重卡傳動軸用高強7075鋁合金熱流變行為及徑向鍛造微觀組織演變

摘要："為研究重型卡車輕量化傳動軸用高強7075鋁合金在徑向鍛造時的熱變形行為，將大直徑7075鋁合金擠壓棒料預熱退火后，取樣進行了不同變形條件下的等溫壓縮試驗。分別考慮溫度與應變速率對應變強化及軟化的影響，構(gòu)建了適用于中大型7075鋁合金傳動軸熱加工的改進"Hansel-Spittel本構(gòu)模型。根據(jù)動態(tài)材料模型理論獲得了7075鋁合金的熱加工圖，并據(jù)此分析了7075鋁合金棒料在典型徑向鍛造工藝中的組織變化。研究結(jié)果表明：改進Hansel-Spittel模型能更準確地模擬預熱退火態(tài)7075鋁合金的峰值和穩(wěn)態(tài)流變應力，預測值與試驗值的平均相對誤差僅為"2.71%；7075鋁合金在溫度為350～450℃、應變速率為0.01～10s"－1范圍內(nèi)具有較高的熱加工穩(wěn)定性，高溫及低應變速率的變形條件有利于材料的微觀組織演化；預熱退火態(tài)7075鋁合金棒料在經(jīng)過截面收縮率為55.6%的徑向鍛造工藝和T6熱處理后，原始板條晶粒轉(zhuǎn)變?yōu)榧毣筠D(zhuǎn)角晶粒組織，抗拉強度提高至651MPa，延伸率提高至12.5%，綜合性能得到顯著改善。

關(guān)鍵詞："重型卡車輕量化；7075鋁合金；本構(gòu)模型；熱加工圖；徑向鍛造；微觀組織演化

中圖分類號："TG319"文獻標志碼：A

DOI："10·7652/xjtuxb202408013"文章編號：0253-987X（2024）08-0124-12

Hot Deformation Behavior of High-Strength 7075 Aluminum Alloy for Drive

Shaft of Heavy Truck and Its Microstructure Evolution in Radial Forging

ZHANG Chao"1，2， ZHAO Shengdun"1，2， XING Ke"1，2， ZHENG Wenhao"1，2，

LI Kun"1，2， WANG Yongfei"1，2

（1. School of Mechanical Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China; 2. National Key Laboratory

of Metal Forming Technology and Heavy Equipment， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract："The hot deformation behavior of high-strength 7075 aluminum alloy， adopted for lightweight drive shafts of heavy trucks， during the radial forging process is investigated through isothermal compression tests at different deformation conditions. The test samples are collected from an extrusion shaft billet with a large diameter that is fully preheated. A modified Hansel-Spittel constitutive model of 7075 aluminum alloy， which takes into account the effects of temperature and strain rate on strain hardening and strain softening， is proposed to predict the hot forming process of drive shafts with a large diameter. The processing maps of 7075 aluminum alloy are established based on the dynamic material model， and microstructure evolution of the shaft billet of 7075 aluminum alloy during a typical radial forging process is analyzed with the processing maps. The research results indicate that the modified Hansel-Spittel model can accurately predict the peak flow stress and steady flow stress of preheated 7075 aluminum alloy， with an average absolute relative error of 2.71% between the experimental data and the predicted data. The processing maps show that 7075 aluminum alloy has high thermal stability in the temperature range of 350 to 450℃ and strain rate range of 0.01 to 10s"－1， and high temperature and low strain rate will benefit the microstructure evolution of 7075 aluminum alloy during the hot forming process. After a typical radial forging process that perform a cross-section contraction of 55.6% and a heat treatment of T6， the original elongated grains of the shaft billet recrystallize and transform into fine grains with large angle boundary， which respectively increase the tensile strength and the elongation rate of 7075 aluminum alloy to 651MPa and 12.5%. The drive shaft manufactured from the operated shaft billet can have excellent comprehensive properties.

Keywords："heavy truck lightweight; 7075 aluminum alloy; constitutive model; processing maps; radial forging; microstructure evolution

若燃油汽車重量減少10%，油耗可降低6%～8%"［1］。為了實現(xiàn)我國“雙碳”目標，重型卡車輕量化顯得尤為重要。實現(xiàn)輕量化有3種途徑：輕質(zhì)材料、先進工藝、結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計"［2］。其中，使用鎂鋁輕合金、復合材料等輕質(zhì)材料是實現(xiàn)輕量化的最有效途徑"［3］。

在汽車輕量化設計中，鋁合金因低密度、良好的耐蝕性和較低的造價，已成為應用最廣泛的非鐵合金"［4］。目前，鋁合金主要應用于乘用車的發(fā)動機、輪轂、散熱器、底盤、懸架中，2010—2020年間，乘用車的鋁合金使用量已經(jīng)從154kg/臺逐步增長至208kg/臺，預計在2026年將增長至233kg/臺"［5］。此外，鋁合金還應用在輕卡和牽引車的傳動軸領(lǐng)域。東風猛士牽引車的傳動軸使用了鋁合金整軸，金奧鈴輕卡將傳統(tǒng)的雙級鋼制傳動軸更換為單級鋼鋁混合傳動軸，使得重量減輕了30%。與乘用車和輕型卡車相比，鋁合金在重型卡車中的應用仍顯不足，已成為行業(yè)的研究熱點。陜汽集團作為國內(nèi)外重型卡車的主要生產(chǎn)商，正與西安交通大學共同開展以7075鋁合金為代表的高強鋁合金傳動軸研制。

7075鋁合金屬于Al-Zn-Mg-Cu合金，采用塑性變形和固溶時效熱處理方式得到的產(chǎn)品強度位于現(xiàn)階段鋁合金之首，被稱為超高強鋁合金"［6］，已廣泛應用于航空產(chǎn)業(yè)"［7］。7075鋁合金的抗拉強度通常高于540MPa"［8］，經(jīng)過特殊處理的7075鋁合金，抗拉強度可超過720MPa，與常用中碳鋼的強度相當"［9-10］。因此，7075鋁合金在重型卡車傳動系統(tǒng)，特別是大扭矩傳動軸領(lǐng)域，具有巨大的應用前景。

重卡用高強7075鋁合金傳動軸，常采用T651態(tài)（即固溶淬火后，對棒料輕微冷拉伸校直，再進行T6時效熱處理）中大直徑擠壓棒材經(jīng)機加工制造"［11］。擠壓變形和校直產(chǎn)生的板條狀晶粒組織，在交變載荷下易產(chǎn)生應力腐蝕開裂，引起安全隱患。徑向鍛造是一種通過多個（通常為4個）錘頭沿坯料徑向快速同步鍛打，使間歇進給的軸、管坯料發(fā)生塑性變形的成形工藝，具有材料利用率高、精度高、材料性能提升明顯等優(yōu)點"［12］。采用多道次的徑向鍛造塑性成形工藝，將預熱退火的中大直徑棒料近凈成形加工出傳動軸粗坯，再進行T6熱處理和少量精加工制造成品，不僅可大量節(jié)材，還可獲得均勻細密的鍛造組織，提高傳動軸的整體性能"［13］。

為了準確模擬變形過程以獲得更好的材料性能，眾多學者對7075鋁合金的變形行為及熱處理方式進行了研究。王煜等研究了擠壓態(tài)、鑄造態(tài)7075鋁合金的高溫變形行為，采用反向傳播（BP）神經(jīng)網(wǎng)絡建立了擠壓態(tài)7075鋁合金的熱變形本構(gòu)模型"［14］。郭睿等對不同組織狀態(tài)的7075鋁合金T型材進行了拉伸彎曲性能試驗"［15］。陳丹丹研究了7075鋁合金在大變形后的退火組織演化規(guī)律"［16］。趙青對比了不同熱處理工藝對鋁合金組織和力學性能的影響"［17］。

以上研究表明，初始組織不同的7075鋁合金，其變形行為和熱處理后的性能存在顯著差異，而重卡傳動軸生產(chǎn)所采用的中大直徑擠壓棒料徑向鍛造工藝，其預熱退火態(tài)7075鋁合金組織的熱變形行為研究仍有所欠缺。為此，本文對重型卡車輕量化傳動軸用大直徑7075鋁合金擠壓棒料進行預熱，取樣后進行了不同變形溫度及應變速率下的等溫壓縮試驗，分析了材料的熱流變行為，構(gòu)建了適用于中大型7075擠壓棒料熱鍛造的改進Hansel-Spittel本構(gòu)模型，獲得了7075鋁合金的熱加工圖，并進一步分析了7075鋁合金擠壓棒料在典型徑向鍛造工藝中的組織變化。

1"高強7075鋁合金加熱工藝及力學性能

1.1"材料化學成分

試驗選取的母材為某商用7075-T651鋁合金擠壓棒料，直徑為120mm，其生產(chǎn)過程為：鑄錠→均質(zhì)化退火→鋸切→粗加工→熱擠壓→固溶→淬火→預拉伸校直→人工時效。經(jīng)X射線熒光分析儀測得的材料組分如表1所示。

1.2"高強7075鋁合金棒料加熱工藝

中大直徑7075鋁合金傳動軸的典型徑向鍛造熱加工工藝如圖1所示。

首先，將中大直徑擠壓棒料隨爐升溫至固溶溫度（約480℃）以下30～50℃（即430～450℃），根據(jù)棒料直徑保溫0.5～1.5h，使其芯部熱透以消除棒料的各向異性，并獲得均質(zhì)化的退火組織"［18］。接著，控制降溫速率，使棒料緩慢降溫至始鍛溫度380～420℃，這是因為該溫度下材料具有良好的熱加工性，且晶粒長大速度較慢"［19］。然后，在始鍛溫度保溫約1 h使棒料內(nèi)部溫度均勻后，出爐進行多道次徑向鍛造熱加工。最后，將鍛造后的傳動軸粗坯靜置空冷，按生產(chǎn)要求進行探傷檢測，通過后進行T6熱處理和精加工，得到傳動軸成品零件。

1.3"室溫拉伸試驗及結(jié)果分析

通過室溫拉伸試驗，測試了7075鋁合金在不同熱處理狀態(tài)下的拉伸性能，取樣方式如圖2所示。測試設備為Instron萬能材料試驗機，采用高精度引伸計準確測量試樣的彈性和塑性變形，如圖3（a）所示。根據(jù)“GB/T 228.1—2021金屬材料室溫拉伸試驗”相關(guān)要求"［20］，控制試驗彈性階段的應力速率小于10MPa/s，塑性階段的應變速率為0.002s"－1，得到的工程應力應變曲線如圖3（b）所示。

由圖3（b）可見，原始試樣由未經(jīng)加熱處理的7075鋁合金母材直接加工，其屈服強度σ"0.2為"568MPa，抗拉強度σb為621MPa，延伸率為9.9%。退火試樣按照1.2節(jié)所述加熱工藝，從預熱退火后的母材中取出，其屈服強度σ"0.2為126MPa，抗拉強度σb為256MPa，延伸率為16.9%。拉伸試驗結(jié)果表明：7075鋁合金母材的原始組織為時效強化組織，在強度明顯提升的同時塑性顯著降低，其變形需嚴格控制在較小變形量或較低變形速率條件下"［21］，不適合采用徑向鍛造等具有明顯沖擊的劇烈塑性加工工藝；而7075鋁合金退火試樣的屈服強度大幅降低，延伸率顯著提高，屈強比（屈服強度與抗拉強度之比）為"0.49，表明材料組織具備良好的塑性加工性能"［22］。

對于重卡用傳動軸，其徑向鍛造過程需積累足夠應變使整軸鍛透。因此鍛造前將擠壓棒料母材進行預熱，能夠形成均質(zhì)化退火組織，有利于降低母材在擠壓過程和預拉伸中產(chǎn)生的殘余應力，消除母材的T6時效熱處理對組織均勻性、塑性的影響，預防鍛坯的開裂、彎曲，提高鍛造精度和鍛后組織性能。

1.4"熱壓縮試驗及變形行為分析

參照圖2（a）取樣方式，從圖3（b）所示退火試樣的同一母材中，加工得到直徑為8mm、高度為"12mm的壓縮試樣。采用Gleeble3800熱模擬試驗機進行了不同溫度、不同應變速率下的等溫壓縮試驗。試驗溫度T分別為300、350、400、450℃，位于7075鋁合金再結(jié)晶溫度以上、固溶溫度以下的熱鍛區(qū)間。試驗應變速率分別為0.01、0.10、1.00、10.00s"－1，位于徑向鍛造工藝常用的應變速率區(qū)間。圖4給出了預熱退火態(tài)7075鋁合金的真應力應變曲線。

由圖4可見，在壓縮變形初始階段，預熱退火態(tài)7075鋁合金的真應力隨應變增加而迅速增加；應變大于0.02后，真應力增速降低并在某一應變處達到峰值；之后真應力隨著應變增加而緩慢降低，并最終趨于穩(wěn)態(tài)。峰值應力和穩(wěn)態(tài)應力隨著溫度的升高而降低，這是由于較高的溫度增加了組織內(nèi)部能量，可參與滑移的位錯數(shù)量大幅增多，隨之帶來的軟化效果可以較快地補償變形新增位錯帶來的硬化效果。在同一溫度下，峰值應力和穩(wěn)態(tài)應力隨著應變速率提升而增高，這是由于變形時間縮短，動態(tài)軟化過程來不及充分進行，導致組織內(nèi)存儲的位錯增大，硬化效果提升。此外，隨著溫度和應變速率的提高，材料的峰值流變應力與穩(wěn)態(tài)流變應力之間的差值呈增長趨勢；而隨著溫度升高，峰值應力所在應變呈減小趨勢，表明不同溫度及應變速率所產(chǎn)生的材料應變強化和應變軟化效果不同，二者平衡從而達到穩(wěn)態(tài)流變的過程不同。從圖4中還可以觀察到：材料的真實應力應變曲線存在小幅波動，呈現(xiàn)出動態(tài)再結(jié)晶的特性。與擠壓態(tài)7075鋁合金的真應力應變曲線相對比"［14］，在相同的熱壓縮條件下，預熱退火態(tài)7075鋁合金的峰值應力和穩(wěn)態(tài)應力均有小幅降低。

2"高強7075鋁合金熱態(tài)形變本構(gòu)模型構(gòu)建

2.1"高強7075鋁合金的原始H-S本構(gòu)模型

Hansel-Spittel粘塑性本構(gòu)模型（簡稱H-S模型）是一種常用的金屬材料本構(gòu)模型，其特點是對不同溫度、不同應變速率、不同真應變下的流變應力進行全局考慮，采用獨立參數(shù)對不同因素引起的應變強化和應變軟化進行表征。該模型參數(shù)涵蓋較為全面，模型形式簡潔，因此廣泛應用于金屬材料復雜熱變形過程的數(shù)值模擬。H-S模型的表達式為

式中：σ為應力；ε為應變；ε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.6mm]·[DD）]為應變速率；T為溫度；"A為材料常數(shù)；m1為溫度相關(guān)系數(shù)；m9為溫度指數(shù)；m2為應變強化指數(shù)；m4為應變軟化系數(shù)；m5為溫度相關(guān)應變強化系數(shù)；m7為應變相關(guān)系數(shù)；m3為應變速率強化指數(shù)；m8為溫度相關(guān)應變速率強化指數(shù)。

對式（1）取自然對數(shù)后，可得

可通過分別固定溫度、應變速率、應變等方式，對式（2）的各個參數(shù)進行擬合計算。綜合考慮擬合精度和計算效率，對圖4所示的應力應變曲線進行數(shù)據(jù)采樣，應變采樣區(qū)間為0.02～0.86，采樣間隔為0.02，每條曲線采集43個應力數(shù)據(jù)，16條曲線共計688個。

計算出預熱退火態(tài)7075鋁合金熱態(tài)形變的原始H-S模型參數(shù)，如表2所示。由于同一應變速率和應變下，lnσ與T之間呈現(xiàn)較為顯著的線性關(guān)系，因此參數(shù)m9的擬合過程受到材料動態(tài)再結(jié)晶引起的應力波動影響，所得數(shù)值較小且缺乏規(guī)律，為避免其對模型計算產(chǎn)生影響，取m9=0。參數(shù)m5隨著應變ε的增大快速減小，當ln（1+ε）gt;0.3時，m5趨近于0。由于徑向鍛造工藝需積累足夠大的應變使棒料整體鍛透，為保證模型在大塑性變形中的預測精度，取m5=0。

綜上，預熱退火態(tài)7075鋁合金的原始H-S本構(gòu)模型可表示為

2.2"高強7075鋁合金的改進H-S本構(gòu)模型

在不同的應變速率和溫度下，材料晶粒內(nèi)部能量不同，因此可以儲存的位錯數(shù)量和能參與滑移的位錯數(shù)量均有較大差異，使得材料的應變強化及軟化參數(shù)產(chǎn)生較大波動。對于重卡傳動軸的徑向鍛造熱加工，由于原始坯料直徑較大，需采用多個道次逐步鍛透，成形過程復雜，材料的溫度、應力和應變呈非線性分布，若直接采用原始H-S本構(gòu)模型進行數(shù)值模擬，則容易產(chǎn)生較大誤差，因此有必要對原始H-S模型進行優(yōu)化改進。

H-S模型的優(yōu)化改進有多種方式。Niu等引入組織中α相的比例函數(shù)對鈦合金H-S模型進行優(yōu)化"［23］。Liang等引入部分參數(shù)與應變速率的多項式關(guān)系，從而提高了鋁硅合金H-S模型的預測精度"［24］。本文對原始H-S本構(gòu)模型中的應變強化指數(shù)m2、應變軟化系數(shù)m4、應變相關(guān)系數(shù)m7及材料常數(shù)A進行優(yōu)化，將這些參數(shù)與溫度、應變速率的關(guān)系加入模型，使其由固定值轉(zhuǎn)變?yōu)槎瘮?shù)形式。

在多種本構(gòu)模型的構(gòu)建過程中"［25］，應變速率通常直接用于計算，溫度通常以e的指數(shù)形式參與計算。令R=lnε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]，參照式（2）的自然對數(shù)形式，構(gòu)建上述4個目標參數(shù)關(guān)于R、T的優(yōu)化函數(shù)，寫為

m2=f1（R，T）；"m4=f2（R，T）

m7=f3（R，T）；"lnA=f4（R，T）（4）

2.2.1"二元一次多項式參數(shù)擬合

首先，構(gòu)建二元一次方程形式的函數(shù)

f（R，T）=a0+b1R+b2T（5）

式中：a0為常數(shù)；b1、b2分別為R、T的一階系數(shù)。

根據(jù)式（5），對2.1節(jié)得到的16組m2、m4、m7、A數(shù)據(jù)分別進行三維平面擬合。m2的三維散點圖與擬合平面如圖5所示，可見擬合平面與數(shù)據(jù)點之間的誤差較大，難以準確描述m2的空間分布。與此同時，其他參數(shù)的擬合也呈現(xiàn)出類似結(jié)果，m2、m4、m7和A的數(shù)據(jù)分布與對應擬合面的相關(guān)度分別為"0.457、"0.269、0.451、0.316，表明采用二元一次函數(shù)難以準確模擬各參數(shù)隨應變速率和溫度的變化規(guī)律。

[TP13張超5.tif;S+1mm;X+1mm;Z2;Y2，BP#]

圖5"參數(shù)m2關(guān)于R（R=lnε[DD（-1.3mm][HT4.]·[DD）][HT5\"]）和T的二元一次平面擬合

Fig·5Plane fitting between R（R=lnε[DD（-1.3mm][HT4.]·[DD）][HT5\"]）， T and m2

2.2.2"二元二次多項式參數(shù)擬合

在2.2.1節(jié)基礎(chǔ)上，采用二元二次方程形式重新構(gòu)建了擬合函數(shù)，其關(guān)系式為

f（R，T）=a0+b1R+b2T+c1R2+c2RT+c3T2 （6）

式中：c1、c2、c3分別為R、RT、T的二階系數(shù)。

采用式（6）進行三維曲面擬合，m7的三維散點圖與二元二次擬合曲面如圖6所示。由圖可見，二元二次曲面形式能較為準確地描述參數(shù)m7隨應變速率、溫度的變化規(guī)律，其他參數(shù)的曲面擬合效果亦較好，m2、m4、m7和A的數(shù)據(jù)分布與對應擬合面的相關(guān)度分別提高至0.822、0.789、0.855、0.776。

若采用二元三次方程或更高階二元方程構(gòu)造擬合函數(shù)，由于參數(shù)過多，不僅會導致計算結(jié)果難以收斂，還會大幅度降低計算效率，故不再進一步繼續(xù)擬合。

綜上，采用R（R=lnε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]）和T的二元二次多項式對參數(shù)m2、m4、m7、A進行優(yōu)化，可得到預熱退火態(tài)7075鋁合金改進H-S模型參數(shù)多項式（式（6））的系數(shù)，如表3所示。

圖7給出了不同溫度和應變速率下，原始及改進H-S模型得到的流變應力預測值與試驗值的對比。由圖可見，當εgt;0.4時，原始及改進H-S模型對于材料穩(wěn)態(tài)流變應力的擬合度均較高；當0lt;ε≤0.4時，原始H-S本構(gòu)模型對材料峰值流變應力和峰值應力對應的應變擬合誤差較大，而改進H-S本構(gòu)模型對材料峰值流變應力的擬合誤差較小，其預測值更貼近試驗所得真應力應變曲線，且能較好地區(qū)分出不同溫度和應變速率下真應力應變曲線的形狀和走勢。

2.3"本構(gòu)模型精度分析

為了準確評估兩種本構(gòu)模型的預測精度，引入統(tǒng)計參數(shù)指標平均相對誤差W"AARE對模型進行分析，表達式可寫為

W"AARE=1N∑[DD（]N"i=1[DD）][JB（|]Ei－PiEi[JB）|]×100%（7）

式中：Ei為應力試驗值；Pi為應力預測值；N為樣本總數(shù)。

分別將試驗數(shù)據(jù)與兩種本構(gòu)模型的預測值繪制在線性回歸圖中，對試驗值及預測值進行相對誤差計算，得到的結(jié)果如圖8所示。通過計算可得，原始H-S模型的W"AARE為4.32%，而改進H-S模型的預測數(shù)據(jù)更貼近最佳回歸線，W"AARE降低至2.71%。

3"高強7075鋁合金熱加工圖及徑向鍛造后微觀組織演化

3.1"熱加工圖的建立

材料熱加工圖基于動態(tài)材料模型理論（DMM），將材料熱加工過程看作一個封閉能量耗散系統(tǒng)，認為由外力輸入到變形區(qū)間的總功率P可分為兩部分，包括用于材料塑性變形的功率G（大部分轉(zhuǎn)化為熱能，小部分轉(zhuǎn)化為晶體畸變能）和用于材料微觀組織變化的功率J（晶粒回復，再結(jié)晶，相變，微裂紋演變等所需能量）。

定義用于微觀組織演變的功率J與材料處于理想線性耗散時功率J"max的比值為功率耗散因子η，將相同應變下的η以等值線形式繪制在變形溫度與應變速率所構(gòu)成的二維平面中，可得到功率耗散圖，從而直觀表征變形參數(shù)對金屬材料熱變形行為的影響。功率耗散因子η越大，表明熱變形過程中用于微觀組織演變的功率越多。此外，在選擇最佳加工工藝時，還應結(jié)合材料的流變失穩(wěn)判據(jù)。目前，使用較為廣泛的塑性失穩(wěn)判據(jù)為失穩(wěn)參數(shù)ξ（ε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]），將ξ（ε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]）lt;0的區(qū)域與功率耗散圖相疊加，即可獲得材料的熱加工圖"［6］。

根據(jù)圖4中預熱退火態(tài)7075鋁合金的真應力應變數(shù)據(jù)，分別繪制出應變?yōu)?.2、0.5、0.8時的熱加工圖，如圖9所示，其中等高線數(shù)值為功率耗散因子η，陰影部分為失穩(wěn)區(qū)。由圖可知，預熱退火態(tài)7075鋁合金在溫度為350～450℃、應變速率為0.01～10s"－1的區(qū)間內(nèi)具有較好的變形穩(wěn)定性，不易出現(xiàn)材料失穩(wěn)；而功率耗散因子η的分布在不同應變下存在較大差異，表明材料的熱變形對溫度和應變速率具有較強的敏感性。

如圖9（a）所示，當應變較小時，η整體偏低，等值線分布較為均勻，表明此時材料變形抗力較高，應變強化明顯，晶粒內(nèi)部可儲存較高畸變能，晶粒沿垂直載荷方向拉長，但發(fā)生的動態(tài)再結(jié)晶較少。

圖9（b）中，應變增大至0.5，此時功率耗散因子η呈整體增大趨勢，表明材料的動態(tài)軟化效果逐步加強。在溫度為400～450℃、應變速率為0.01～"0.5s"－1 范圍內(nèi)，η等值線分布密集，表明材料在該變形條件下可發(fā)生較為連續(xù)的動態(tài)回復和動態(tài)再結(jié)晶，微觀組織演化速度較快。與此同時，在300℃附近出現(xiàn)了小范圍失穩(wěn)區(qū)域（陰影部分），表明過低的鍛造溫度會影響材料塑性。

由圖9（c）可見，材料應變增大至0.8，此時η相較于圖9（b）變化較小，但η等值線的分布更為均勻，材料呈現(xiàn)穩(wěn)態(tài)變形特性。在350～450℃溫度范圍內(nèi)，材料均可進行熱加工，在較高溫度加工時可采用較大應變速率提高生產(chǎn)效率，在較低溫度加工時宜采用較低應變速率保證加工質(zhì)量。材料失穩(wěn)區(qū)出現(xiàn)在溫度約為300℃、應變速率大于0.36s"－1處，表明低溫高應變速率下材料內(nèi)部能量較低，在應變累積產(chǎn)生的大量位錯阻礙下，微觀粒子的滑移和攀移難以快速完成，易產(chǎn)生空洞、微裂紋，因此實際熱加工應避免在該溫度和應變速率處開展。

3.2"高強7075鋁合金徑向鍛造微觀組織演化

3.1節(jié)所述的熱加工圖表明：當應變εgt;0.5時，預熱退火態(tài)7075鋁合金逐漸進入穩(wěn)態(tài)變形狀態(tài)，在溫度為400℃左右時，可獲得ηgt;0.26的穩(wěn)定成形區(qū)間。在390～450℃溫度區(qū)間，7075鋁合金變形過程中產(chǎn)生的再結(jié)晶晶粒長大趨勢逐步增加"［19］。因此，為了獲得細密的變形組織，提高7075鋁合金傳動軸的整體性能，中大直徑7075擠壓棒料的始鍛溫度可設置為400℃；成形過程中應使坯料各部分的應變均大于0.5；成形時間不宜過長，防止材料局部冷卻至300℃以下產(chǎn)生微裂紋。

參照圖1的加熱工藝及圖9的熱加工圖，將"1.1節(jié)所述7075鋁合金母材，即直徑為120mm的擠壓棒料，在預熱后進行徑向鍛造，如圖10所示。預熱工藝為：隨爐升溫→430℃保溫1h→－30℃/h隨爐降溫→400℃保溫1h。徑向鍛造工藝參數(shù)為：始鍛溫度400℃，終鍛溫度高于350℃；分4個道次鍛造，每道次截面收縮率為10%～15%，截面總收縮率為55.6%。徑向鍛造后，將鍛件靜置空冷至"200℃以下再進行水冷，防止鍛件開裂。最終獲得的鍛造棒料直徑為（80±0.5）mm，如圖10（c）所示。由于7075鋁合金為時效強化型鋁合金，成形后需通過熱處理方式提高組織強度，因此將鍛造棒料切割為兩部分，一部分保留鍛造組織作為參照，另一部分進行了T6固溶時效熱處理，具體參數(shù)為：475℃保溫3h固溶→120℃保溫24h人工時效。

采用電子背散射衍射儀（EBSD）觀測了不同狀態(tài)下的7075鋁合金組織形貌，如圖11所示。圖11（a）為擠壓棒料的原始組織，可見晶粒呈板條狀沿軸向分布，晶界規(guī)則明顯，具有顯著的擠壓組織特征。"圖11（b）為徑向鍛造后組織，可見板條狀晶粒的分層不再明顯，一部分粗大晶粒破碎，形成細小的再結(jié)晶晶粒，另一部分則在內(nèi)部出現(xiàn)小轉(zhuǎn)角晶界或亞晶晶界?？傮w而言，晶粒的分布不均勻、邊緣不規(guī)則、尺寸相差較大，表明多道次的徑向鍛造對材料施加了大量非定向的變形，使得組織內(nèi)部積累了大量畸變能，形成了不穩(wěn)定的微觀組織。圖11（c）為徑向鍛造棒料進行T6熱處理后的組織，其再結(jié)晶晶粒的外形更加規(guī)則，晶粒之間形成了清晰的大角度晶界，部分粗大晶粒沿著小轉(zhuǎn)角晶界和亞晶晶界破碎，進而轉(zhuǎn)化為多個細小晶粒，組織內(nèi)部畸變能獲得釋放，組織均勻性進一步得到改善。

為評估徑向鍛造對7075鋁合金性能的改善效果，按照圖2（a）尺寸從鍛造棒料、T6熱處理棒料中分別加工出拉伸試樣，采用圖3（a）所示方式進行了室溫拉伸試驗，得到的抗拉強度與延伸率列于表4。

由表4可知，相較于徑向鍛造前的預熱退火組織，徑向鍛造后7075鋁合金棒料的抗拉強度、延伸率分別提高至321MPa、18.7%，與熱加工圖所表明的材料在累積足夠應變后進入穩(wěn)態(tài)變形的結(jié)論相一致。相較于采用T6熱處理的擠壓棒料母材，在進行T6時效強化熱處理后，徑向鍛造棒料的抗拉強度、延伸率分別提升至651MPa、12.5%，與Hall-Petch公式的結(jié)論相吻合"［26］，即材料的強度隨著晶粒尺寸的減小而增大。

綜上所述，采用預熱退火→徑向鍛造→T6熱處理的熱加工方式，可有效消除擠壓態(tài)7075鋁合金的不均勻板條組織，得到微觀組織顯著改善、宏觀性能顯著提升的高強7075鋁合金鍛造軸，為進一步精加工獲得重卡所需大扭矩傳動軸成品奠定基礎(chǔ)。

4"結(jié)"論

由于重型卡車輕量化用高強7075鋁合金傳動軸的研制中，傳統(tǒng)擠壓棒料的微觀組織和宏觀性能難以滿足實際需求，因此本文從冷態(tài)拉伸、熱態(tài)壓縮、熱加工范圍、組織演化等方面，對直徑為120mm的7075鋁合金擠壓棒料在預熱退火后的徑向鍛造熱變形行為進行研究，所得結(jié)論如下。

（1）采用430℃保溫1h預熱→－30℃/h隨爐降溫→400℃保溫1h的方式，將直徑為120mm的7075鋁合金擠壓棒料充分預熱，可顯著改善其組織均勻性，提高材料塑性，室溫延伸率由9.9%提高至16.9%，有利于徑向鍛造工藝的開展。

（2）采用應變速率自然對數(shù)R（R=lnε[DD（-1.3mm][HT4.][KG0.3mm]·[DD）]）和溫度T的二元二次方程，取代原始H-S本構(gòu)模型中的應變強化指數(shù)m2、應變軟化系數(shù)m4、應變相關(guān)系數(shù)m7及材料常數(shù)A，得到7075鋁合金的改進H-S本構(gòu)模型，提高了材料熱變形過程中的峰值流變應力和穩(wěn)態(tài)流變應力擬合度。將改進H-S本構(gòu)模型的預測值與試驗值對比后發(fā)現(xiàn)，平均相對誤差由改進前的4.31%降低至2.71%。

（3）7075鋁合金的熱加工圖表明：在溫度為"350～450℃、應變速率為0.01～10s"－1范圍內(nèi)，7075鋁合金的熱變形均具有較高的穩(wěn)定性，較高的加工溫度和較低的應變速率有利于材料的微觀組織演化。應變大于0.5后，7075鋁合金進入穩(wěn)態(tài)變形狀態(tài)，可獲得再結(jié)晶鍛造組織。

（4）相較于采用T6熱處理的擠壓棒料母材，采用預熱退火→徑向鍛造（截面總收縮率為55.6%）→T6熱處理的熱加工方式獲得的7075鋁合金鍛造棒料，其微觀組織由粗大板條晶粒轉(zhuǎn)變?yōu)榫鶆蚣毭艽筠D(zhuǎn)角晶粒，抗拉強度從621MPa提高至651MPa，延伸率從9.9%提高至12.5%，實現(xiàn)了微觀組織的改善及宏觀性能的提升。

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（編輯"李慧敏"劉楊）