斷通過徑、軸向孔，以實現直徑擴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，極易出現粗晶和混晶缺陷；這種均勻性較差的顯微組織會導致力學性能降低。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形件組織的均勻性。

目前有關2219鋁合金熱變形行為的研究較多，研究內容大多集中在2219鋁合金板在熱變形過程中的流變行為上。如：AN等[2]研究了預變形對2219鋁合金板形變熱處理后力學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態蠕變本構方程；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性能；陳鎮揚等[5]在2219鋁合金熱變形行為基礎上建立了其熱處理時的本構方程和熱加工圖。在2219鋁合金熱變形過程中，動態再結晶是其晶粒細化的主要因素[6]；但目前有關2219鋁合金動態再結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生開裂和晶粒粗化而導致組織不均勻。因此，作者對2219鋁合金進行熱壓縮試驗，研究了其在熱變形過程中的動態再結晶行為，通過對試驗數據進行分析擬合，建立了其特征參數模型、動態再結晶動力學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，擬為控制組織結構、改善材料性能提供依據。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為T87態2219鋁合金，化學成分見表1。將試驗鋁合金按照航空工業標準HB 7571-1997加工成尺寸為φ8 mm×12 mm的熱壓縮試樣[7]。

表1 2219鋁合金的化學成分(質量分數)

在Gleeble-3500型熱模擬機上，將試樣以10 ℃·s-1的速率加熱至預先設定的變形溫度，保溫3 min后，再按照設定好的應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變速率組合下對試樣進行單道次熱壓縮。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 ℃下的再結晶晶粒尺寸。

2 試驗結果與討論

2.1 應力-應變曲線

由圖1可以看出：在不同變形條件下，2219鋁合金的真應力均呈現出快速上升再略微下降后趨于平穩的變化趨勢；在相同的應變速率下，2219鋁合金的真應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，使得動態再結晶能夠充分發生，進而導致軟化機制作用增強，真應力降低[8]；在相同的變形溫度下，2219鋁合金的真應力隨著應變速率的增加而增大，這是因為高應變速率下材料單位壓縮應變時間較短，材料內部的位錯密度增加，加工硬化也隨之增強，同時時間越短，材料的塑性變形進行得越不充分，動態再結晶軟化時間越短，最終真應力增加[9]。

圖1 不同變形溫度、不同應變速率下2219鋁合金的真應力-真應變曲線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

動態再結晶的發生可以通過材料的真應力-真應變曲線是否存在峰值來判斷。但是，動態再結晶行為一般出現在達到峰值應力之前，通過觀察真應力-真應變曲線難以確定發生動態再結晶的臨界應變。通用工程模型將臨界應變定義為0.7倍的峰值應變(峰值應力對應的應變)[10]，Sellars經驗模型將臨界應變定義為0.6～0.8倍的峰值應變[11]。但是，在一定的變形條件下，真應力-真應變曲線中的峰并不明顯，無法通過峰值應變確定臨界應變，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變的確定。為此，作者采用P-J法[12]來確定臨界應力，從而確定臨界應變。根據P-J法，加工硬化率和真應力曲線(θ-σ曲線)上的拐點對應的應力即為臨界應力。將試驗測得的真應力對真應變求導得到θ，并繪制θ-σ曲線。由圖2可知，θ隨著σ的增大而減小。利用高等數學求拐點的思路，對θ-σ曲線求一階導數并繪制dθ/dσ-σ曲線，如圖3所示，該曲線拐點對應的應力即為臨界應力；再由真應力-真應變曲線，確定該臨界應力對應的應變，即為臨界應變。

圖2 不同變形溫度、不同應變速率下2219鋁合金的θ-σ關系曲線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，隨著應變速率的增大，2219鋁合金發生動態再結晶的臨界應力增大，即低應變速率更有利于動態再結晶的發生；在應變速率不變的前提下，隨著變形溫度升高，2219鋁合金發生動態再結晶的臨界應力降低，即高變形溫度更有利于動態再結晶的發生。

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

當加工硬化率第一次減小為0時，所對應的真應力即峰值應力。因此，對于在某些變形條件下峰不明顯的真應力-真應變曲線，可根據其θ-σ曲線確定峰值應力，再在真應力-真應變曲線上得到該峰值應力對應的峰值應變。在dθ/dσ-σ曲線上，dθ/dσ首次從負值增大為0時對應的應力為穩態應力，據此，可以獲得不同變形條件下的穩態應力，再通過真應力-真應變曲線獲得穩態應變。

表2 不同變形條件下2219鋁合金的特征參數

2.3 熱變形特征參數模型

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

(1)

式中：Q為動態再結晶熱激活能，J·mol-1；T為熱力學溫度，K；R為氣體常數，J·mol·K-1。

特征參數(峰值應力、臨界應力、穩態應力)與Z參數的關系[14]如下：

C=AZB

(2)

式中：C為特征參數；A，B均為常數。

式(2)兩邊取對數，得

lnC=lnA+BlnZ

(3)

利用式(3)對σp，σc或σss與Z進行線性擬合，擬合結果見圖4，擬合關系式如下：

圖4 2219鋁合金的熱變形特征參數與Z參數的關系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)

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

εc=k1εp

(7)

σc=k2σp

(8)

式中：k1，k2為材料常數。

分別采用式(7)和式(8)對臨界應變-峰值應變和臨界應力-峰值應力進行擬合，擬合結果見圖5，擬合關系式分別為

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

εc=0.8εp

(9)

σc=0.9σp

(10)

2.4 動態再結晶動力學模型

采用修正的Avrami方程[16]來描述2219鋁合金的動態再結晶體積分數隨應變的變化規律，該方程表達式為

(11)

式中：XDRX為動態再結晶體積分數；k，n為材料常數;ε為真應變。

式(11)兩邊取自然對數，得

(12)

XDRX可通過真應力-真應變曲線求解，表達式如下：

(13)

由式(13)可以求得相同變形條件下不同σ對應的XDRX。將不同σ對應的XDRX和ε，以及εp和εc分別代入ln[-ln(1-XDRX)]和ln[(ε-εc)/εp]并進行線性回歸，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鋁合金動態再結晶動力學模型為

(14)

由式(14)作出不同熱變形條件下XDRX與ε的關系曲線，如圖6所示，可見相同變形量下，隨著應變速率的增大或變形溫度的升高，XDRX先增大后減小，當應變速率為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再結晶體積分數與應變的關系曲線Fig.6 Curves of dynamic recrystallization volume fraction vs strain of 2219 aluminum alloy under different deformation conditions

2.5 再結晶晶粒尺寸模型

由于在變形溫度高于390 ℃下2219鋁合金未發生完全動態再結晶，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 ℃、不同應變速率下變形后2219鋁合金的晶粒呈等軸狀，明顯發生了動態再結晶；再結晶晶粒尺寸隨著變形溫度的升高或應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

再結晶晶粒尺寸模型選擇以變形溫度和應變速率這兩個參數表示，其表達式[17]為

(15)

式中：DDRX為再結晶晶粒尺寸；P1，P2為材料常數。

式(15)兩邊取對數，得

(16)

圖8 2219鋁合金再結晶晶粒尺寸與熱變形條件的關系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鋁合金的再結晶晶粒尺寸和原始晶粒尺寸

(17)

由圖9可知，實測再結晶晶粒尺寸與式(17)計算所得再結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系數達到0.95。這證明建立的再結晶晶粒尺寸模型具有一定的可靠性。

圖9 2219鋁合金再結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 論

(1) 2219鋁合金在低應變速率和高變形溫度下變形時，峰值應力較明顯，更易于發生動態再結晶，且動態再結晶晶粒粗大。

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

(3) 采用改進的Avrami方程建立了2219鋁合金的動態再結晶動力學模型；由動態再結晶動力學模型可知，在一定變形量下隨著應變速率的增大或變形溫度的升高，動態再結晶體積分數先增大后減小，當應變速率為0.1 s-1、溫度為360 ℃時，動態再結晶程度最高。

(4) 建立了以變形溫度、應變速率表示的動態再結晶晶粒尺寸模型，其預測精度較高，線性相關系數達0.95。