程文修，程軍超，鐘政燁*，范 端

（1 西南交通大學 材料先進技術教育部重點實驗室，成都 610031；2 頂峰多尺度科學研究所，成都 610207）

鋁及其合金具有高的比強度和比剛度、較好的耐腐蝕性、制備成本低及易加工等優(yōu)異性能，被作為輕質結構材料廣泛應用于航空航天、車輛工程、國防軍工等領域［1-5］。在一些極端服役條件下，鋁合金不可避免地會受到沖擊載荷，例如，汽車在行駛過程中可能會和外部物體產生碰撞，飛機在起飛和著落的過程中也會出現(xiàn)高應變率載荷［6-8］。因此，除了研究鋁合金的準靜態(tài)力學性能以外，其動態(tài)力學性能也成為研究熱點［9-10］。

然而，現(xiàn)階段的鋁合金就準靜態(tài)力學性能和動態(tài)力學性能而言，無法很好地滿足上述復雜的服役條件。近年來，一些研究人員通過改變鋁合金內部微結構來提高綜合力學性能以滿足服役條件。例如，陳宇強等［11］利用高溫扭轉法制備6061 鋁合金/304 不銹鋼層狀復合材料，探究不同扭轉工藝對其組織和性能的影響，結果表明，材料抗拉強度隨著扭轉角度的增加而下降，但伸長率顯著提高。李姚君等［12］研究了拉壓冷變形過程中2A14 鋁合金強度的變化規(guī)律，結果發(fā)現(xiàn)，經過拉伸冷變形的2A14 鋁合金時效強化效果更加明顯。寧成義等［13］研究了不同工藝參數(shù)的激光沖擊處理對5083 鋁合金力學性能的影響，結果表明，激光沖擊強化產生的塑性變形可以有效提高鋁合金的抗拉強度與表面硬度。安奎星等［14］利用扭轉冷作硬化方法對6063 鋁合金進行了強化，并研究了扭轉塑性變形程度對6063 鋁合金拉伸力學性能的影響。王軼松［15］以6082 鋁合金為研究材料，探討了冷作硬化對其拉伸力學性能的影響，得到了不同扭轉角度下合金拉伸性能的變化規(guī)律。上述研究均采用不同方法對鋁合金進行強化，并進行了準靜態(tài)力學性能的測量。但是，針對冷作強化后鋁合金動態(tài)力學性能的研究，卻鮮有人探討。

金屬材料在應對外部載荷時具有能夠阻礙其自身繼續(xù)進行塑性變形的能力。根據位錯強化理論，應變硬化效應的本質是位錯的增加和位錯運動的受阻［16］。在這個過程中，隨著變形程度的增加，金屬的硬度和屈服強度增大，但塑性和韌性卻有所下降。冷作硬化是現(xiàn)階段實際工程應用中對材料硬度和強度進行強化最常用的加工方法，它被廣泛地應用于提高金屬材料的屈服強度和抗拉強度。冷作硬化是以產生塑性變形的方式對材料進行強化，本質上是一種通過改變鋁材內部微結構來提升材料力學性能的物理方法，因其操作簡單，可行性較好，被廣泛應用于金屬材料的強化研究［17］。冷作硬化大致分為拉伸硬化和扭轉硬化，拉伸強化在工程中被廣泛用于提高材料的屈服強度［15］。但是，隨著拉伸過程中應力的增加，真實應力隨著樣品橫截面面積的減小而增加。當載荷達到一定程度時，由試件橫截面面積減小導致真實應力增加超過一個閾值，樣品就會達到一個不穩(wěn)定的臨界點［18］。相比于拉伸強化，扭轉塑性變形不會導致截面積減小，被認為具有重要的研究價值。扭轉冷作硬化技術在工程實踐中的應用有望產生顯著的經濟效益［19］。因此，研究扭轉硬化對鋁合金動態(tài)力學性能的影響可以提供鋁合金動態(tài)響應下的關鍵數(shù)據，對鋁合金結構材料在極端條件下服役具有重要的指導意義。

本工作以6061 鋁合金為研究對象，它是一種應用非常廣泛的Al-Mg-Si 合金［20-22］。利用扭轉工藝對6061 鋁合金進行冷加工，以達到對合金的改性，研究扭轉角度對6061 鋁合金微結構的影響。同時利用萬能試驗機和分離式霍普金森桿進行準靜態(tài)壓縮實驗和動態(tài)壓縮實驗，探討改性前后6061 鋁合金的動靜態(tài)力學性能變化規(guī)律。

1 實驗材料與方法

1.1 實驗材料

實驗材料為成都和興隆金屬材料有限公司提供的6061Al-T651 合金。合金的化學成分（質量分數(shù)/%）為：Mg 1.05，Si 0.66，F(xiàn)e 0.41，Cu 0.31，Cr 0.27，Mn 0.12，Ti 0.04，Zn 0.02，其余為Al。初始物相和微觀結構采用X 射線衍射（X-ray diffraction，XRD）和電子背散射衍射（electron backscattering diffraction，EBSD）進行表征。XRD 所用設備為Panalytical X 射線衍射儀，測量角度（2θ）范圍在25°～85°之間，結果表明該材料為面心立方結構（圖1）。將6061Al-T651 合金進行機械研磨拋光，之后使用體積分數(shù)為10%高氯酸和90%乙醇的電解液進行電解拋光，電壓為30 V，電流控制在1.0 A 左右。EBSD 表征所用設備為FEI Quanta250 掃描電子顯微鏡，掃描步長為1 μm。利用HKL Channel 5 軟件對EBSD 收集的數(shù)據進行后處理。反極圖（inverse pole figure，IPF）（圖2（a））顯示6061Al-T651 合金的平均晶粒尺寸約為10.4 μm，Kernel 平均取向差（Kernel average misorientation，KAM）（圖2（b））為0.68°。

圖1 6061Al-T651 鋁合金的XRD 譜圖Fig.1 XRD pattern of 6061Al-T651 aluminum alloy

圖2 6061Al-T651 鋁合金的EBSD 表征 （a）反極圖；（b）KAM 圖Fig.2 EBSD characterization of 6061Al-T651 aluminum alloy （a）IPF map；（b）KAM map

1.2 實驗方法

本實驗采用自制的扭轉實驗裝置研究了扭轉角度對6061Al-T651 合金微觀組織的影響。扭轉實驗裝置如圖3 所示。扭力裝置固定在光學板上。在車床上加工的樣品由扭轉設備的兩個夾頭固定。樣品具體尺寸如圖3 插圖所示。在通電后，電機輸出的扭矩被行星減速器放大。扭矩和扭轉角分別使用扭矩傳感器和編碼器記錄。夾持樣品的兩個夾頭包括主動夾頭和被動夾頭。樣品用螺釘固定在活動夾頭上以確保扭矩傳遞。與此同時，為了確保樣品受到純剪切，在實驗過程中卡入被動夾頭的樣品那端沒有被固定。扭轉角分別為90°，180°和360°。所有實驗的扭轉速度為0.5 （°）/s。

圖3 扭轉裝置原理圖Fig.3 Schematic diagram of torsion device

扭轉實驗結束后，選擇扭轉后樣品的標距段進行準靜態(tài)和動態(tài)壓縮實驗。準靜態(tài)實驗在SUMS UTM5105設備上進行，應變率分別為0.001 s-1和0.01 s-1。高應變率加載所用設備為分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar，SHPB）。SHPB 的撞擊桿、入射桿和透射桿均采用直徑為12.7 mm 的彈簧鋼制成。6061-T651 鋁合金的平均應變率ε?、應力σ和應變ε之間的關系可以從入射波和透射波中推導出來。相關公式如下所示［23］：

式中：c0為彈簧鋼的彈性波波速；l0為樣品長度；εr為反射波的應變；A和A0分別為桿和樣品的橫截面積；E為彈簧鋼的彈性模量；εt為透射波的應變；t為脈寬；τ為時間常數(shù)。在這項工作中，壓縮應力和應變均設置為正值。為了確保數(shù)據的有效性，對每個應變率進行3次重復實驗。

2 結果與討論

2.1 樣品扭轉

IPF 圖和KAM 圖分別顯示了樣品扭轉90°，180°和360°后的晶粒尺寸與局部取向差（圖4）。由圖4（a-1），（b-1）可知，當扭轉角度達到90°時，晶粒尺寸并沒有明顯變化，但是KAM 圖的顏色由藍色向黃綠色轉變；當扭轉角度達到180°時（圖4（a-2），（b-2）），小晶粒開始增多，KAM 圖的顏色逐漸轉變?yōu)橐渣S色為主；當扭轉角度達到360°時（圖4（a-3），（b-3）），小晶粒繼續(xù)增加，KAM 圖中的黃色區(qū)域進一步擴大，并且在局部位置開始出現(xiàn)紅色斑點。

圖4 6061Al-T651 合金樣品扭轉90°（1），180°（2）和360°（3）的EBSD 表征（a）反極圖；（b）KAM 圖Fig.4 EBSD characterization of 6061-T651 aluminum alloy samples with the torsion angles of 90°（1），180°（2） and 360°（3）（a）IPF map；（b）KAM map

為了進一步分析扭轉角度對晶粒尺寸和KAM 值的影響，對圖2 和圖4 中的晶粒尺寸分布與局部取向差分布進行統(tǒng)計，結果如圖5 所示。原始樣品中小于10 μm 的晶粒數(shù)量相對較少，僅為57.3%，對應的局部取向差主要分布在0°和1°之間，平均值為0.68°。由圖5 紅色曲線可知，當扭轉角度為90°時，晶粒尺寸分布顯示沒有明顯變化，但是局部取向差分布圖顯示最大占比的KAM 值由原來的0.3 變成0.5，且占比由33%轉變?yōu)?2%，平均局部取向差轉變?yōu)?.89°?？梢哉J為，在這種情況下，扭轉產生的塑性變形不足以細化晶粒。隨著扭轉角度的進一步增加（180°），晶粒開始細化（8.9 μm），相應的平均局部取向差為1.21°。換言之，塑性變形形成的位錯開始轉變?yōu)榫Ы纭．斉まD一整圈（360°）時，平均晶粒尺寸為7.0 μm，樣品中直徑約為1 μm 的晶粒顯著增加，大約為未扭轉樣品的兩倍。扭轉360°樣品對應的平均局部取向差為1.52°，為所有樣品中的最大值。KAM 統(tǒng)計圖（圖5（b））表明隨著扭轉角度的增加，峰值比例逐漸降低，且向右移動。半峰寬也隨著扭轉角度的增加而增大，未扭轉樣品和扭轉360°后樣品的差異達到了最大［23］?？偟膩碚f，KAM 值在增大的同時，晶粒尺寸確實先保持不變，后出現(xiàn)減小。這是因為隨著扭轉的開始，位錯開始滑移，這時的KAM 值已經開始增大。隨著扭轉角度的增加，位錯運動受阻且開始位錯增殖，KAM 值持續(xù)增加，小角度晶界（low-angle grain boundaries，LAGBs）出現(xiàn)，并逐漸轉變?yōu)榇蠼嵌染Ы纾╤igh-angle grain boundaries，HAGBs），最終引起晶粒細化。根據圖2和圖4 中的KAM 圖，可以得到幾何必需位錯（geometrically necessary dislocation，GND）密度的演變規(guī)律，具體計算公式為［24-25］：

圖5 扭轉后樣品的晶粒尺寸分布（a）與KAM 值（b）統(tǒng)計Fig.5 Statistics of grain size distribution（a） and KAM value（b） of the sample after torsion

式中：u為步長；b為柏氏矢量；Δθi表示局部取向差，描述如下：

式中：θi是點i處的局部定向誤差；θj是其相鄰點j的取向差。

令B=2u/b，由于u=1 μm，則B值為一個常數(shù)，Δθi為上述所提到的局部取向差的平均值，由此可得原樣和扭轉90°，180°和360°后樣品的位錯密度值分別為0.68B，0.89B，1.21B和1.52B。不難發(fā)現(xiàn)，扭轉角度與位錯的滑移和增殖密切相關。原始樣品中，局部取向差為1°的占比最大，隨著扭轉度數(shù)的增加，位錯越來越多，逐漸出現(xiàn)LAGBs，隨后轉變?yōu)镠AGBs。晶界取向差分布（圖5（b））在整個扭轉過程中變得越來越均勻，其他文獻也報道了類似的發(fā)現(xiàn)［24］。因此可以得出，隨著扭轉角度的增加，塑性變形導致位錯密度增加。當扭轉角度超過90°后，大量的位錯將轉變?yōu)橐跃Ы绲男问酱嬖?，從而顯示出小晶粒尺寸，以期提高材料的力學性能［25］。

2.2 準靜態(tài)壓縮與動態(tài)壓縮

通過準靜態(tài)壓縮實驗和動態(tài)壓縮實驗結果，可以獲得6061Al-T651 鋁合金在準靜態(tài)和動態(tài)載荷下的應力-應變曲線。準靜態(tài)壓縮實驗在0.001 s-1和0.01 s-1的應變率下進行，動態(tài)壓縮實驗應變率設定為1100，1200，2000，2200，2800，3000，3500，3800 s-1。以下將分別探討扭轉角度對鋁合金改性前后動靜態(tài)壓縮性能的影響和應變率對鋁合金改性前后壓縮性能的影響。

2.2.1 扭轉角度的影響

圖6（a）為6061Al-T651 鋁合金在準靜態(tài)壓縮下的應力-應變曲線?？梢钥闯?，在0.001 s-1的應變率下，扭轉改性后合金樣品的屈服強度均高于原始樣品，而且隨著扭轉角度的增大，合金的屈服強度也隨之增大。在扭轉360°時屈服強度增加最為顯著，達到了404 MPa，增長了11%。類似地，在動態(tài)壓縮下，隨著扭轉角度的增加，樣品的屈服強度也呈上升趨勢，當扭轉角度為360°時，達到最大值440 MPa，增長了8%。這是因為隨著扭轉的進行，材料內部的位錯開始滑移和增殖，扭轉角度越大表明位錯密度越大。同時，當扭轉角度達到180°時會出現(xiàn)大量小晶粒（圖4（a-2），（a-3））。這些位錯密度的增加和小晶粒的出現(xiàn)都會阻礙位錯進一步滑移，在宏觀上表現(xiàn)為需要更大的應力才能使材料發(fā)生屈服［26］。也就是說，無論是在準靜態(tài)加載下還是在動態(tài)加載下，扭轉冷作硬化提高了6061Al-T651 鋁合金的屈服強度。

圖6 動靜態(tài)壓縮應力-應變曲線與應變率效應曲線（a）準靜態(tài)壓縮應力-應變曲線；（b）動態(tài)壓縮應力-應變曲線；（c）原始樣品應變率效應曲線；（d）扭轉360°樣品應變率效應曲線Fig.6 Dynamic and quasi-static compression stress-strain curves and strain rate effect curves（a）quasi-static compression stress-strain curves；（b）dynamic compression stress-strain curves；（c）strain rate effect curves of original sample；（d）strain rate effect curves of torsion 360° sample

為了更深入地研究扭轉角度對6061Al-T651 鋁合金力學性能的影響，分別讀取了圖6（a），（b）中準靜態(tài)壓縮和動態(tài)壓縮應力-應變曲線的屈服點，獲得屈服強度隨扭轉角度大小的變化關系圖（圖7（a））。在圖7（a）中，黑色線表示準靜態(tài)壓縮下不同扭轉角度對應的屈服強度，紅色線表示動態(tài)壓縮下不同扭轉角度對應的屈服強度。不難發(fā)現(xiàn)，在實驗范圍內，扭轉角度相同時，動態(tài)壓縮下的屈服強度高于準靜態(tài)壓縮下的屈服強度。例如，原始樣品在準靜態(tài)壓縮下的屈服強度為366 MPa，而在動態(tài)壓縮下的屈服強度為408 MPa?？梢哉J為在高應變率下，位錯滑移響應時間縮短，位錯增殖速率顯著提高，但是位錯重排和湮滅的速率卻很低，所以最終會導致高密度位錯纏結，從而增加6061Al-T651 鋁合金的屈服強度［27-28］。

圖7 不同扭轉角度下（a）和不同應變率下（b）的屈服強度Fig.7 Yield strength at different torsion angles（a） and strain rates（b）

2.2.2 應變率的影響

圖6（c）為原始材料在不同應變率（1200，2200，2800，3500 s-1）加載下的應力-應變曲線。圖6（d）為扭轉360°樣品的動態(tài)壓縮應力-應變曲線，其應變率分別為1100，2000，3000，3800 s-1?？梢钥闯觯跇悠钒l(fā)生卸載前，隨著應變率的增加，6061Al-T651 鋁合金的屈服強度增大，流動應力也隨之增加。6061Al-T651鋁合金是否經過扭轉改性，都顯示出了明顯的應變率敏感性。此外，在動態(tài)加載下，6061Al-T651 鋁合金卸載時對應的應變也隨應變率的增大而向右移動，這與文獻中的研究結果一致［29］。

為了進一步了解6061Al-T651 鋁合金的應變率效應，分別讀取了圖6（c），（d）中應力-應變曲線的屈服點，繪制了屈服強度隨應變率的變化規(guī)律曲線（圖7（b））?？梢愿又庇^地看出，隨著應變率的增加，屈服強度先是緩慢增加，然后急劇上升。即在準靜態(tài)加載下，鋁合金隨應變率的變化并不顯著，但是在動態(tài)加載下，卻顯示出了較大的敏感性。究其主要原因是位錯的滑移與增殖。在準靜態(tài)變形時，位錯滑移有足夠的時間進行，但是對于高應變率加載，相同應變條件下的位錯密度明顯比準靜態(tài)加載時要大，材料屈服強度也明顯升高［27，30］。此外，可以發(fā)現(xiàn)對于扭轉360°后的樣品，其屈服強度普遍高于未扭轉樣品，這與材料內部的微結構密切相關。當扭轉角度達到360°時，材料內部含有大量位錯和小晶粒，無論是在準靜態(tài)還是動態(tài)加載下，位錯的滑移都比原始樣品中要困難，這就導致需要更高的應力才能促使材料發(fā)生進一步變形。另外，在應變率不超過大約1000 s-1的情況下，原始樣品對應的斜率要比扭轉360°樣品要大，即原始樣品的應變率敏感性更大。這可能是因為原始樣品中的位錯相對較少，從而在加載過程中位錯滑移的阻力相對較小，因此在加載過程中有更大的應變率硬化空間。而扭轉360°的樣品，在內部本身就具有較大的位錯密度和較多的小晶粒，這種經過改性處理的樣品在加載過程中的應變率硬化效應會明顯降低。當應變率超過1000 s-1時，兩者的差異并不明顯。

2.3 本構模型構建

基于實驗結果，構建了Cowper-Symonds（C-S）本構模型［31］，它是一種目前實際工程中應用較為廣泛的本構模型。它同時考慮了應變硬化和應變率效應，描述了應變率及塑性硬化過程對動態(tài)屈服強度的影響，適用于塑性破壞和高應變率材料的碰撞損傷問題［32-33］。因實驗全程在室溫下完成，無須考慮溫度影響。C-S 本構模型公式如下［34-35］：

式中：[σ0+EPεP］表示材料的加工硬化效應；σ為流動應力；σ0為準靜態(tài)屈服強度；εP為等效塑性應變；EP為塑性硬化模量其中E為彈性模量，Et為切向模量；β（0≤β≤1）用來反映材料的各向同性硬化、隨動硬化和混合硬化（無論β在0～1 之間取何值，都存在表示材料的應變率效應，該部分的擬合公式為［31，36］：

式中：為當ε?遠低于C時的屈服強度；σy為屈服強度；ε?為應變率；C和P為應變率相關的常量。

基于現(xiàn)有的實驗數(shù)據，利用公式（7）進行擬合，擬合結果如圖8 所示。參數(shù)C和P可以通過擬合得到，扭轉角度為0°時，C=496749 s-1，P=2.4；扭轉角度為360°時，C=143993 s-1，P=1.7。

圖8 應變率效應擬合結果Fig.8 Fitting results of strain rate effect

圖8 中的虛線和點畫線表示應變率效應擬合結果，可以看出，扭轉0°的樣品在準靜態(tài)壓縮下的屈服點與擬合曲線之間稍有偏離，而扭轉360°的樣品，在不同應變率下，其屈服點基本都在擬合曲線上分布。由此可判斷扭轉360°的樣品應變率效應更好。

扭轉0°的樣品，其準靜態(tài)（0.001 s-1）下的屈服強度利用應變率為1200 s-1的應力-應變曲線進行擬合，擬合結果如圖9（a）中的紅色虛線所示，由此得到參數(shù)β=0.15?？傻梦磁まD樣品的C-S 本構模型為：

圖9 扭轉0°（a）和360°（b）樣品本構模型擬合結果Fig.9 Fitting results of constitutive model for 0°（a） and 360°（b） torsional samples

扭轉360°的樣品，其準靜態(tài)（0.001 s-1）下的屈服強度利用應變率為1100 s-1的應力-應變曲線進行擬合，擬合結果如圖9（b）中的紅色虛線所示，由此得到參數(shù)β=0.75?？傻门まD360°樣品的C-S 本構模型為：

針對未扭轉和扭轉360°兩種條件，本工作分別驗證了模型在低應變率下和高應變率下與實際曲線的吻合情況。對于未扭轉樣品，本工作選取了2200 s-1和0.01 s-1兩種應變率進行驗證，結果如圖9（a）中曲線所示；對于扭轉360°的樣品，本工作選取了2000 s-1和0.01 s-1兩種應變率進行驗證，結果如圖9（b）中曲線所示。從圖中不難發(fā)現(xiàn)，在高應變率下，兩者的擬合曲線與實際曲線較為吻合；而在0.01 s-1的低應變率下，扭轉360°的樣品仍然較為吻合，扭轉0°樣品的擬合曲線則要明顯低于實際曲線，偏差較大。

3 結論

（1）當扭轉角度達到90°時，KAM 增加，但是晶粒尺寸保持不變。隨著扭轉角度進一步增加，KAM 值持續(xù)增加，小晶粒尺寸開始增多。這是因為塑性變形隨著扭轉角度的增大而愈發(fā)嚴重，位錯開始滑移并大量增殖，最終形成晶界。

（2）準靜態(tài)和動態(tài)壓縮實驗顯示，6061Al-T651 鋁合金的屈服強度隨著扭轉角度的增加而增大，但當扭轉角度相同時，動態(tài)屈服強度高于準靜態(tài)下的屈服強度，這是因為動態(tài)壓縮時響應時間更短，位錯的運動相對更加困難。

（3）隨著應變率的增加，6061Al-T651 鋁合金的屈服強度也隨之增大，但是未扭轉樣品的應變率效應比扭轉360°樣品的要高。這是因為扭轉后的樣品內部含有較多的位錯和小尺寸晶粒，對高應變率變形有一定的阻礙作用，從而降低6061Al-T651鋁合金的應變率效應。

（4）在力學性能實驗結果的基礎上，擬合了Cowper-Symonds 本構模型中的參量。該模型得到的應力-應變曲線與實驗結果能夠較好地吻合，為進一步研究6061-T651 鋁合金扭轉改性后的動靜態(tài)力學性能提供了理論依據。