热变形条件对含银Al-Cu-Mg耐热铝合金流变应力和组织的影响

第29卷 第3期
2009年6月
航 空 材 料 学 报
J OURNAL OF A ERONAUT ICAL MAT ER I A LS
V o l 129,N o 13 June 2009
热变形条件对含银A-l Cu -M g 耐热铝合金流变应力和组织的影响
刘晓艳, 潘清林, 路聪阁, 李文斌, 张心明, 尹志民
(中南大学材料科学与工程学院,长沙410083)
摘要:采用热模拟试验对一种含银A -l Cu -M g 耐热铝合金进行热压缩试验,研究了合金在热压缩变形温度和应变速率分别为340~500e ,01001~10s -1的条件下的流变应力行为和变形组织。

结果表明:合金的流变应力随应变速率的增大而增大,随变形温度的升高而减小。

该合金热压缩变形的流变应力行为可用双曲正弦形式的本构方程来描述,也可用Zene r -H oll omon 参数来描述,其变形激活能为196127kJ/m ol 。

在较低的变形温度或较高的应变速率下,合金组织中主要存在沿垂直于压缩方向拉长了的晶粒。

随着变形温度的升高或应变速率的降低,拉长的晶粒发生粗化,并且合金中出现了再结晶晶粒,说明合金中的主要软化机制逐步由动态回复转变为动态再结晶。

该合金较适宜的热轧温度为380~460e ,应变速率为011~10s -1。

关键词:耐热铝合金;含银A -lCu -M g 合金;流变应力;变形组织
中图分类号:TG 146121 文献标识码:A 文章编号:1005-5053(2009)03-0027-06
收稿日期:2008-05-09;修订日期:2008-09-08
基金项目:国防科工委军品配套研制项目(J PPT-115-2-948)作者简介:刘晓艳(1980)),女,博士研究生,主要从事耐热铝合金的研究,(E -m a il)x918y @
通读作者:潘清林(1964)),男,教授,博导,(E -ma il )pq@l m a i.l csu .edu .cn 。

2@@@系耐热铝合金如2219和2618由于具有较高的强度和良好的耐热性能,被广泛用于航空航天材料。

近年来,为了提高A -l Cu -M g 系合金的使用温度,发现向高铜镁比A -l Cu-M g 合金中添加Ag
后可改变合金的时效序列,析出一种均匀细小弥散的耐热强化相)8相,此相可在200e 以下长期存在而不发生聚集长大
[1,2]。

因此,A -l Cu -M g -Ag 新型
合金有望满足超音速飞机的经济性要求及耐热性能
要求,是超音速飞机备选材料的一个极有希望的发展方向。

目前含银A -l Cu-M g 耐热铝合金的研究主要集中在合金成分设计[3,4]
、热处理工艺[5]
以及复合添加[6~8]等方面,但对这类合金在热变形条件下的流变应力行为的研究相对较少。

余日成等
[9]
在研究
A -l Cu -M g -Ag 耐热铝合金时的热加工工艺时发现,不同变形温度和变形量下,温度为470e 变形量为50%的条件下热轧,轧出的板材效果最好,其室温抗拉强度达到470MPa ,对应的伸长率达到8%~10%。

因此,研究该类合金在高温变形时的流变应
力变化规律,建立有关的流变应力模型,可为该类材料的热加工工艺提供理论与实验依据。

本研究对含银A -l Cu -M g 耐热铝合金进行了热压缩实验,研究了该合金在热变形条件下的流变应力行为及微观组织的变化。

1 材料与试验方法
111 材料
试验所采用原材料为工业纯铝、纯镁和纯银以及A1-Cu ,A1-M n 和A1-Zr 中间合金。

采用铸锭冶金方法制备了A -l 513Cu -018M g -015Ag -013M n -0115Zr(质量分数/%)合金铸锭。

铸锭于500e 均匀化处理24h ,然后切取小块试样,加工成<10mm @15mm 的圆柱形压缩试样。

为了减小试样与压头之间的摩擦,压缩试样两端各加工出一厚度为012mm 的凹槽,在压缩过程中,将槽内均匀填充润滑剂。

112 试验方法
压缩试验在G leeble -1500热力模拟试验机上进行。

应变速率为01001s -1
,0101s -1
,011s -1
,110s -1
和10s -1
,变形温度为340e ,380e ,420e ,460e 和500e ,总压缩变形量为60%。

压缩试验结束后立即对试样进行水淬处理,以保留合金压缩结束后的变形组织。

航 空 材 料 学 报第29卷
113 微观组织观察
将试样沿压缩方向切开,采用POLYVER-MET 金相显微镜对其微观组织进行观察。

2 试验结果与分析
211 合金热压缩变形的真应力-真应变曲线 图1为含银A -l Cu -M g 耐热铝合金在高温压缩变形时的真应力-真应变曲线。

由图可见,热压缩初
期,所有试样的流变应力均随应变的增加而迅速增大至峰值。

在较低的应变速率下(01001s -1
),应力达到峰值后迅速下降,出现明显峰值应力,呈连续动态再结晶特征。

随着应变速率的增大,应力达到峰值后下降的幅度减小,呈动态回复特征。

从图1中也可以看出,在同一应变速率下,随变形温度的升高,真应力水平明显下降;在同一变形温度下,随应变速率增加,真应力水平升高,说明合金
在该试验条件下具有正的应变速率敏感性。

图1 含银A -l Cu -M g 耐热铝合金热压缩变形真应力-真应变曲线
F ig 11 T rue stress -true stra i n curves o f A g -con tai ned A -l Cu -M g hea t -resi stant a l u m i num all oy
during hot co m pressi on de for m ati on (a)ÛE =010015s -1;(b)ÛE =0101s -1;(c)ÛE =011s -1;(d)ÛE =110s -1;(e)ÛE =10s -1
212 合金热压缩变形的金相组织
图2给出了含银A-l Cu-M g 耐热铝合金不同变
形条件下热压缩变形的金相显微组织。

由图可见,合金中均为沿垂直于压缩方向拉长了的变形晶粒,部分合金中出现了再结晶晶粒,随着温度的升高和速率的降低,拉长了的变形晶粒均发生粗化。

如图2a ,b 所示,应变速率为01001s -1
的合金均发生了部分动态再结晶,并且随着温度的升高,再结晶晶粒数目增多,且再结晶晶粒尺寸增大(图2b);当应变速率达到011s -1
时,较低温度下,合金组织中已观察不到再结晶晶粒(图2c),而温度较高的合金中仍有再结晶发生(图2d);但当应变速率进一步增大,合金中均没有发生再结晶(图2e ,f)。

3 分析讨论
311 合金热压缩变形的流变本构方程
金属和合金的热变形是一个受热激活控制的过
程。

其流变行为可用应变速率ÛE ,温度T 和流变应力R 之间的关系来描述。

对不同热加工数据的研究表明,ÛE ,T 和R 之间的数学关系表达式主要有以下3种情况
[10~13]
:
低应力水平(A R <018)时:
ÛE =A 1R n
1exp(-Q /RT )(1) 高应力水平(A R >112)时: ÛE =A 2exp(B R )exp(-Q /RT )
(2)
28
第3期热变形条件对含银A -l Cu -M g
耐热铝合金流变应力和组织的影响图2 不同条件下的变形金相显微组织T =420e ,ÛE =01001s -1(a)011s -1;(c)10s -1;(e);T =500e ,ÛE =01001s -1(b)011s -1;(d)10s -1;(f)
整个应力范围:
ÛE =A [si n h(A R )]n
exp(-Q /RT )
(3)
式中A,A 1,A 2,n 1,n,A ,B 均为与温度无关的常数;R 为气体常数;T 为变形温度;Q 为变形激活能;A ,B 和应力指数n 之间满足A =B /n ;R 为流变应力,可表示峰值应力或稳态流变应力,即稳态流变阶段某指定应变量对应的流变应力。

Zener 和H ollo m on [14]
于1944年提出并验证了应变速率和温度的关系可用一项参数Z 表示: Z =ÛE exp(Q /RT )=A [si n h (A R )]n
(4)式中Z 即为Zener -H o ll o m on 参数,是温度补偿的变形速率因子。

根据双曲正弦函数的定义及式(4),可将R 表述成Zener -H ollo m on 参数Z 的函数:
R =(1/A ){(Z /A )1/n +[(Z /A )2/n +1]1/2
}(5) 由式(3)~(5)可知,只要知道A,Q,n 和A 等材料参数,便可求得任意变形条件下的流变应力值。

下面先计算A,Q,n 和A 等材料常数。

对式(1)和式(2)两边分别取自然对数得: l n ÛE =(ln A 1)-Q /R T +n 1l n R =B 1+n 1l n R (B 1=(ln A 1)-Q /R T )(6) l n ÛE =(ln A 2)-Q /R T +B R =B 2+BR (B 2=(ln A 2)-Q /R T )
(7)
取不同变形条件下的峰值应力为流变应力R ,
分别以l n R 和ln ÛE ,R 和l n ÛE 为坐标作图,用数学软件Orig i n 作线性回归,如图3所示。

由式(6)和式
(7)可知,n 1为ln R 和ln ÛE 关系的斜率,即图3a 中5
条直线的平均值,得到n 1=91836。

B 为R 和l n ÛE 关
系的斜率,即图3b 中5条直线的平均值,得到B =011140MPa -1。

则A 值可由A =B /n 1求出。

对式(3)两边取自然对数,并假定变形激活能与温度无关,可得:
ln (ÛE )=ln A -Q /RT +n ln[si n h (A R )]= B +n l n [sinh (A R )](B =l n A -Q /RT )
(8)
取不同变形条件下的峰值应力为流变应力R ,以l n ÛE 和ln[si n h (A R )]为坐标作图,用O ri g in 做线性回归,如图4所示。

由图可知,该合金高温变形流
变应力和应变速率的双曲对数较好地满足了式(8)的线性关系。

由此可见,含银A -l Cu -M g 耐热铝合金高温压缩变形时的应力-应变速率关系满足双曲正弦的形式,这种双曲正弦函数关系可用于描述合金
整个应力水平下的流变应力和应变速率之间的关系,为通过控制应变速率来控制热加工的应力水平和力学性能参数提供了理论依据。

对式(4)取自然对数,并假定在恒应变速率条件下变形时,一定温度范围内Q 保持不变,可得: ln[si n h (A R )]=1n (l n ÛE -ln A )+Q nR 1T = A 3+B 3T
-1
(A 3=1n (l n ÛE -l n A ),B 3=Q nR
)(9)
取不同变形条件下的峰值应力为流变应力R ,以ln[si n h (A R )]和T -1
为坐标作图,进行线性回归,
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航 空 材 料 学 报第29
卷
图3 峰值应力与应变速率的关系 (a)l n R 和ln ÛE 的关系图;(b)R 和ln ÛE 的关系图
F i g 13 R e l a ti onsh i p bet w een peak stress R and stra i n rate ÛE (a)R elationsh i p
bet ween ln R and l n ÛE ;(b)R elationsh i p bet w een R and l n Û
E 图4
l n ÛE 和l n[si nh (A R )]的关系
F ig 14 R elati onsh i p bet w een l n ÛE and ln[si n h (A R )]
得到图5。

从图中可以看出,在相同应变速率下,流变应力的双曲正弦对数项和温度的倒数也满足线性
关系。

图5
l n[s i nh (A R )]与T
-1
的关系
F ig 15 R elati onsh i p bet w een l n[s i nh (A R )]and T -1
对式(3)求偏导得:
Q =R 5ln ÛE 5l n [si n h (A R ]T 5l n [sinh (A R )]
5(1/T )Û
E (10)
上式右边两个大括号中的项分别为一定温度下l n ÛE -ln[si n h(A R )]关系的斜率和应变速率一定的条件下l n [sinh (A R )]-(1/T )关系的斜率,分别对
应图4,5中直线的斜率。

取图4,5中直线斜率的平均值代入式(10)中,可以求出变形激活能Q 值。

由式(9)可知,图4中l n ÛE 和ln[si n h (A R )]关系直线的纵轴截距即为(ln A -Q /RT )的值,将Q,R,T 值代入即可求得A 。

峰值应力下的各参数值如表1所示。

表1 峰值应力下试验合金的各参数值T able 1 Para m ete rs of A g -conta i ned A -l Cu -M g
heat -resistant a l um i nu m a lloy
A /s -1A /M Pa -1
n Q /(kJ #m ol -1)
1189@1013
0101159
712945
196127
由表1可知,含银A -l Cu -M g 耐热铝合金的变形激活能为196127kJ/m o l 。

与传统A -l Cu -M g 合金的
变形激活能167181~189183kJ/m o l [15,16]
相比稍大,说明添加银的A -l Cu -M g 合金比传统的A -l Cu -M g 合金更不易变形。

将表1中各参数代入式(3),可得含银A -l Cu -M g 耐热铝合金热压缩变形时的流变本构方程: ÛE =1189@1013
[si n h(0101159R )]
712945
exp(-196270/RT )
(11)
将应变速率ÛE ,变形温度T 和由计算得到的Q
值分别代入式(4),可得Z 值(如表2所示)。

即可用Zener -H ollo m on 参数Z 描述该合金在热压缩变形时的流变应力行为,方程表述为: R =86131{(Z /1189@1013
)1/712945
+
[(Z /1189@1013)2/712945+1]1/2
}
(12)
该方程适用于应变速率为01001~10s -1
,变形温度为340~500e ,总变形量为60%的含银A -l Cu -M g 合金的流变应力行为,可为确定该类合金热加工时的工艺参数提供理论依据。

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第3期热变形条件对含银A-l Cu-M g耐热铝合金流变应力和组织的影响
表2不同变形条件下合金的Z值
T ab l e2Z va l ue under different defor m a tion cond iti ons
D efor m i ng te m pera t ure/e
Z/s-1
01001010101111010
3405131@10135131@10145131@10155131@10165131@1017 3805102@10125102@10135102@10145102@10155102@1016 4206123@10116123@10126123@10136123@10146123@1015 4609170@10109170@10119170@10129170@10139170@1014 5001183@10101183@10111183@10121183@10131183@1014
312变形条件的影响
合金在较高温度下的塑性变形,是加工硬化和动态软化的动态平衡过程。

加工硬化是由于在外加应力下,位错密度增加,但位错的运动被合金中晶界、杂质、位错缠结或第二相粒子阻碍引起的[17]。

动态软化则使位错密度降低和位错重新排列成低能量状态的组织。

在热形变过程中,合金中的主要软化机制是动态回复和动态再结晶。

合金在较低温度下变形时,由于原子和位错的活动能力较低,合金中主要发生动态回复(图2c)。

随着温度的升高,原子的动能增大,原子间的结合力减弱,临界切应力降低,滑移系增加,位错的活动能力增强。

晶界吸收其附近的位错,使相邻的晶粒取向差增大,形成大角度晶界的再结晶晶核,并逐步完成再结晶(图2d)。

应变速率对合金组织影响也很大。

应变速率越小,退火加热保温时间越长,原子扩散运动越能充分进行,故增加退火时间有利于新的再结晶晶粒充分形核和生长,可降低再结晶温度。

所以本试验中,同样是在420e下,应变速率为011s-1,10s-1的合金没有发生再结晶(图2a,c),而应变速率为01001s-1的合金发生了再结晶(图2e)。

动态再结晶引起的软化效果远大于动态回复,能够消除或部分消除加工硬化,所以在应力-应变曲线中随着应变速率的减小或变形温度的升高,流变应力逐渐减小。

313最佳热轧条件
铸锭热轧过程中要考虑的两个重要条件是样品是否发生开裂和是否发生再结晶。

本试验条件下,变形温度为500e时样品均发生开裂,所以,此类合金不适宜在500e进行热加工。

在热轧过程中,如果合金中发生再结晶,则会降低热轧后产品的力学性能。

表2中阴影部分表示合金中发生了部分再结晶或完全再结晶。

在应变速率为01001s-1时,所有温度下的合金均发生了再结晶。

在应变速率为0101s-1时,只有热变形温度为340e的合金中没有发生再结晶。

但是此时热变形温度过低,变形抗力很大,都或多或少的引起样品的不均匀变形,热轧过程难以进行。

随着应变速率的增大,未发生再结晶的温度范围逐渐扩大。

当应变速率达到10s-1时,所有热变形温度下的合金均未发生再结晶。

综合以上分析可以得出,该含银A-l Cu-M g耐热铝合金适宜的热轧温度为380~460e,应变速率为011~10s-1。

4结论
(1)在应变速率一定的条件下,合金的流变应力随变形温度的升高而减小;在变形温度一定的条件下,合金的流变应力随应变速率的增大而增大。

(2)试验合金的热变形激活能为196127kJ/ m o,l流变应力、变形温度和应变速率之间的关系可用双曲正弦形式的本构方程来描述,其流变应力也可用Zener-H o ll o m on参数来描述。

(3)随着变形温度的升高或应变速率的降低,合金中的主要软化机制逐步由动态回复转变为动态再结晶。

(4)该合金较适宜的热轧温度为380~460e,应变速率为011~10s-1。

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Effects ofHot Defor m ation Conditi ons on Flow Stress and
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Heat-Resistant A l u m i nu m A lloy
LIU X iao-yan,PAN Q i n g-li n,LU Cong-ge,LIW en-b i n,Z HANG X i n-m i n g,Y IN Zh-i m i n (Schoo l ofM a teria l s Sc ience and Eng i neering,Centra l South U n i ve rs it y,Changsha410083,Ch i na)
Abstrac t:T he behav i o r o f the fl ow stress o fA g-conta i ned A-l Cu-M g heat-resistant a l um inu m a lloy duri ng ho t co m pressi on defo r ma ti on w as stud i ed by t her m a l si m u l a ti on test.The temperat u re and t he stra i n ra te dur i ng hot co m pressi on w ere340~500e,01001~10s-1, respectively.T he results sho w t hat the fl ow stress i ncreases w it h i ncreasing the stra i n rate,and decreases w ith i ncreasi ng the de f o r m i ng te m pera t ure.T he fl ow stress of the a lloy dur i ng hot com press i on de for m ati on can be descr i bed by constituti ve equati on i n hyperbolic si ne function w ith the hot defo r m ati on activati on ene rgy196.27kJ/mo,l and can also be descr i bed by a Zene r-H o ll omon para m eter. O nly e l ong ated g ra i ns vertica l to compression directi on we re observed i n the a lloy s defo r med a t lo w temperat u re or h i gh stra i n rate.W ith increasi ng defor m ati on te m perature o r decreas i ng stra i n rate,the e l ongated g ra i ns coarsed and recrystallization gra i ns we re a lso ob-serv ed,i ndicati ng t hat t he m a i n so ften m echan is m of the a lloy transfor m ed from dyna m ic recov ery to dyna m i c recrysta lli zati on.The sui-t able ho t ro lli ng te m pera t ure is380~460e and t he strain rate i s011~10s-1.
K ey word s:heat-resistant a l um i nu m a lloy;A g-contained A-l Cu-M g a lloy;fl ow stress;deformed m icrostruc t ure
32。