王勝龍 秦中環(huán) 周小京 劉建峰 張海超 董 陽 郭曉琳

航天用6005A鋁合金熱變形行為研究

王勝龍1秦中環(huán)1周小京1劉建峰2張海超2董 陽3郭曉琳1

(1. 北京航星機(jī)器制造有限公司，北京 100013；2. 山東大學(xué)，濟(jì)南 250014；3. 山東兗礦輕合金有限公司，鄒城 273515）

通過Gleeble-3800熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)6005A鋁合金在623～823K溫度和0.01～10s-1應(yīng)變速率下進(jìn)行熱壓縮試驗(yàn)，研究了6005A鋁合金熱變形行為。基于試驗(yàn)真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，進(jìn)行了溫度修正和摩擦修正，建立了考慮應(yīng)變補(bǔ)償且能夠準(zhǔn)確描述6005A鋁合金材料熱變形過程中流變應(yīng)力與應(yīng)變、應(yīng)變速率和變形溫度之間關(guān)系的Arrhenius本構(gòu)關(guān)系模型，相關(guān)系數(shù)為0.9985315，平均相對(duì)誤差為2.56%。

6005A鋁合金；熱變形行為；真應(yīng)力-應(yīng)變曲線；本構(gòu)方程

1 引言

6005A鋁合金是一種中等強(qiáng)度的Al-Mg-Si系鋁合金，具有密度低、擠壓性好、焊接性好、力學(xué)性能好等優(yōu)點(diǎn)，在民用型材擠壓中得到廣泛應(yīng)用，尤其是在大型薄壁、空心型材等方面的應(yīng)用[1，2]。近年來，隨著我國航天武器裝備事業(yè)的飛速發(fā)展，產(chǎn)品型號(hào)結(jié)構(gòu)功能一體設(shè)計(jì)對(duì)6005A鋁合金型材提出諸如截面復(fù)雜、內(nèi)孔多、筋板多、壁厚差大、成形性優(yōu)越、尺寸精度高、綜合性能好等更高的要求，而要達(dá)到這些要求需要科學(xué)合理的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和精確的熱變形參數(shù)保證。因此，研究航天用6005A鋁合金在一系列變形條件下的熱變形行為，探究合金的本構(gòu)關(guān)系模型、顯微組織變化規(guī)律和加工性能對(duì)指導(dǎo)6005A鋁合金熱塑性加工具有十分重要的作用。

熱變形中的材料流動(dòng)行為十分復(fù)雜，受到材料動(dòng)態(tài)軟化和加工硬化的綜合影響，建立溫度同流變應(yīng)力、應(yīng)變之間的本構(gòu)模型對(duì)于預(yù)測(cè)流動(dòng)應(yīng)力十分重要。目前一些學(xué)者對(duì)其它牌號(hào)的鋁合金本構(gòu)模型構(gòu)建方面進(jìn)行了大量的研究。Chen等[3]研究了6026鋁合金在應(yīng)變速率范圍為0.001～10s-1和變形溫度范圍為673～823K條件下的流動(dòng)應(yīng)力行為，并且建立了考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)腁rrhenius本構(gòu)模型。Liu等[4]對(duì)6063鋁合金在應(yīng)變速率范圍為0.01～10s?-1和變形溫度范圍為573～723K條件下進(jìn)行了熱壓縮試驗(yàn)，建立了考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)方程模擬熱變形行為。

雖然目前對(duì)鋁合金熱變形行為的研究已有一定的基礎(chǔ)，但是不同熱變形參數(shù)下航天用6005A鋁合金的流變行為卻鮮有報(bào)道。本研究通過Gleeble-3800熱模擬試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行等溫、等應(yīng)變速率的熱壓縮試驗(yàn)，分析材料的流變應(yīng)力行為，對(duì)真應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行溫度和摩擦修正，建立6005A鋁合金材料考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)模型。

2 熱壓縮試驗(yàn)

熱壓縮試驗(yàn)在熱模擬試驗(yàn)機(jī)（Gleeble-3800）上開展，本研究所用材料為均勻化處理后的鑄態(tài)航天用6005A鋁合金，在均勻化處理后的鑄錠1/2半徑處，通過線切割獲取直徑為10mm、高度為15mm的圓柱形光滑試樣。變形溫度分別為設(shè)置為623K、673K、723K、773K、823K，應(yīng)熱變速率分別為0.001s-1、0.01s-1、0.1s-1、1s-1、10s-1，試驗(yàn)總壓下量為60%，應(yīng)變量為0.916。在試樣兩端面涂抹潤滑膏并貼上石墨片以減小試樣與壓頭之間的摩擦。樣品采用熱模擬機(jī)電阻加熱，以10K/s的升溫速率加熱至熱壓縮溫度后保溫3min，然后進(jìn)行恒定應(yīng)變速率的熱壓縮試驗(yàn)。壓縮完畢后，立刻取下試樣并對(duì)試樣噴水處理，保留金屬變形組織。壓縮過程中由Gleeble-3800熱模擬機(jī)的計(jì)算機(jī)系統(tǒng)自動(dòng)采集真應(yīng)力、真應(yīng)變、實(shí)時(shí)溫度、實(shí)時(shí)壓縮高度、實(shí)時(shí)應(yīng)變量等數(shù)據(jù)。

3 結(jié)果與討論

3.1 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線分析

3.1.1 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖1 6005A鋁合金在不同變形條件下實(shí)測(cè)真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖1為通過熱壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到的不同應(yīng)變速率和不同試驗(yàn)溫度下的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。圖1顯示，在相同的應(yīng)變速率和變形溫度下，真應(yīng)力隨著真應(yīng)變的增加先迅速增加，達(dá)到峰值之后略有下降或趨于穩(wěn)定，而后平緩變化，在變形最后階段有所增加。這是在塑性變形過程中動(dòng)態(tài)軟化和加工硬化相互作用的結(jié)果，動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶產(chǎn)生動(dòng)態(tài)軟化，位錯(cuò)增殖以及位錯(cuò)間的相互作用產(chǎn)生加工硬化。當(dāng)加工硬化作用大于動(dòng)態(tài)軟化作用時(shí)，流變應(yīng)力呈上升趨勢(shì)；當(dāng)動(dòng)態(tài)軟化作用大于加工硬化作用時(shí)，流變應(yīng)力呈下降趨勢(shì)；二者相當(dāng)時(shí)，流變應(yīng)力趨于穩(wěn)定而平緩變化[5，6]。在低應(yīng)變量階段，位錯(cuò)迅速增加，位錯(cuò)之間的相互作用強(qiáng)，加工硬化作用明顯，此時(shí)無足夠強(qiáng)的能量驅(qū)動(dòng)動(dòng)態(tài)軟化發(fā)生，從而流變應(yīng)力急劇上升。應(yīng)變量增加到一定程度后，晶體內(nèi)能量增加，驅(qū)動(dòng)動(dòng)態(tài)軟化發(fā)生，且軟化作用逐漸增強(qiáng)，加工硬化被抵消，直到二者作用趨于平衡，流變應(yīng)力在這個(gè)過程中趨于穩(wěn)定而平緩變化。隨著變形程度增加，熱模擬試驗(yàn)機(jī)壓頭與圓柱形試樣端面接觸面積逐漸增大，摩擦力增大，金屬變形難度提高，導(dǎo)致流變應(yīng)力略有上升[7]。

由圖1還可看出，在同一變形溫度下，流變應(yīng)力會(huì)隨著應(yīng)變速率的增加而顯著增加，故6005A鋁合金是應(yīng)變速率敏感材料。隨著應(yīng)變速率增加，高密度位錯(cuò)形成速度加快，加工硬化作用明顯增強(qiáng)，同時(shí)動(dòng)態(tài)軟化時(shí)間變短，軟化不充分，因此流變應(yīng)力明顯提高[8]。在同一應(yīng)變速率下，隨著變形溫度升高，流變應(yīng)力顯著降低，主要是由于熱激活能增強(qiáng)[3]，位錯(cuò)等缺陷活動(dòng)能力提高，晶界遷移變化容易，動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶作用增強(qiáng)而導(dǎo)致的。

3.1.2 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的溫度和摩擦修正

在熱壓縮過程中，變形產(chǎn)熱和摩擦產(chǎn)熱會(huì)造成試樣溫度升高，但受熱壓縮機(jī)溫控裝置靈敏度限制，溫控裝置無法及時(shí)調(diào)整溫度變化，導(dǎo)致流變應(yīng)力曲線反映的溫度有所偏離設(shè)定的溫度。此外，熱壓縮過程中試樣兩個(gè)端面與熱壓縮機(jī)壓頭之間仍存在一定的摩擦，導(dǎo)致試樣腰部出現(xiàn)“鼓肚”現(xiàn)象，難以做到理論上軸向和橫向應(yīng)變相等的無“鼓肚”均勻變形。由于溫度和摩擦所帶來的誤差導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果不能精確反映試樣變形的真實(shí)情況，需要對(duì)試驗(yàn)采集到的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行修正。

3.1.2.1 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的溫度修正

采用式（1）[9]修正溫度對(duì)流變應(yīng)力的影響。

式中：T1為熱壓縮試驗(yàn)的實(shí)測(cè)溫度；Tt為熱壓縮試驗(yàn)設(shè)定的溫度；σ1為熱壓縮試驗(yàn)的實(shí)測(cè)應(yīng)力；σt為溫度修正后的應(yīng)力。

在不同變形條件下實(shí)測(cè)真應(yīng)力-應(yīng)變曲線與溫度修正后真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較如圖2所示。由圖2可看出，流變應(yīng)力達(dá)到峰值應(yīng)力之前的低應(yīng)變下，溫度修正作用較小，修正效果隨著應(yīng)變的增加而逐漸變好。隨著應(yīng)變速率增加，修正后的應(yīng)力值越大于實(shí)測(cè)值，隨著應(yīng)變速率越低，修正后的應(yīng)力值越接近實(shí)測(cè)值。在高應(yīng)變速率下材料變形劇烈，變形時(shí)間短，受熱壓縮機(jī)溫控設(shè)備靈敏度限制，對(duì)變形熱或者摩擦熱導(dǎo)致的溫差調(diào)控不夠及時(shí)，與設(shè)定溫度相比會(huì)出現(xiàn)一定的偏差。在低應(yīng)變速率下，變形時(shí)間長，熱壓縮機(jī)溫控設(shè)備可以及時(shí)反應(yīng)來調(diào)控由變形熱或者摩擦熱導(dǎo)致的溫差[10]。高應(yīng)變速率下，材料變形劇烈導(dǎo)致單位時(shí)間內(nèi)的產(chǎn)熱多，溫升大，大的溫升使材料軟化，提高了材料的塑性，降低了材料的流變抗力。溫度越低，溫度修正效果越明顯，由于同樣應(yīng)變速率下，單位時(shí)間內(nèi)溫升相似，溫升與設(shè)定溫度的比值越大，修正效果越明顯。

3.1.2.2 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的摩擦修正

采用Ebranhimi 和Najafizadeh提出的式（2）[11]修正摩擦因素對(duì)流變應(yīng)力的影響：

式中：σ為摩擦修正后的應(yīng)力；σ為溫度修正后的應(yīng)力；為摩擦修正率。

式中：為試樣的瞬時(shí)高度；為試樣的瞬時(shí)平均半徑；為摩擦接觸因子。

式中：0為試樣的初始高度；0為初始半徑。利用試驗(yàn)結(jié)束后的試樣形狀尺寸計(jì)算摩擦接觸因子：

式中：1為試樣變形后的高度；Δ為試樣變形前后的高度變化值；1為試樣變形后的平均半徑；Δ為試樣變形后的最大鼓肚半徑r與試樣變形后的端面（和壓頭接觸位置）半徑r之差。

試樣壓縮前后變化如圖3所示。在不同變形條件下溫度和摩擦修正后真應(yīng)力-應(yīng)變曲線與實(shí)測(cè)真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的比較如圖4所示。

圖3 熱壓縮變形試樣

圖4 6005A鋁合金在不同變形條件下溫度和摩擦修正后真應(yīng)力-應(yīng)變曲線與實(shí)測(cè)值曲線的比較

由圖4可見，流變應(yīng)力經(jīng)摩擦修正后均小于實(shí)測(cè)值。在同一溫度和應(yīng)變速率下，摩擦對(duì)流變應(yīng)力的影響作用隨著應(yīng)變量的增加逐漸增大，主要是因?yàn)殡S著壓縮程度的增加，熱模擬試驗(yàn)機(jī)壓頭與圓柱形試樣端面接觸面積明顯增大，摩擦力增加而導(dǎo)致的結(jié)果。

3.2 考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)腁rrhenius模型

根據(jù)經(jīng)溫度和摩擦修正后的真應(yīng)力-真應(yīng)變數(shù)據(jù)，采用考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)腁rrhenius本構(gòu)模型描述6005A鋁合金的應(yīng)力與應(yīng)變速率、溫度、應(yīng)變之間的關(guān)系。Arrhenius模型的本構(gòu)方程形式如式（7）所示。

式中：1是試驗(yàn)中需要測(cè)得的材料常數(shù)，其中=1。

將式（8）帶入式（7）中，Arrhenius模型的本構(gòu)方程可以表示為：

對(duì)兩邊分別取自然對(duì)數(shù)，可得：

為了方便求解，做進(jìn)一步轉(zhuǎn)化，可得：

根據(jù)上面的方程可知，在溫度一定時(shí)，、、關(guān)系曲線呈線性關(guān)系，如圖5a、圖5b、圖5c所示。n1、β、n可通過、、關(guān)系曲線斜率平均值的倒數(shù)求得，Q和A可通過ln[sinh(ασ)]-1/T關(guān)系曲線斜率的平均值和截距的平均值求得。

取應(yīng)變=0.6，與其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率進(jìn)行線性擬合，如圖5所示。求1=8.0602268、=0.240916、=1=0.0298890、=5.954153、=164.648627kJ·mol-1、=6.6146847×1010s-1。

溫度與應(yīng)變速率的關(guān)系可用指數(shù)型zener-hollomon參數(shù)（一般稱作參數(shù)）表示[12]。式（9）的本構(gòu)方程可用參數(shù)表示如下：

根據(jù)雙曲函數(shù)定義，通過式（12），可將流變應(yīng)力寫成含參數(shù)的如下函數(shù)關(guān)系式：

將=0.6時(shí)求得的、和帶入式（13），6005A鋁合金流變應(yīng)力可以表示為：

由以上公式推導(dǎo)可看出，式（14）中的流變應(yīng)力只受到變形溫度和應(yīng)變速率的影響。然而材料參數(shù)、和的值受到應(yīng)變的影響，將式（13）中的各項(xiàng)材料參數(shù)、和構(gòu)建為含應(yīng)變的多項(xiàng)式函數(shù)，然后分別取應(yīng)變?yōu)?.05～0.85時(shí)的應(yīng)力值（每隔0.05取一個(gè)應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值），計(jì)算得到對(duì)應(yīng)應(yīng)變下的各項(xiàng)參數(shù)值。為了提高計(jì)算的精度，減少誤差，本文使用六次多項(xiàng)式對(duì)各個(gè)材料參數(shù)進(jìn)行擬合，如式（15）所示，得到的擬合曲線如圖6所示，得到各個(gè)多項(xiàng)式函數(shù)的系數(shù)如表2所示。

圖6 材料常數(shù)與應(yīng)變的關(guān)系曲線

表2 6005鋁合金材料常數(shù)α、Q、n和lnA多項(xiàng)式擬合的系數(shù)

將各個(gè)材料參數(shù)的多項(xiàng)式帶入式（13）中，得到考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)方程，如式（16）所示。

式中：()為關(guān)于應(yīng)變的多項(xiàng)式函數(shù)；()為關(guān)于應(yīng)變的多項(xiàng)式函數(shù)；()為關(guān)于應(yīng)變的多項(xiàng)式函數(shù)；()為關(guān)于應(yīng)變的多項(xiàng)式函數(shù)。

為了驗(yàn)證考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)方程對(duì)流變應(yīng)力預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性，將通過本構(gòu)方程計(jì)算的預(yù)測(cè)值與溫度和摩擦修正后的修正值比較，如7所示。

圖7 6005A鋁合金在不同變形條件下的試驗(yàn)修正流變應(yīng)力與預(yù)測(cè)流變應(yīng)力比較

由圖7可看出，通過本構(gòu)方程計(jì)算的預(yù)測(cè)結(jié)果與溫度和摩擦修正后的結(jié)果擬合良好。為了對(duì)考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)模型預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行量化，利用相關(guān)系數(shù)和平均相對(duì)誤差對(duì)擬合情況進(jìn)行評(píng)估。

圖8 預(yù)測(cè)應(yīng)力值與試驗(yàn)修正應(yīng)力值相關(guān)性對(duì)比

在應(yīng)變?yōu)?.05～0.85的范圍內(nèi)，6005A鋁合金預(yù)測(cè)應(yīng)力值與試驗(yàn)修正應(yīng)力值相關(guān)性對(duì)比如圖8所示，經(jīng)過計(jì)算，=0.9985315，=2.56%。因此，本文中考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)谋緲?gòu)模型能夠準(zhǔn)確地描述6005A鋁合金熱變形過程中流變應(yīng)力與變形溫度、應(yīng)變速率、應(yīng)變之間的關(guān)系。

4 結(jié)束語

a. 6005A鋁合金的流變應(yīng)力行為與熱變形條件有關(guān)。由于加工硬化和動(dòng)態(tài)軟化的相互作用，真應(yīng)力在相同的應(yīng)變速率和變形溫度下，隨著真應(yīng)變的增加先迅速增加，達(dá)到峰值之后，略有下降或者趨于穩(wěn)定，而后平緩變化，在變形最后階段有所增加。在同一變形溫度下，流變應(yīng)力會(huì)隨著應(yīng)變速率的增加而顯著增加，說明了6005A鋁合金是應(yīng)變速率敏感材料。

b. 基于應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)建立的考慮應(yīng)變補(bǔ)償?shù)腁rrhenius本構(gòu)模型為：

可以準(zhǔn)確地描述6005A鋁合金熱變形過程中流變應(yīng)力與變形溫度、應(yīng)變速率、應(yīng)變之間的關(guān)系，相關(guān)系數(shù)為0.9985315，平均相對(duì)誤差為2.56%。

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Research on Thermal Deformation Behavior of 6005A Aluminum Alloy Used in Aerospace

Wang Shenglong1Qin Zhonghuan1Zhou Xiaojing1Liu Jianfeng2Zhang Haichao2Dong Yang3Guo Xiaolin1

(1. Beijing Hangxing Machinery Manufacture Co., Ltd., Beijing 100013;2. Shandong University, Jinan 250014; 3. Shandong Yancon Light Alloy Co., Ltd., Zoucheng 273515)

The thermal compression test of 6005A aluminum alloy at 623～823K and 0.01～10s-1was carried out by Gleeble-3800 thermal simulation testing machine, and the thermal deformation behavior of 6005A aluminum alloy was studied. Based on the true stress and strain data of the experiment, temperature correction and friction correction were carried out, and the Arrhenius constitutive model of 6005A aluminum alloy considering strain compensation was established, which can accurately describe the relationship between flow stress and strain, strain rate and deformation temperature duringthermal deformation of 6005A aluminum alloy. The correlation coefficientis 0.9985315, and the average relative erroris 2.56%.

6005A aluminum alloy；thermal deformation behavior；true stress-strain curve；constitutive equation

TG146.2

A

國防基礎(chǔ)科研計(jì)劃資助項(xiàng)目（JCKY2018204B034）。

王勝龍（1988），博士，材料科學(xué)與工程專業(yè)；研究方向：輕合金熱加工成形技術(shù)。

2021-09-06