趙連風(fēng)，易丹青，王斌，劉會群，秦澤華，李賽維

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7075鋁合金的梯度時效及其溫度場模擬

趙連風(fēng)1，易丹青1，王斌1，劉會群1，秦澤華1，李賽維2

(1. 中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083；2. 中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

設(shè)計一種梯度時效方法及裝置，采用不同的時效工藝參數(shù)，對7075鋁合金棒材進行梯度時效處理，測試合金棒材沿軸向的溫度以及抗拉強度與伸長率，通過FLUENT軟件模擬，獲得梯度時效溫度場并建立等溫云圖和抗拉強度云圖。結(jié)果表明：7075鋁合金棒材梯度時效處理時，其溫度沿軸向的分布近似于一維穩(wěn)態(tài)分布；當(dāng)時效溫度從66 ℃升高到121 ℃時，合金的抗拉強度從517 MPa提高至599 MPa，伸長率從12%降低至8%。FLUENT模擬不同時效工藝參數(shù)下7075鋁合金的溫度場分布，模擬溫度與實測溫度的誤差(K)＜2%，等溫云圖和抗拉強度云圖與實驗結(jié)果誤差較小，可為梯度時效傳熱參數(shù)的選擇提供有力的依據(jù)。

7075鋁合金；梯度時效；時效強化；溫度場；FLUENT模擬

在某些實際應(yīng)用中，零部件不同部位的服役環(huán)境和承載不同，對其性能要求亦不同[1?2]。因此，傳統(tǒng)均質(zhì)材料難以同時滿足不同部位不同的性能要求，而梯度材料能很好地滿足實際應(yīng)用的需求[3?4]。目前制備梯度材料的方法很多，如粉末冶金法[5]、化學(xué)氣相沉積法[6]、自蔓延高溫合成法[7]和激光熔化沉積法[8]等。其中，粉末冶金法制備的梯度材料組分分布不連續(xù)，呈階梯式分布，生產(chǎn)效率較低，常用于制備幾何形狀相對簡單的材料，所用原材料多為粉體，在用塊體材料作為原材料時，制備具有梯度力學(xué)性能的材料則更復(fù)雜。若能將常規(guī)金屬材料通過特殊的熱處理方式制備成性能呈梯度變化的梯度材料，可更便捷地滿足實際生產(chǎn)的需要。Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金的比強度高，韌性較好，可用于航空、航天、兵器和交通運輸業(yè)[9?10]。Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金作為可熱處理強化型鋁合金，時效強化是其最主要的強化機制和其加工工藝的最后一道熱處理工序，時效過程中獲得的組織和性能可保留到實際應(yīng)用中。因此，對Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金進行梯度時效，可獲得最終具有梯度組織與梯度力學(xué)性能的材料。時效態(tài)Al-Zn-Mg-Cu系鋁合金的高強度主要源于時效過程中過飽和固溶體基體中析出的彌散分布并對位錯有阻礙作用的第二相粒子[11]。T6狀態(tài)的7075合金強度最高，其欠時效和過時效狀態(tài)下的韌性較高且具有良好的耐腐蝕性能[12]?；?075鋁合金的時效強化性能，本研究設(shè)計一種梯度時效裝置，對7075鋁合金進行時效處理。由于梯度時效過程中溫度場影響合金的性能分布，因此需要對溫度場進行研究。FLUENT軟件廣泛應(yīng)用于對溫度場的研究。劉政等[13]使用FLUENT軟件對電磁場下的A356鋁溶液溫度場進行三維模擬，獲得電磁場的最佳交流頻率為10 Hz；COLEGROVE等[14]通過FLUENT軟件模擬7075- T7351鋁合金攪拌摩擦焊的溫度場，為焊接組織和流動模型提供可靠的分析依據(jù)；張亞斌[15]利用FLUENT軟件建立2219鋁合金電子束深熔在焊匙孔直徑為0.5 mm，熔深分別為5，8，10，13和15 mm的溫度分布云圖，用于預(yù)測焊接質(zhì)量和指導(dǎo)工藝。本文利用實驗和FLUENT軟件模擬梯度時效過程中溫度場的演變，制定等溫云圖和抗拉強度云圖，為7075鋁合金的梯度時效工藝參數(shù)的選擇提供依據(jù)。

1 實驗方法與時效模型

1.1 梯度時效裝置與工藝

梯度時效裝置包括加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、過渡保溫層和溫度測量裝置。冷卻系統(tǒng)由冷卻槽、冷卻介質(zhì)、防水密封圈、恒溫循環(huán)泵和流量計組成，冷卻介質(zhì)的流速和溫度皆可控。加熱系統(tǒng)由加熱槽、加熱介質(zhì)與加熱管組成，加熱介質(zhì)的溫度可控。加熱介質(zhì)為二甲基硅油，黏度為100 mm2/s，冷卻介質(zhì)為水。該裝置可用于具有軸向溫度梯度的退火、時效等熱處理。

合金的物性參數(shù)、尺寸和傳熱長度以及加熱溫度、冷卻溫度和冷卻速度對梯度時效過程中的溫度場分布有重要影響。在合金樣品的尺寸和傳熱長度不變的條件下，可通過調(diào)控加熱溫度、冷卻溫度和冷卻速率來調(diào)控?zé)崽幚順悠返臏囟确植肌１狙芯坎捎玫臅r效工藝參數(shù)列于表1，分別研究冷卻水溫、加熱油溫和冷卻水速對7075鋁合金時效溫度場的影響。

表1 7075鋁合金的梯度時效工藝參數(shù)

1.2 實驗方法

7075鋁合金實測成分(質(zhì)量分數(shù))為5.60% Zn，2.60% Mg，1.60% Cu，0.14% Mn，0.34% Fe，0.06% Si和余量Al。將直徑為45 mm，長度為165 mm的擠壓態(tài)7075鋁合金棒在鹽浴爐中進行473℃/2 h的固溶處理，水淬后立即放入梯度時效裝置中。鋁合金棒置于加熱介質(zhì)中12 mm，置于冷卻介質(zhì)中22 mm。用絕熱膠將測溫?zé)犭娕假N于7075鋁合金表面，熱電偶的位置分別為=0，40，80，120，165 mm處(為距冷卻端面的軸向距離)，測溫儀為XMT-8多路測溫儀，同一位置采集5個溫度點，溫度誤差為(±1) ℃，每隔2 min測一次。對7075鋁合金進行24 h梯度時效處理后，沿試樣軸向方向以10 mm的間距切取拉伸樣，拉伸試樣參考國標GB/T 228—2002，其尺寸如圖2所示。在Instron 858 mini bionix上進行拉伸實驗，拉伸速度為1 mm/min，取3個試樣測試結(jié)果的算術(shù)平均值。

圖1 梯度時效裝置示意圖

圖2 7075鋁合金的拉伸試樣尺寸(單位：mm)

1.3 換熱系數(shù)測量

換熱系數(shù)是FLUENT模擬的重要參數(shù)，圖3所示為求解梯度時效過程中7075鋁合金與傳熱介質(zhì)間換熱系數(shù)所用的裝置示意圖。將473 ℃/2 h固溶、水淬處理后的7075鋁合金棒置于圖3所示的裝置中，試樣外表面包裹一層保溫石棉，石棉與傳熱介質(zhì)的接觸部位涂抹高溫防水防油膠。熱電偶置于試樣表面距離端面的軸向距離為5 mm和10 mm處，采用JK-808多路測溫儀測量加熱/冷卻過程中熱電偶處的溫度，每隔30 s測一次，溫度誤差為(±1) ℃。

圖3 求解換熱系數(shù)的裝置示意圖(單位：mm)

1.4 梯度時效模型

7075鋁合金的物性參數(shù)列于表2。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，將直徑為45 mm、長度165 mm的7075鋁合金試樣劃分為均勻細小的1 mm網(wǎng)格，如圖4所示。使用FLUENT導(dǎo)入規(guī)整網(wǎng)格，調(diào)用穩(wěn)態(tài)固體導(dǎo)熱模型，求解計算域內(nèi)的能量守恒方程，離散化格式為二階上風(fēng)格式。

表2 7075鋁合金的熱物性參數(shù)[16]

圖4 網(wǎng)格劃分模型

2 結(jié)果與討論

2.1 實驗結(jié)果

通過圖3所示的裝置測量加熱或者冷卻過程中距離7075鋁合金端面5 mm和10 mm位置處的溫度，從Fourier傳熱方程出發(fā)，結(jié)合式(1)和式(2)求得傳熱介質(zhì)的換熱系數(shù)[17]：

(2)

式中：為溫度，℃；∞為傳熱介質(zhì)溫度，包括加熱介質(zhì)的溫度o和冷卻介質(zhì)的溫度w；為時間，s；為傳熱介質(zhì)的密度，kg/m3；為該介質(zhì)的比熱容，J/(kg?K)；為其熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/(m?K)；為空間步長；表示內(nèi)節(jié)點位置；為換熱系數(shù)，W/(m2?K)。=0時表示加熱/冷卻端面的中心位置，=1時表示試樣中心軸上距加熱/冷卻端面1個空間步長的位置，在本實驗中為0.05 m。時間從=0開始，按分割為若干段；表示當(dāng)前時刻，+1表示下一時刻；為在時刻節(jié)點處的溫度，h為時刻的換熱系數(shù)。根據(jù)測得的距離端面5 mm和10 mm處溫度隨時間變化的曲線，結(jié)合式(1)獲得7075鋁合金的端面溫度，再根據(jù)式(2)獲得傳熱介質(zhì)的換熱系數(shù)。

本研究設(shè)計的有效實驗次數(shù)為10次。圖5所示為合金試樣加熱到100 ℃的實驗結(jié)果。圖5(a)所示為距加熱端面5 mm和10 mm處的溫度曲線圖，這2個位置的平均溫差為0.8 ℃。根據(jù)表2和式(1)，得到加熱端面的溫度曲線如圖5(b)所示。根據(jù)式(2)獲得圖5(c)所示的試樣端面溫度與加熱介質(zhì)換熱系數(shù)的關(guān)系曲線。從圖中可看出：在合金加熱到100 ℃的過程中，加熱油的換熱系數(shù)波動較大，與端面溫度之間未呈現(xiàn)明顯的關(guān)系，這可能是由于實驗儀器本身的誤差和實驗記錄時引進的誤差。對加熱油的換熱系數(shù)求平均值，得到加熱油的平均換熱系數(shù)h為179 W/(m2?K)。

冷卻水的流速w為15 mL/s，用溫度w為25 ℃的冷卻水對加熱棒材進行冷卻，圖6所示為時效冷卻過程中合金的溫度曲線以及冷卻水的換熱系數(shù)與試樣斷面溫度間的關(guān)系。由圖可見，距端面5 mm和10 mm處的平均溫差為1.9 ℃，冷卻水的換熱系數(shù)與合金試樣的端面溫度未呈現(xiàn)明顯的相關(guān)性，求得冷卻水的平均換熱系數(shù)w為561 W/(m2?K)。

換熱系數(shù)的大小與對流傳熱過程中的許多因素有關(guān)。它不僅取決于流體的物性(，和c等)以及換熱表面的形狀和大小等，還與流體的流速密切相 關(guān)[18]，但溫度對換熱系數(shù)的影響較小。在傳熱模擬中，假設(shè)換熱系數(shù)為與溫度無關(guān)的常數(shù)，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果有較好的準確性。對于強制對流換熱，當(dāng)流體以均勻流速外掠平壁層流動時，在平壁表面形成層流邊界層，換熱系數(shù)與存在以下關(guān)系[18]：

2.2 溫度場模擬

當(dāng)7075鋁合金樣品的尺寸與傳熱長度固定時，梯度時效溫度場由冷卻溫度、冷卻水速及加熱溫度這3個參數(shù)決定。由式(3)求得4#時效工藝中冷卻水的換熱系數(shù)為971 W/(m2?K)。

圖7所示為采用1#工藝對合金進行梯度時效的實測溫度與模擬溫度場。從圖7(a)可見，7075鋁合金梯度時效30 min左右達到穩(wěn)定狀態(tài)，隨增加，溫度逐漸升高。=0 mm位置，實測穩(wěn)態(tài)時效溫度為66 ℃，模擬穩(wěn)態(tài)時效溫度為60.7 ℃；=165 mm位置的實測穩(wěn)態(tài)時效溫度為121 ℃，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果誤差(K)＜1%，誤差的主要來源可能是FLUENT模擬選用了換熱系數(shù)的平均值，而實際上換熱系數(shù)和試樣端面的溫度呈現(xiàn)一定的相關(guān)性。7075鋁合金梯度時效處理時加熱端和冷卻端的徑向存在最大為2 ℃的溫差，過渡保溫段不存在徑向溫差，等溫線呈平直分布(見圖7(b))。軸向溫度近似直線分布，過渡保溫段的溫度隨時間呈直線變化，加熱和冷卻段的溫度變化相對較緩。

圖5 梯度時效加熱過程中合金試樣的溫度變化以及傳熱介質(zhì)換熱系數(shù)隨加熱端面溫度的變化

圖6 時效處理冷卻過程中合金試樣的溫度變化以及傳熱介質(zhì)換熱系數(shù)隨試樣端面溫度的變化

圖7 采用1#工藝對合金進行梯度時效的實測溫度與模擬溫度場

圖8所示為2#，3#和4#時效工藝條件下7075鋁合金溫度場的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果，模擬與實測的溫度誤差(K)均小于2%，表明模擬具有較高的準確性，可用于預(yù)測不同時效工藝下7075鋁合金的溫度場。

表3所列為分別采用1#，2#，3#和4#工藝對7075鋁合金進行時效處理時的穩(wěn)態(tài)溫度分布情況。從表3可看出：當(dāng)油溫從200℃升高到230℃時，模擬冷卻端面溫度ws升高約6 ℃，模擬加熱端面溫度os升高約15 ℃，模擬軸向溫差升高約9 ℃，徑向溫差改變較小。當(dāng)水溫從25 ℃降至13 ℃時，模擬ws降低9.3 ℃，模擬os降低5.8 ℃，軸向溫差升高3.5 ℃，徑向溫差改變較小。當(dāng)冷卻水速從15 mL/s增大至45 mL/s時，模擬ws降低14.4 ℃，模擬os降低6 ℃，軸向溫差增大5.4 ℃，徑向溫差改變較小。

圖8 不同時效工藝下的軸向溫度場模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

表3 在不同時效工藝下的實測與模擬溫度對比

因此，在梯度時效時，隨加熱溫度升高，試樣加熱段的溫度升高值大于冷卻段的溫度升高值；當(dāng)冷卻段溫度降低或冷卻水換熱系數(shù)增大時，試樣冷卻段的溫度降低值大于加熱段的溫度降低值；但合金的徑向溫差無明顯改變，均低于2 ℃。梯度時效溫度場為近似于線性的一維分布，其原因可用下述公式解釋[18]：

設(shè)：

(5)

(7)

在數(shù)值上，A＞C＞B，且A＞B+C，由式(4)，得：

(9)

(10)

式中：Δo為油溫改變量；Δw為水溫改變量；為傳熱條件改變后的加熱端面溫度；為傳熱條件改變后的冷卻端面溫度；s為7075鋁合金的熱導(dǎo)率。根據(jù)式(8)，梯度時效的軸向穩(wěn)態(tài)溫差跟加熱介質(zhì)與冷卻介質(zhì)之間的溫差成正比。當(dāng)加熱油溫升高或者冷卻水溫降低時，隨加熱介質(zhì)和冷卻介質(zhì)之間的溫差增大，7075鋁合金試樣的軸向溫差增大。當(dāng)水冷段的換熱系數(shù)增大時，值降低，軸向穩(wěn)態(tài)溫差也增大，與實驗結(jié)果相符合。根據(jù)式(9)~(10)，當(dāng)加熱溫度升高時，合金的時效溫度相應(yīng)升高，但高溫端面的溫度改變量大于低溫端面。當(dāng)冷卻溫度降低時，合金的時效溫度隨之降低，但低溫端面的時效溫度改變量大于高溫端面，與實驗數(shù)據(jù)相符合。

2.3 梯度時效云圖

基于7075鋁合金梯度時效穩(wěn)態(tài)溫度場模擬的準確性，在加熱溫度為230 ℃時，冷卻溫度w以10℃的間隔從0 ℃遞增到100 ℃，冷卻水速w以15 mL/s的間隔從15 mL/s遞增到90 mL/s的條件下，用FLUENT軟件模擬端面的時效溫度，得到圖9所示的等溫云圖，其中圖9(a)所示為低溫端面的溫度ws，圖9(b)所示為高溫端面的溫度os。

圖9 230 ℃油溫時7075鋁合金梯度時效的等溫云圖

圖10所示為7075鋁合金在時效時間為24 h條件下進行單級時效處理后的抗拉強度圖。從圖中可看出：時效溫度為120 ℃時為峰值時效，峰值時效強度為612 MPa。結(jié)合圖9和圖10，作出圖11所示的合金抗拉強度云圖。對于不同的服役條件，根據(jù)圖9和圖11確定相應(yīng)的時效參數(shù)。如對于端口需進行擴口、縮口等二次加工的鋁合金連接件，要求端口處韌性較好，其余部位強度較高，可選擇7075鋁合金梯度時效處理時加熱端溫度os為117.6~125.9 ℃的溫度區(qū)間作為換熱參數(shù)；若考慮鋁合金連接件接口處的應(yīng)力腐蝕性能，其端口處的時效溫度應(yīng)為過時效狀態(tài)，可選擇7075鋁合金梯度時效處理時低溫端溫度ws為115.7~125 ℃的區(qū)間；對于7075鋁合金彎曲承力梁結(jié)構(gòu)，中心部位受力較邊緣處大，其軸向溫度分布應(yīng)為欠時效到峰時效到過時效溫度分布，換熱條件可選擇ws＜120 ℃，ws＞120 ℃的溫度區(qū)間作為換熱參數(shù)。

圖10 7075鋁合金常規(guī)單級時效24 h的抗拉強度隨時效溫度的變化曲線

圖11 230 ℃油溫時7075鋁合金梯度時效的抗拉強度云圖

2.4 梯度力學(xué)性能

在1#時效工藝條件下，即o=230 ℃，w=13 ℃，w=15 mL/s，梯度時效后測得7075鋁合金軸向的力學(xué)性能如圖12所示。從圖中可見距離端面越遠的位置，強度越大，伸長率減小。在=0 mm處，時效溫度為66 ℃，處于欠時效階段，抗拉強度為517.89 MPa，伸長率為12.33%；在=165 mm的位置，時效溫度為121 ℃，處于峰時效階段，抗拉強度為599.07 MPa，伸長率為8.13%。相比于=0 mm處，在=165 mm處合金的抗拉強度增加81 MPa，伸長率降低4.2%。

從圖9和圖11可知，當(dāng)o=230 ℃，w=13 ℃，w=15 mL/s時，在=0 mm處，時效溫度在(49.4，62.8 ℃)區(qū)間內(nèi)，合金的抗拉強度在(479.6，501.4 MPa)區(qū)間內(nèi)；在=165 mm處，時效溫度置于(118.0，125.8 ℃)區(qū)間內(nèi)，抗拉強度在(599.4，607.5 MPa)區(qū)間內(nèi)。溫度的模擬結(jié)果與測量值的誤差較小，抗拉強度的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差也在允許范圍之內(nèi)，驗證了等溫云圖和抗拉強度云圖的準確性。

圖12 7075鋁合金梯度時效后的軸向梯度力學(xué)性能

3 結(jié)論

1) 采用本研究設(shè)計的一種梯度時效方法和裝置，對7075鋁合金進行梯度時效處理，獲得沿軸向梯度分布的力學(xué)性能，合金的抗拉強度從517.89 MPa逐漸增大至599.07 MPa，伸長率從12.33%逐漸降低至8.13%。

2) 在加熱介質(zhì)二甲基硅油的換熱系數(shù)為179 W/(m2?K)，冷卻水速w=15 mL/s及冷卻水的換熱系數(shù)為561 W/(m2?K)的條件下，利用FLUENT軟件模擬7075鋁合金梯度時效處理的溫度場，模擬的溫度與實驗測得溫度的誤差為(K)<2%，等溫云圖和抗拉強度云圖均具有較高的準確性，可用于優(yōu)化7075鋁合金的梯度時效工藝參數(shù)。

3) 在梯度時效過程中，當(dāng)油溫升高時，合金試樣加熱段時效溫度升高值大于冷卻段的溫度升高值；當(dāng)水溫降低或冷卻換熱系數(shù)增大時，試樣冷卻段的時效溫度降低值大于加熱段的時效溫度降低值；當(dāng)改變加熱或冷卻條件時，合金的徑向溫差均低于2℃。模擬結(jié)果表明梯度時效溫度場是沿軸向近似于線性的一維分布。

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(編輯 湯金芝)

Gradient aging and temperature field simulation of 7075 aluminum alloy

ZHAO Lianfeng1, YI Danqing1, WANG Bin1, LIU Huiqun1, QIN Zehua1, LI Saiwei2

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

A novel gradient aging method and device were developed. The gradient aging treatments with different process parameters were performed on 7075 aluminum alloy bars to investigate their axial temperature, ultimate strength and elongation. The gradient aging temperature field was obtained and contours of aging temperature and ultimate strength were established by FLUENT software. A linear one-dimensional temperature distribution was obtained during gradient aging. The results show that when the axial aging temperature of 7075 aluminum alloy rangs from 66 ℃ to 121 ℃, the ultimate strength increases gradually from 517 MPa to 599 MPa, while the elongation decreases gradually from 12% to 8%. The distribution inaccuracy between experimental aging temperature and that simulated by FLUENT software is less than 2%. The inaccuracy between experimental results and contours of aging temperature and ultimate strength is little. Temperature field during gradient aging process can be controlled and optimized by contours of aging temperature and ultimate strength.

7075 aluminum alloy; gradient aging; aging strength; temperature field; FLUENT

TG146.21

A

1673-0224(2017)02-141-10

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計劃)資助項目(2012CB619506)；2011計劃協(xié)同創(chuàng)新平臺項目

2016?01?22；

2016?04?07

易丹青，教授，博士。電話：0731-88830263；E-mail: danqing@csu.edu.cn