寬幅7B50-T7751鋁合金厚板不均勻性與疲勞性能研究

雷越，郝敏，陳高紅，伊琳娜，臧金鑫

（1 中國航發北京航空材料研究院，北京 100095；2 北京市先進鋁合金材料及應用工程技術研究中心，北京 100095）

百年航空奮斗史，亦是百年鋁材開發史。航空用鋁合金材料結構件歷經多代發展，逐漸呈現出合金牌號多樣化、制造工藝創新化、構件尺寸大型化的趨勢。進入21 世紀以來，7050，7075，7055 等牌號鋁合金相繼從實驗室探索、小批試制走向工業化量產，現已大規模應用于我國飛機體系制造中。7B50-T7751 鋁合金作為近年來新開發的鋁合金材料，具有高強度、耐壓縮、耐腐蝕等良好的綜合性能，適用于制造承受壓縮載荷的主承力構件如飛機機翼壁板、加強筋、起落架支撐部件等［1-2］。

在大規格構件制造中，寬展的幅度勢必制約整體構件的尺寸和規模。采用寬幅板材（寬度2.5～3 m）制造大規格構件可通過機加工一體成型，避免焊接拼接過程中產生的焊縫和母材性能差異，在保障大規格構件性能穩定的同時，有效提高了生產效率。板材的較大寬幅通常由橫向軋制工藝實現，可能導致板寬中心位置與邊緣位置存在一定的組織和性能差異，橫向疲勞特性也會有所改變，因此，寬幅板材本身的不均勻性和疲勞性能需要重點關注。

國內外已有大量文獻進行了7B50-T7751 厚板不均勻性的報道，但僅局限于厚度方向的研究，而關于該合金較大寬幅板材的橫向疲勞性能則鮮有報道。7B50-T7751 厚板在熱軋過程中，如果使板材進行充分回復、釋放變形儲能可在不同厚度位置保留變形織構［3］，變形織構有效提升了合金的力學性能，同時增加了各向異性。從板材表面到中心，大角度晶界所占比例逐漸增加，0°～10°小角度晶界所占比例下降［4］，黃銅Brass 織構、S 織構、立方織構強度增加，再結晶分數降低，但中心易出現大尺寸再結晶晶粒［5］。晶粒內部較粗大的第二相粒子沿L，LT，ST 向隨機分布［6］，提高回歸再時效（retrogression and re-aging，RRA）的回歸溫度或延長回歸時間均會使中厚板心部及表層組織的晶內和晶界析出相粗化并析出穩定η-MgZn2相，而T7751 工藝并不能緩解 7B50 鋁合金厚板心部和表層的性能差異，僅可使表層和心部的強度、電導率滿足實際工況要求［7］。一些創新工藝例如四級時效工藝［8］、非等溫時效［9］、電脈沖處理［10］、超聲波表面軋制［11］等也可達到或提高7B50-T7751 鋁合金厚板的綜合性能和組織均勻性。

基于寬度方向協同厚度方向的不均勻性考慮，本工作以成品寬度2.5 m、厚度80 mm 的7B50-T7751 寬幅鋁合金厚板為研究對象，著重研究其不同寬度位置（寬度中心、寬度邊緣）和不同厚度位置（1/4 厚度、1/2厚度）的組織與性能，并就橫向疲勞性能與同厚度7050-T7451 鋁合金板材進行了對比分析和討論，以期為各類飛行器選材、大規格零件制造及輕質高強結構材料的工業化應用提供數據參考和理論支撐。

1 實驗材料與方法

實驗材料為80 mm 規格寬幅7B50 鋁合金板材和同厚度7050 鋁合金板材，材料信息如表1 所示。參照AMS 2355，室溫拉伸、壓縮、斷裂韌度、組織觀察試樣在7B50-T7751 厚板1/4 厚度（簡稱T/4）和1/2 厚度（簡稱T/2）位置、寬度邊緣（簡稱Edge）和寬度中心（簡稱W/2）分別切取，取樣示意圖如圖1 所示，圖中灰色部分表示試樣的取樣位置，力學性能每組取3 個平行試樣。疲勞壽命和疲勞裂紋擴展速率試樣在7B50-T7751 和7050-T7451 厚板T/4，W/2 位置切取，中值疲勞壽命曲線（S-N曲線）取棒形Kt=1 和Kt=3 試樣，每組45 個平行試樣，實驗采用的應力比為0.06，最大循環周次為107，置信度95%。疲勞裂紋擴展速率采用C（T）試樣，每組3 個平行試樣。性能測試采用MTS 力學萬能試驗機進行，組織觀察采用JSM-7001F 型場發射掃描電鏡，EBSD 數據利用TSL OIM軟件處理。

圖1 寬幅7B50-T7751 厚板不同位置取樣示意圖Fig.1 Sampling diagram at different positions of ultra-wide 7B50-T7751 plate

表1 實驗材料信息Table 1 Information of experimental materials

2 實驗結果

2.1 寬幅7B50-T7751 厚板性能不均勻性

寬幅7B50-T7751 板材不同位置、不同方向的拉伸性能如圖2（a）所示。可見，L，LT，ST 三個方向上的拉伸性能優異。在L 和LT 方向上，1/2 厚度的拉伸屈服強度分別達到568 MPa 和545 MPa，抗拉強度分別達到612 MPa 和591 MPa。在ST 方向上，屈服強度和抗拉強度分別達到521 MPa 和593 MPa。不同寬度和厚度位置的拉伸性能不同，在L方向上，1/4 厚度寬度中心和邊緣的抗拉強度和屈服強度無明顯差異，但均低于1/2 厚度性能，屈服強度低4～20 MPa，抗拉強度低18～40 MPa。1/2 厚度邊緣的拉伸性能高于中心，屈服強度高15 MPa，抗拉強度高20 MPa。在LT 方向上，1/4 厚度不同寬度位置抗拉強度和屈服強度高于1/2 厚度，屈服強度高6～11 MPa，抗拉強度高6～13 MPa。在ST 方向上，寬度邊緣抗拉強度和屈服強度均高于寬度中心約20 MPa。

圖2 寬幅7B50-T7751 厚板不同位置與不同方向的力學性能（a）拉伸性能；（b）壓縮性能；（c）斷裂韌度Fig.2 Mechanical properties at different positions and orientations of ultra-wide 7B50-T7751 plate（a）tensile properties；（b）compressive properties；（c）fracture toughness

圖2（b），（c）分別所示為寬幅7B50-T7751 板材不同位置、不同方向的壓縮性能和斷裂韌度。可見，在L和LT 方向上，1/2 厚度的壓縮屈服強度Rpc0.2分別達到575 MPa 和587 MPa。L，LT 向不同位置的壓縮性能變化與拉伸性能趨勢相同。值得注意的是，屈服強度是材料的固有屬性，L 向的壓縮屈服強度與拉伸屈服強度相近，但LT 向的壓縮屈服強度高于拉伸屈服強度30～40 MPa，這可能與拉壓變形條件、軋制流線結構和晶粒的縱橫比有關［12］。L-T 向和T-L 向的斷裂韌度KIC可分別達到30.16 MPa·m1/2和26.47 MPa·m1/2，1/2 厚度斷裂韌度均高于1/4 厚度，L-T 向高3.71～5.21 MPa·m1/2，T-L 向高2.77～3.13 MPa·m1/2。同厚度位置、不同寬度位置的斷裂韌度差異不明顯，在1 MPa·m1/2以內，但T-L 向的斷裂韌度均勻性相對優于L-T 向。

綜合拉伸、壓縮、斷裂韌度性能，80 mm 厚寬幅7B50-T7751 板材在不同寬度位置存在一定的各向異性，LT 方向上的性能均勻性優于L 方向。1/4 厚度不同寬度位置性能無明顯差異，但1/2 厚度寬度邊緣性能優于寬度中心。

2.2 寬幅7B50-T7751 厚板組織不均勻性

寬幅7B50-T7751 厚板不同位置的縱截面電子背散射衍射（EBSD）組織如圖3 所示。若定義平均晶粒取向差小于1°為再結晶組織，統計不同位置的變形組織和再結晶組織含量、織構強度，結果如表2 所示。可以看出，從厚度1/4 到1/2，晶粒尺寸逐漸增大且伴隨著不同程度的再結晶。1/4 厚度寬度中心的變形組織面積分數比邊緣位置低5.4%，且未形成明顯的織構組織，織構強度較低。1/2 厚度不同寬度位置組織差異較大，寬度中心以再結晶組織為主，變形組織面積分數僅為33.2%，而邊緣以變形組織為主，面積分數達到了84.8%，寬度中心和邊緣均形成了強織構組織。

圖3 寬幅7B50-T7751 厚板不同位置EBSD 組織（a）W/2，T/4；（b）edge，T/4；（c）W/2，T/2；（d）edge，T/2；（e）［001］向反極圖Fig.3 EBSD microstructures at different positions of ultra-wide 7B50-T7751 plate（a）W/2，T/4；（b）edge，T/4；（c）W/2，T/2；（d）edge，T/2；（e）inverse pole figure of ［001］

表2 寬幅7B50-T7751 不同位置組織統計Table 2 Microstructure statistics at different positions of ultra-wide 7B50-T7751

組織差異可能與制造過程中的軋制變形均勻性有關，軋制過程中，板坯表面受到強烈的剪應力使晶粒破碎，變形程度從厚度表面至1/2 厚度逐漸增大［13］。對于寬幅厚板，在寬度中心位置，由于1/4 厚度層變形較大，在熱軋過程中易于發生動態回復，大量消耗了變形儲能，使后續熱處理過程發生再結晶的能量不足，從而保留了軋態組織［6］。相對而言，1/2 厚度層在熱軋過程中處于變形死區，變形量相對1/4 厚度層小，由于變形儲能有限，在熱軋過程中較少發生動態回復，但在后續的熱處理過程由于能量積累會發生明顯的再結晶，因而1/2 厚度位置以再結晶組織為主導。與寬度中心不同，在邊緣位置，1/2 厚度層與1/4 厚度層變形組織含量遠超再結晶組織含量。這可能是由制造過程中的橫向軋制產生的組織特性。

對于寬度不超過2 m 的厚板可通過順軋多道次直接成型，但對于寬幅達到2.5 m 的板材，受鑄錠寬度制約，制造過程中必然引入橫向軋制以增加板材的寬度，橫向軋制使寬度邊緣的變形程度比寬度中心更劇烈，邊緣更容易發生動態回復，避免了后續大量的再結晶產生，從而在成品態厚板保留了變形組織，使邊緣的再結晶組織含量遠低于寬度中心位置。

厚板在1/2 厚度位置形成了強度較高的織構，其寬度中心和邊緣的ODF 極圖如圖4 所示，結合ODF圖和軟件計算分析可知，在寬度中心位置，當φ2=90°時，ODF 圖呈現出了典型強織構Brass 織構（110），當φ2=65°時，呈現出強織構S 織構（123）。在邊緣位置，當φ2=20°，35°時，ODF 圖呈現出了主要強織構R 織構（241）［1-12］和S 織構（123），此外當φ2=90°時還有一定量的Brass 織構（110）。

圖4 寬幅7B50-T7751 厚板不同寬度位置ODF 圖（a）W/2，T/2；（b）edge，T/2Fig.4 ODF diagrams at different width positions of ultra-wide 7B50-T7751 plate（a）W/2，T/2；（b）edge，T/2

織構類型不同與生產工藝及變形程度有關，不同方向軋制所產生的織構相互抑制和增強，可以激發更多的滑移系參與滑移和交滑移，從而在不同位置產生了不同織構［13］。在寬度中心位置，寬幅7B50-T7751厚板制造過程中的縱軋和橫軋交替易引起剪切變形，使S 織構｛123｝〈634〉向Cu 取向｛011｝〈211〉轉變［14］，呈現出S 織構與Brass 織構共存的微觀組織特征。在邊緣位置，橫向軋制過程變形程度比中心位置更劇烈，對于Taylor 因子小、形變儲能低的織構取向密度不明顯，而Taylor 因子大、形變儲能高的R 和S 織構強度明顯增強［15］。考慮到邊緣的織構強度和變形組織含量均比寬度中心位置高，因此邊緣位置的整體力學性能較高。

2.3 寬幅7B50-T7751 厚板的疲勞性能

為方便直觀地評價寬幅7B50-T7751 厚板的疲勞性能，本實驗將其與“航空王牌鋁合金”7050-T7451 厚板進行了對比。圖5 所示為同厚度寬幅7B50-T7751厚板和7050-T7451 厚板LT 向的中值疲勞壽命S-N曲線，統計疲勞壽命N達到107周次的疲勞極限匯總于表3。可以看出，應力比為0.06，應力集中系數Kt=1時，寬幅7B50-T7751 厚板LT 向的光滑試樣疲勞性能整體低于7050-T7451 厚板，在疲勞壽命達到107周次時疲勞極限為268 MPa，低于7050-T7451 厚板7.6%；當應力集中系數Kt=3 時，寬幅7B50-T7751 厚板的LT 向缺口試樣疲勞性能高于7050-T7451 厚板，在107周次時的疲勞極限為139 MPa，高于7050-T7451 厚板3.7%。

圖5 厚板LT 向疲勞S-N 曲線Fig.5 LT orientation fatigue S-N curves of the plates

表3 N=107時的疲勞極限Table 3 Fatigue limit at N=107

寬幅7B50-T7751 厚板和7050-T7451 厚板在R=0.06 時，T-L 向的疲勞裂紋擴展速率曲線如圖6 所示，Paris 公式相關擬合參數見表4。可以看出，應力比為0.06 時，寬幅7B50-T7751 厚板的疲勞裂紋擴展速率在應力場強度因子ΔK=6.29～19.61 MPa·m1/2作用下，整體低于同厚度7050-T7451 板材，表明寬幅7B50-T7751 厚板的抗疲勞裂紋擴展速率性能良好。

圖6 T-L 向厚板抗疲勞裂紋擴展速率性能Fig.6 T-L anti-fatigue crack growth rate performance of the plates

3 分析與討論

3.1 寬幅7B50-T7751 厚板組織與性能不均勻性

寬幅7B50-T7751 厚板通過合理的加工變形和熱處理工藝可以獲得較高的強度以及良好的強韌性能匹配，但由于成品板材寬度大，受制于原始鑄錠的寬度，制造過程中僅依靠順向軋制不能實現大幅寬展，而需要經過多道次的順軋和橫軋成型，這勢必會使板材產生組織和性能不均勻性。

組織不均勻性主要表現在板材邊緣的變形程度整體高于板材中心。1/4 厚度層組織差異不明顯，均為大量的變形組織伴隨部分嵌套的再結晶晶粒，且均未形成明顯的強織構，這可能是由于順軋、橫軋交替強變形改變了原有的織構特征，未出現密度高的強擇優取向。1/2 厚度層的組織差異較大，寬度邊緣以變形組織為主，強織構為R 織構（241）［12］、S 織構（123）［4］及一定量的Brass 織構（110）［12］，寬度中心以再結晶組織為主，變形過程中產生的動態再結晶晶粒在后續軋制中被進一步拉扁拉長，進而呈現出一定的擇優取向，強織構主要為Brass 織構（110）［12］和S 織構（123）［4］。性能的不均勻性主要表現為厚板的寬度邊緣強度偏高、寬度中心強度偏低，1/2 厚度層斷裂韌度高、1/4 厚度層斷裂韌度低等特點。變形組織含量和織構含量是影響材料強度的重要因素，1/4 厚度層寬度中心和邊緣的變形組織含量差異不大且無明顯的強織構，因而不同寬度1/4 厚度層的力學性能較為均勻。1/2 厚度層在軋制過程中的變形程度相對低于1/4 厚度層，但熱處理后邊緣1/2厚度層保留的變形組織比1/4 厚度層高，并在不同寬度位置均形成了強織構，使寬度邊緣的力學性能優于寬度中心、1/2 厚度層力學性能優于1/4 厚度層。

3.2 寬幅7B50-T7751 厚板與7050-T7451 厚板的疲勞性能

當應力比為0.06 時，寬幅7B50-T7751 厚板的裂紋擴展速率比同厚度7050-T7451 板材低。這是由于T7451 相對T7751 的過時效狀態更深，T7451 態晶內強化相的相對尺寸較大，數量少，而T7751 態晶內強化相則相對細小彌散，在發生裂紋擴展時，裂紋穿晶斷裂受到的阻力更大［16］，使疲勞裂紋擴展速率降低。

T7751 屬于為改善耐腐蝕性能開發的回歸再時效（RRA）三級時效工藝［17］，RRA 調控使晶粒內部析出相細小彌散，但晶界析出相粗大不連續［18-19］，晶內強化相與晶界析出相尺寸差距較大。T7451 屬于二級時效工藝，晶內與晶界同時過時效，晶內強化相和晶界析出相尺寸差距相對小［20］。對于Kt=1 光滑試樣，在承受交變載荷時，7B50-T7751 晶內和晶界析出相的組織不均勻性易于在晶界粗大相處形成裂紋源。而T7451 由于晶內和晶界析出相尺寸相對較均勻，在載荷作用下受力更均勻，因此，Kt=1 時7050-T7451 光滑試樣疲勞性能優于7B50-T7751。而Kt=3 時缺口試樣可視為預制缺口的“裂紋擴展速率試樣”，當產生應力集中時，在缺口附近T7751 態晶內析出相釘扎位錯的能力強于T7451 態，從而阻礙微裂紋的產生，因此，Kt=3 時7B50-T7751 的疲勞性能優于7050-T7451。基于RRA 制度與傳統時效制度的差異性，T7751 態鋁合金的疲勞特性有待進一步深入研究。

4 結論

（1）80 mm 規格寬幅7B50-T7751 厚板的力學性能優異，在L 和LT 方向上，1/2 厚度的拉伸屈服強度分別達到568 MPa 和545 MPa，抗拉強度分別達到612 MPa 和591 MPa，壓縮屈服強度分別達到575 MPa 和587 MPa，L-T 向和T-L 向的斷裂韌度達到30.16 MPa·m1/2和26.47 MPa·m1/2。

（2）寬幅7B50-T7751 厚板不同寬度位置存在一定的各向異性，LT 方向上的性能均勻性優于L 方向。1/4 厚度不同寬度位置性能無明顯差異，1/2 厚度寬度邊緣位置性能優于寬度中心位置。厚板1/4 厚度未形成明顯的強織構。在1/2 厚度寬度中心的主要織構為S 織構和Brass 織構，邊緣的主要織構為R 織構、S 織構和Brass 織構。

（3）在應力比為0.06 時，80 mm 規格寬幅7B50-T7751 厚板的T-L 向抗疲勞裂紋擴展速率性能優于同厚度7050-T7451 板材，LT 向光滑試樣（Kt=1）的疲勞極限低于7050-T7451 板材約7.6%，缺口試樣（Kt=3）的疲勞極限高于7050-T7451 板材約3.7%。