2E12鋁合金的高溫塑性變形流變應力行為

黃裕金, 陳志國, 舒 軍, 劉瑤瓊, 周 嫻

(中南大學 材料科學與工程學院，長沙 410083 )

2E12鋁合金的高溫塑性變形流變應力行為

黃裕金, 陳志國, 舒 軍, 劉瑤瓊, 周 嫻

(中南大學 材料科學與工程學院，長沙 410083 )

通過在Gleeble?l500熱模擬試驗機上進行等溫熱壓縮試驗，研究2E12鋁合金在變形溫度為300~500 ℃和應變速率為0.0l ~ l0 s?1條件下的流變應力行為，計算、推導出用包含Arrhenius項的Zener-Hollomon參數描述2E12合金高溫壓縮流變行為的表達式，并分析形變熱、變形溫度和應變速率等參數對流變應力的影響規律。結果表明：應變速率和變形溫度對2E12合金的流變應力影響顯著，流變應力隨著溫度的升高而降低，隨著應變速率的提高而增大；在ε˙≥1 s?1時，形變熱導致流變應力降低，且幅度隨著應變速率的增大而增大，隨著變形溫度的升高而降低。

2E12鋁合金；熱變形；流變應力；本構方程

2×24鋁合金是耐疲勞損傷航空鋁合金的典型代表，主要應用于機身蒙皮、機身框架和翼肋等重要結構材料。為了進一步滿足更高的飛機安全性能和使用壽命的要求，美國鋁業在2024鋁合金的基礎上，通過進一步降低Fe、Si雜質元素含量以及適當地限定主合金元素的成分范圍，開發出了疲勞性能更優越的2524合金，并在Boeing777和Airbus380 等新型客機上得到廣泛的應用[1?4]。與傳統的2024-T3相比，2524-T3合金具有良好的室溫力學性能及更優越的斷裂韌性、抗應力腐蝕性能和抗疲勞性能，是目前飛機蒙皮的首選材料；2E12合金是我國在2524鋁合金基礎上研制的新型高性能鋁合金。目前，有關2E12鋁合金的研究主要是探討其疲勞斷裂機理[5?7]、 服役條件對其耐損傷性能的影響[5,8?9]以及熱處理制度和合金化[10?13]等方面。

航空航天領域新設計理念[14]的提出，即以整體大構件代替組裝小構件，對材料的熱成型性能提出了更為苛刻的要求，而金屬的熱成型性能主要取決于金屬熱變形流變應力，因此，通過研究2E12鋁合金高溫塑性變形流變應力行為建立合理的流動應力模型，可以較準確地描述變形溫度、變形程度以及變形速率等工藝參數對其流變應力的影響規律，為航空整體大構件熱成型工藝的制定提供可靠的理論依據。鑒于此，本文作者在Gleeble?1500 熱模擬試驗機上對2E12鋁合金圓柱試樣進行等溫壓縮實驗研究，探討熱變形時的流變應力與變形溫度、應變速率的關系，采用一元線性回歸法建立模型，并重點分析形變熱、變形溫度、應變速率等因素對流變應力的影響規律，為優化該合金整體大構件的熱加工工藝提供理論依據。

1 實驗

試驗樣品取自東北輕合金有限責任公司提供的半連續鑄造扁錠，鑄錠經過490 ℃、24 h均勻化退火，加工成尺寸為d10 mm×15 mm，兩端帶有d9 mm×0.2 mm 凹槽的Rastegaev 的樣品，其軸向與鑄造厚度方向平行。合金的化學成分(質量分數，%)為0.05Si、0.09Fe、4.45Cu、0.54Mn、1.50Mg，余量為Al。將加工好的試樣在Gleeble?1500 材料熱模擬試驗機上進行等溫壓縮實驗。壓縮溫度為300~500 ℃，應變速率為0.01~10 s?1，總壓縮量為0.51(變形程度為40%)，樣品采用熱模擬機電阻加熱，升溫速度為2 ℃/s，壓縮前保溫3 min，試樣兩端的凹槽內填充75%石墨+20%機油+5%硝酸三甲苯脂，以減少摩擦對應力的影響。壓縮過程中由Gleeble?1500熱模擬機的計算機系統自動采集應力、應變、溫度等數據，繪制出真應力—真應變曲線。

2 實驗結果

2.1 真應力—真應變曲線

圖1所示為2E12鋁合金熱壓縮變形時的真應力—真應變關系曲線。由圖1可見，在溫度為300~500 ℃、應變速率為0.01~10 s?1的變形條件下，合金有明顯的穩態流變特征，即在一定的應變速率和變形溫度下，當真應變超過一定值后，真應變的增加對真應力變化的影響不大。

圖1 2E12鋁合金熱壓縮變形的真應力—真應變曲線Fig.1 True stress—strain curves of 2E12 alloys at different temperatures and strain rates

2E12合金在同一應變速率下，流變應力先隨應變的增加迅速升高，但隨著應變量的增加，應力—應變曲線的斜率逐漸減小，而且穩態流變應力隨著變形溫度的升高而降低；在同一變形溫度下，流變應力隨著應變速率的增大而增大，說明在該實驗條件下該合金具有正的應變速率敏感性[15]，即應變速率越大，溫度越低，合金達到穩態變形越困難。當應變速率為10 s?1時，合金在400 ℃以上溫度變形時的應力—應變曲線上出現單波浪峰，并且隨著變形溫度的升高，該波浪峰表現得越明顯，且當應變速率為0.01 s?1，溫度為500 ℃時，應力—應變曲線上出現連續波浪峰。這些現象都與材料發生的動態軟化過程有關。

2.2 2E12合金本構方程的建立

Zener和Hollomon的有關研究[15?18]表明，材料在高溫塑性變形時，應變速率受熱激活過程的控制，應力與應變速率之間的關系可用一項Z參數，即Zener-Hollomon參數表示：

式中：?H為激活焓；R為摩爾氣體常數；T為熱力學溫度；

研究[16]表明，在低應力水平的條件下，穩態流變應力(σ) 和應變速率(ε˙)之間的關系接近指數關系：

在高應力水平下，穩態流變應力和應變速率之間的關系接近冪指數關系：

SELLARS和TEGART[18]提出材料高溫塑性變形在所有應力水平下的流變應力、應變速率和溫度之間的關系可用包含變形激活能 (Q) 和溫度 (T) 的雙曲正弦形式修正的Arrhenius關系：

式中：A1，A2，A，α，n1,β和n分別為與溫度無關的常數，且滿足α=β/n1的關系；Q為變形激活能，通常與激活焓?H相等，結合式(1)和(4)，可得：

分別對式(2)和(3)取對數，可知當溫度一定時，n1和β分別為ln—lnσ和ln—σ曲線的斜率，采用一元線性回歸處理，可得到ln—lnσ和ln—σ的關系曲線，且這2種線形關系的相關系數均大于0.99，如圖2所示。將圖2中曲線一元線性回歸得到不同溫度下的斜率n1和β，可算出不同溫度下參數α。

圖2 應變速率與流變應力的關系Fig.2 Relationship between strain rate and flow stress: (a) lnε˙—lnσ; (b) lnε˙—σ

對式(4)兩邊取自然對數的偏微分可得到：

圖3 流變應力與應變速率、變形溫度的關系Fig.3 Relationships among deformation temperature, flow stress (a) and strain rate (b)

對式(5)兩邊取自然對數可以得到：

將所求的變形激活能、不同變形條件下的Z值、相對應的穩態流變應力σ和α一起代入式(7)，繪出lnZ與ln[sinh(ασ)]之間的關系曲線，如圖4所示。可知溫度補償應變速率Z的自然對數和流變應力σ的雙曲正弦項的自然對數間滿足線性關系，說明可用包含Arrhenius項的Z參數來描述2E12合金在高溫壓縮變形時的流變應力行為，對圖中數據進行一元線性回歸分析，可求得A=2.151×1011s?1。綜上所述，2E12合金材料常數的求解結果：變形激活能Q=154.8 kJ/mol，應力指數n=6.006，應力水平參數α=9.879×10?3MPa?1，結構因子A=2.151×1011s?1。將Q，α，n，A等材料參數值代入式(4)，得到2E12合金熱壓縮時的Arrhenius方程如下：

圖4 流變應力與Z參數的關系Fig.4 Relationship between Zener-Hollomon parameter and flow stress

3 分析與討論

3.1 溫度對流變應力的影響

從真應力—真應變曲線中可以看出，溫度的變化會對流變應力產生很大的影響。然而，金屬在塑性變形時所消耗的大量能量，絕大部分轉化為熱能，小部分以儲能的形式保留在金屬中[20]。特別是當應變速率較大時，變形過程中產生的熱量來不及散失，使試樣的溫度持續升高，很難保持恒溫；在低應變速率條件下，大部分變形熱通過夾具散失到環境中，產生的熱量可以忽略。

DEVADAS等[21]的研究結果表明，溫度變化對合金流變應力的影響可表示為

式中：Q=154.8 kJ/mol；R為摩爾氣體常數；T為熱力學溫度；n、α為材料常數，分別取值為6.006、9.879×10?3MPa?1。

由變形熱而引起的溫度變化則可表示為

式中：ρ為合金密度；c為合金比熱容；為實測的真應力—應變曲線下的面積，可表示為

以變形溫度為400 ℃的情況為例，應變速率對試樣溫度的影響如圖5所示。圖5中應變速率低于1 s?1時的溫度直接由計算機系統自動測定，而當應變速率為10 s?1時，由于變形時間短，受熱電偶靈敏度的限制，采集的溫度數據有限，且出現數據滯后現象，不能真實反映溫升情況，此時溫升通過理論計算得出。

圖5 預設溫度為400 ℃時不同應變速率下熱壓縮過程中試樣的測試溫度Fig.5 Testing temperatures for specimens during compression tests at pre-set temperature of 400 ℃ and different strain rates

從圖5 可以看出，在400 ℃變形時，隨著應變速率的增大，溫度升高越來越明顯；當應變速率為10 s?1時，溫度幾乎隨應變線性上升，當應變量達到0.5 時，溫度達到428 ℃左右，比預設溫度400 ℃高出28 ℃。而當應變速率在0.1 s?1以下時，溫度的變化可由熱模擬機的加熱系統予以補償，變形溫度維持在400 ℃左右，基本為等溫壓縮。

圖6所示為應變速率為10 s?1時，不同測試溫度對試樣最大溫升的影響。從圖6可以看出，測試溫度越高，形變熱對溫度的影響越小，接近線性變化。這是由于測試溫度越低，其流變應力越大，在相同的應變下所消耗的能量就越多，產生的熱量越多，即溫度升高越顯著。

圖6 測試溫度與最大溫升的關系Fig.6 Dependence of maximum increase of temperature on testing temperature during deformation

圖7 預設溫度為400 ℃時不同應變速率下2E12 鋁合金修正前后的真應力—真應變曲線對比Fig.7 Comparison between corrected and uncorrected true stress—true strain curves for 2E12 aluminum alloys at preset temperature of 400 ℃ and different strain rates

表1 測試溫度不同時修正前、后的流變應力最大差值Table 1 Maximum difference between uncorrected and corrected flow stress values at different testing temperatures

3.2 應變速率對流變應力的影響

從圖1可以看出，在相同的變形溫度下，流變應力隨著應變速率的增大不斷增大。這實質上與變形體內的位錯密度緊密相關，許多學者認為這是變形引起的位錯密度增加速率和動態回復導致的位錯密度降低速率兩者共同作用的結果，可用下式表示[22?24]：

式中：U為不可動位錯的形成速率，與應變速率的關系較弱[21]；?為不可動位錯的回復概率；ρ為位錯密度。

對式(12)積分可得：

式中：ρ0為初始位錯密度。當時，(其中ρs為加工硬化過程外延的飽和位錯密度，對應的飽和應力為同時，引入經典應力—位錯關系，可以得到下式[21]：

或

式中：σ0為初始應力，

由式(14)和(15)可知，流變應力隨著?的增大而降低；隨著U的增大而增大。在相同的測試溫度條件下，基體內位錯的增殖速率隨著應變速率的增大而增大，而不可動位錯回復概率不僅與應變速率有關，且與變形溫度也有密切的關系。

利用式(15)對修正后的真應力—真應變曲線進行非線性擬合，即可得到一組有關?的經驗值，如圖8所示。從圖8可以看出，?隨著應變速率的增加而降低，且幅度隨著變形溫度的升高而增大，即在相同的測試溫度條件下，不可動位錯回復概率隨著應變速率的增大而降低。

圖8?與測試溫度和應變速率的關系Fig.8 Dependence of?on testing temperature and strain rate

4 結論

1) 2E12鋁合金經歷過渡變形與穩態變形階段，表現出穩態流變特征，應變速率和變形溫度對合金的流變應力有顯著影響，且合金的穩態流變應力隨著變形溫度的升高而降低；隨著應變速率的增加而升高。

2) 在熱變形條件下2E12鋁合金的流變應力σ、應變速率ε˙與變形溫度T滿足關系式：

3) 在熱變形過程中，尤其是快速、大應變條件下，由于形變熱效應而使變形溫度升高，導致流變應力下降，且這種效應隨著測試溫度的降低而增大。

REFERENCES

[1]WOJCIECHOWSKI S. New trends in the development of mechanical engineering materials[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 106: 230?235.

[2]SRIVATSAN T S, KOLAR D, MAGNUSEN P. The cyclic fatigue and final fracture behavior of aluminum alloy 2524[J]. Materials and Design, 2002, 23: 129?139.

[3]陳 文. 先進鋁合金在A380上的應用[J]. 航空維修與工程, 2005(2): 41?42. CHEN Wen. Application of advanced aluminum alloys in A380 structures[J]. Aviation Maintenance and Engineering, 2005(2): 41?42.

[4]WARNER T. Recently-developed aluminum solutions for aerospace applications[J]. Materials Science Forum, 2006, 519/521: 1271?1278.

[5]SRIVATSAN T S, KOLAR D, MAGNUSEN P. Influence of temperature on cyclic stress response, strain resistance, and fracture behavior of aluminum alloy 2524[J]. Materials Science and Engineering A, 2001, 314: 118?130.

[6]DEBARTOLO E A, HILLBERRY B M. A model of initial flaw sizes in aluminum alloys[J]. International Journal of Fatigue, 2001, 23: 79?86.

[7]GOLDEN P J, JR GRANDT A F, BRAY G H. A comparison of fatigue crack formation at holes in 2024-T3 and 2524-T3 aluminum alloy specimens[J]. International Journal of Fatigue, 1999, 21: 211?219.

[8]楊 勝, 易丹青, 姚素娟, 鐘 利. 溫度對2E12鋁合金疲勞性能與斷裂機制的影響[J]. 航空材料學報, 2007, 27(6): 9?13. YANG Sheng, YI Dan-qing, YAO Su-juan, ZHONG Li. Effect of temperature on cyclic fatigue and final fracture mechanism of2E12 aluminum alloy[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2007, 27(6): 9?13.

[9]楊 勝, 易丹青, 姚素娟, 鐘 利. 腐蝕環境下2E12 航空鋁合金疲勞裂紋擴展行為研究[J]. 材料工程, 2007(12): 26?34. YANG Sheng, YI Dan-qing, YAO Su-juan, ZHONG Li. Effect of corrosive environment on fatigue crack propagation of 2E12 aerospace aluminum alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2007(12): 26?34.

[10]楊 勝, 易丹青, 姚素娟, 鐘 利. 熱處理對2E12鋁合金耐腐蝕性及力學性能的影響[J]. 金屬熱處理, 2007, 32(9): 9?13. YANG Sheng, YI Dan-qing, YAO Su-juan, ZHONG Li. Effect of heat treatment on corrosion resistance and mechanical properties of 2E12 aluminum alloy[J]. Heat Treatment of Metals, 2007, 32(9): 9?13.

[11]孫曉旭, 鄭子樵, 陳圓圓, 李世晨, 魏修宇. 含Zr Al-Cu-Mg合金的微觀組織與疲勞行為[J]. 中國有色金屬學報, 2009, 19(1): 50?55. SUN Xiao-xu, ZHENG Zi-qiao, CHEN Yuan-yuan, LI Shi-chen, WEI Xiu-yu. Microstructures and fatigue behavior of Al-Cu-Mg alloy containing Zr[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, 19(1): 50?55.

[12]李 海, 鄭子樵, 魏修宇, 王芝秀. 時效析出對2E12鋁合金疲勞斷裂行為的影響[J]. 中國有色金屬學報, 2008, 18(4): 589?594. LI Hai, ZHENG Zi-qiao, WEI Xiu-yu, WANG Zhi-xiu. Effect of ageing precipitation characteristics on fatigue fracture behavior of 2E12 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2008, 18(4): 589?594.

[13]李 海, 王芝秀, 魏修宇, 鄭子樵. 固溶處理時間對2E12鋁合金組織和疲勞性能的影響[J]. 航空學報, 2009, 30(1): 148?152. LI Hai, WANG Zhi-xiu, WEI Xiu-yu, ZHENG Zi-qiao. Effect of solution treatment time on microstructures and fatigue properties of aluminum alloy 2E12[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2009, 30(1): 148?152.

[14]HEINZ A, HASLER A, KEIDEL C, MOLDENHAUER S, BENEDICTUS R, MILLER W S. Recent development in aluminum alloys for aerospace applications[J]. Materials Science and Engineering A, 2000, 280: 102?107.

[15]蔡一鳴, 李慧中, 梁霄鵬, 湯國建. 7039 鋁合金高溫的熱變形行為[J]. 中國有色金屬學報, 2008, 18(10): 1775?1780. CAI Yi-ming, LI Hui-zhong, LIANG Xiao-peng, TANG Guo-jian. Thermal deformation behavior for 7039 aluminum alloy at elevated temperature[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2008, 18(10): 1775?1780.

[16]WANG Y, LIN D L, LAW C C. A correlation between tensile flow stress and Zenner-Hollomon factor in TiAl alloys at high temperatures[J]. Journal of Materials Science Letters, 2000, 19(13): 1185?1188.

[17]吳文祥, 孫德勤, 曹春艷, 王戰鋒, 張 輝. 5083 鋁合金熱壓縮變形流變應力行為[J]. 中國有色金屬學報, 2007, 17(10): 1667?1671. WU Wen-xiang, SUN De-qing, CAO Chun-yan, WANG Zhan-feng, ZHANG Hui. Flow stress behavior of 5083 aluminium alloy under hot compression deformation[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2007, 17(10): 1667?1671.

[18]SELLARS C M, TEGART W J. Hot workability[J]. International Metallurgical Reviews, 1972, 17(1): 1?24.

[19]李俊鵬, 沈 健, 許小靜, 閆曉東, 毛柏平. 7050高強鋁合金高溫塑性變形的流變應力研究[J]. 稀有金屬, 2009, 33(3): 318?322. LI Jun-peng, SHEN Jian, XU Xiao-jing, YAN Xiao-dong, MAO Bai-ping. Flow stress of 7050 high strength aluminum alloy during high temperature plastic deformation[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2009, 33(3): 318?322.

[20]MURTY S V S N, RAO B N, KASHYAP B P. Instability criteria for hot deformation of materials[J]. International Materials Reviews, 2000, 45(1): 15?26.

[21]DEVADAS C, BARAGAR D, RUDDLE G, SAMARASEKERA I V, HAWBOLT E B. The thermal and metallurgical state of steel strip during hot rolling: Part Ⅱ, factors influencing rolling loads[J]. Metallurgical Transactions A, 1991, 22: 321?333.

[22]BERGSTROM Y. A dislocation model for the stress—strain behavior of polycrystallineα-Fe with special emphasis on the variation of the densities of mobile and immobile dislocations[J]. Material Science and Engineering, 1970, 5: 193?200.

[23]LAASRAOUI A, JONAS J J. Prediction of steel flow stresses at high temperatures and strain rates[J]. Metallurgical Transactions A, 1991, 22: 1545?1558.

[24]王 進, 陳 軍, 張 斌, 趙 震, 阮雪榆. 35CrMo結構鋼熱塑性變形流動應力模型[J]. 上海交通大學學報, 2005, 39(1): 1784?1786. WANG Jin, CHEN Jun, ZHANG Bin, ZHAO Zhen, RUAN Xue-yu. The flow stress model of 35CrMo structural steel during hot forming[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2005, 39(1): 1784?1786.

(編輯 楊 華)

Flow stress behavior of 2E12 aluminum alloy during hot plastic deformation at high temperature

HUANG Yu-jin, CHEN Zhi-guo, SHU Jun, LIU Yao-qiong, ZHOU Xian
(School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The flow stress behavior of a hot compressed 2E12 aluminum alloy was investigated by compression tests performed on Gleeble?1500 tester at strain rates ranging from 0.01 s?1to 10 s?1and temperatures ranging from 300 ℃ to 500 ℃. The expression for describing the rheological behavior of 2E12 alloy during hot compression process by Zener-Hollomon parameter including Arrhenius term was deduced. The influence of temperature rise caused by deformation, testing temperature and strain rate on the flow stress was analyzed. The results show that the flow stress of 2E12 alloy is greatly affected by strain rate and temperature. The flow stress of 2E12 alloy decreases with increasing the temperature and rises with increasing the strain rate. At ε˙≥1 s?1, temperature rise caused by deformation results in reduced flow stress. The decrease of flow stress increases with increasing the strain rate and decreases with increasing the deformation temperature.

2E12 aluminum alloy; hot deformation; flow stress; constitutive equation

TG 146.2

A

國家重點基礎研究發展計劃資助項目(2005CB623705); 國家自然科學基金資助項目(50871123)

2009-12-14；

2010-04-12

陳志國, 教授, 博士; 電話: 0731-88830270; E-mail: hngary@163.com

1004-0609(2010)11-2094-07