邹 杰，彭文飞，陈镇扬

(宁波大学机械工程与力学学院，浙江省零件轧制成形技术研究重点实验室，宁波 315211)

0 引 言

大型轻量化环形件是运载火箭所需的关键结构件，广泛应用在火箭舱段之间的过渡环、转接框、连接框等部件上。随着航空航天事业的发展，大型轻量化环形件的性能要求越来越高，需要适应重载、高冲击、超低温等恶劣的服役环境。2219铝合金是一种新型铝合金，具有优异的耐腐蚀、耐高温和低温韧性等性能，可以满足新一代运载火箭对大型整体轻量化环形件材料的需求[1]。目前大型轻量化环形件的主要加工方法是轧制，即利用环轧设备对环坯进行连续加压，使环坯不断通过径、轴向孔，以实现直径扩大和壁厚减小的要求。然而，2219铝合金的热成形窗口狭窄，显微组织难以控制，极易出现粗晶和混晶缺陷；这种均匀性较差的显微组织会导致力学性能降低。因此，亟需确定适合2219铝合金加工的工艺窗口，以保证大型轻量化环形件组织的均匀性。

目前有关2219铝合金热变形行为的研究较多，研究内容大多集中在2219铝合金板在热变形过程中的流变行为上。如：AN等[2]研究了预变形对2219铝合金板形变热处理后力学性能和显微组织的影响；尹旭妮等[3]建立了2219铝合金在热变形过程中的稳态蠕变本构方程；黄元春等[4]研究了不同轧制工艺下2219铝合金板的综合力学性能；陈镇扬等[5]在2219铝合金热变形行为基础上建立了其热处理时的本构方程和热加工图。在2219铝合金热变形过程中，动态再结晶是其晶粒细化的主要因素[6]；但目前有关2219铝合金动态再结晶行为的研究相对匮乏。并且，由于成形窗口狭窄，2219铝合金在热变形过程中容易发生开裂和晶粒粗化而导致组织不均匀。因此，作者对2219铝合金进行热压缩试验，研究了其在热变形过程中的动态再结晶行为，通过对试验数据进行分析拟合，建立了其特征参数模型、动态再结晶动力学模型和晶粒尺寸模型，获得了2219铝合金的最佳热加工工艺参数，拟为控制组织结构、改善材料性能提供依据。

1 试样制备与试验方法

试验材料为T87态2219铝合金，化学成分见表1。将试验铝合金按照航空工业标准HB 7571-1997加工成尺寸为φ8 mm×12 mm的热压缩试样[7]。

表1 2219铝合金的化学成分(质量分数)

在Gleeble-3500型热模拟机上，将试样以10 ℃·s-1的速率加热至预先设定的变形温度，保温3 min后，再按照设定好的应变速率均匀压缩试样，压缩变形量均为60%，压缩完立即水冷。热变形温度分别为330，360，390，420，450 ℃，应变速率分别为0.01，0.1，1，10 s-1，在不同变形温度和不同应变速率组合下对试样进行单道次热压缩。在热压缩后的试样上线切割出金相试样，通过镶嵌机镶样、研磨、抛光，用组成为1.0 mL HF+2.0 mL HCl+3.5 mL HNO3+95.0 mL H2O的溶液腐蚀4050 s后，置于HIROX型光学显微镜下观察显微组织，采用截线法计算变形温度在330～390 ℃下的再结晶晶粒尺寸。

2 试验结果与讨论

2.1 应力-应变曲线

由图1可以看出：在不同变形条件下，2219铝合金的真应力均呈现出快速上升再略微下降后趋于平稳的变化趋势；在相同的应变速率下，2219铝合金的真应力随着温度的升高而降低，这是因为温度升高增大了材料的热激活能与晶核长大速率，使得动态再结晶能够充分发生，进而导致软化机制作用增强，真应力降低[8]；在相同的变形温度下，2219铝合金的真应力随着应变速率的增加而增大，这是因为高应变速率下材料单位压缩应变时间较短，材料内部的位错密度增加，加工硬化也随之增强，同时时间越短，材料的塑性变形进行得越不充分，动态再结晶软化时间越短，最终真应力增加[9]。

图1 不同变形温度、不同应变速率下2219铝合金的真应力-真应变曲线Fig.1 True stress-true strain curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

2.2 热变形特征参数

动态再结晶的发生可以通过材料的真应力-真应变曲线是否存在峰值来判断。但是，动态再结晶行为一般出现在达到峰值应力之前，通过观察真应力-真应变曲线难以确定发生动态再结晶的临界应变。通用工程模型将临界应变定义为0.7倍的峰值应变(峰值应力对应的应变)[10]，Sellars经验模型将临界应变定义为0.6～0.8倍的峰值应变[11]。但是，在一定的变形条件下，真应力-真应变曲线中的峰并不明显，无法通过峰值应变确定临界应变，而拟合曲线与实际曲线存在一定的偏差，这种偏差会影响到最终临界应变的确定。为此，作者采用P-J法[12]来确定临界应力，从而确定临界应变。根据P-J法，加工硬化率和真应力曲线(θ-σ曲线)上的拐点对应的应力即为临界应力。将试验测得的真应力对真应变求导得到θ，并绘制θ-σ曲线。由图2可知，θ随着σ的增大而减小。利用高等数学求拐点的思路，对θ-σ曲线求一阶导数并绘制dθ/dσ-σ曲线，如图3所示，该曲线拐点对应的应力即为临界应力；再由真应力-真应变曲线，确定该临界应力对应的应变，即为临界应变。

图2 不同变形温度、不同应变速率下2219铝合金的θ-σ关系曲线Fig.2 θ-σ curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

由图3可以看出：在变形温度不变的前提下，随着应变速率的增大，2219铝合金发生动态再结晶的临界应力增大，即低应变速率更有利于动态再结晶的发生；在应变速率不变的前提下，随着变形温度升高，2219铝合金发生动态再结晶的临界应力降低，即高变形温度更有利于动态再结晶的发生。

图3 不同变形温度、不同应变速率下2219铝合金的dθ/dσ-σ关系曲线Fig.3 dθ/dσ-σ curves of 2219 aluminum alloy at different deformation temperatures and different strain rates

当加工硬化率第一次减小为0时，所对应的真应力即峰值应力。因此，对于在某些变形条件下峰不明显的真应力-真应变曲线，可根据其θ-σ曲线确定峰值应力，再在真应力-真应变曲线上得到该峰值应力对应的峰值应变。在dθ/dσ-σ曲线上，dθ/dσ首次从负值增大为0时对应的应力为稳态应力，据此，可以获得不同变形条件下的稳态应力，再通过真应力-真应变曲线获得稳态应变。

表2 不同变形条件下2219铝合金的特征参数

2.3 热变形特征参数模型

在材料热变形过程中，变形温度和应变速率对最终成品的显微组织和质量有着很大的影响；通过确定合理的特征参数与变形温度和应变速率的定量关系，可以为实际生产工艺制定提供一定的参考。Z参数(Zener-Hollonmon参数)的物理意义是温度补偿的变形速率因子，反映的是材料在热加工过程中的变形难易程度[13]，其表达式[7]为

(1)

式中：Q为动态再结晶热激活能，J·mol-1；T为热力学温度，K；R为气体常数，J·mol·K-1。

特征参数(峰值应力、临界应力、稳态应力)与Z参数的关系[14]如下：

C=AZB

(2)

式中：C为特征参数；A，B均为常数。

式(2)两边取对数，得

lnC=lnA+BlnZ

(3)

利用式(3)对σp，σc或σss与Z进行线性拟合，拟合结果见图4，拟合关系式如下：

图4 2219铝合金的热变形特征参数与Z参数的关系Fig.4 Relationship between thermal deformation characteristic parameter and Z parameter of 2219 aluminum alloy:(a) relationship of ln σp-ln Z;(b) relationship of ln σc-ln Z and (c) relationship of ln σss-ln Z

σp=0.103 38Z0.045 29

(4)

σc=0.090 87Z0.045 36

(5)

σss=0.097 12Z0.045 32

(6)

临界应变与峰值应变之间存在一定关系[15]，与之类似，临界应力与峰值应力间也遵循一定的关系，如下所示：

εc=k1εp

(7)

σc=k2σp

(8)

式中：k1，k2为材料常数。

分别采用式(7)和式(8)对临界应变-峰值应变和临界应力-峰值应力进行拟合，拟合结果见图5，拟合关系式分别为

图5 2219铝合金的εc-εp和σc-σp关系Fig.5 εc-εp (a) and σc-σp (b) relationship of 2219 aluminum alloy

εc=0.8εp

(9)

σc=0.9σp

(10)

2.4 动态再结晶动力学模型

采用修正的Avrami方程[16]来描述2219铝合金的动态再结晶体积分数随应变的变化规律，该方程表达式为

(11)

式中：XDRX为动态再结晶体积分数；k，n为材料常数;ε为真应变。

式(11)两边取自然对数，得

(12)

XDRX可通过真应力-真应变曲线求解，表达式如下：

(13)

由式(13)可以求得相同变形条件下不同σ对应的XDRX。将不同σ对应的XDRX和ε，以及εp和εc分别代入ln[-ln(1-XDRX)]和ln[(ε-εc)/εp]并进行线性回归，得到lnk和n的值,不同条件下取平均，最终得到n为1.752 4，k为0.127；则建立的2219铝合金动态再结晶动力学模型为

(14)

由式(14)作出不同热变形条件下XDRX与ε的关系曲线，如图6所示，可见相同变形量下，随着应变速率的增大或变形温度的升高，XDRX先增大后减小，当应变速率为0.1 s-1、温度为360 ℃时XDRX最大。

图6 2219铝合金在不同变形条件下的动态再结晶体积分数与应变的关系曲线Fig.6 Curves of dynamic recrystallization volume fraction vs strain of 2219 aluminum alloy under different deformation conditions

2.5 再结晶晶粒尺寸模型

由于在变形温度高于390 ℃下2219铝合金未发生完全动态再结晶，故不观察其显微组织，也不计算其晶粒尺寸。由图7和表3可以看出：在温度不高于390 ℃、不同应变速率下变形后2219铝合金的晶粒呈等轴状，明显发生了动态再结晶；再结晶晶粒尺寸随着变形温度的升高或应变速率的减小而增大。

图7 不同变形条件下变形后2219铝合金的显微组织Fig.7 Microstructure of 2219 aluminum alloy after deformation under different deformation conditions

再结晶晶粒尺寸模型选择以变形温度和应变速率这两个参数表示，其表达式[17]为

(15)

式中：DDRX为再结晶晶粒尺寸；P1，P2为材料常数。

式(15)两边取对数，得

(16)

图8 2219铝合金再结晶晶粒尺寸与热变形条件的关系Fig.8 Relationship between recrystallized grain size and hot deformation condition of 2219 aluminum alloy: (a) relationship of ln and (b) relationship of

表3 不同变形条件下2219铝合金的再结晶晶粒尺寸和原始晶粒尺寸

(17)

由图9可知，实测再结晶晶粒尺寸与式(17)计算所得再结晶晶粒尺寸基本分布在y=x直线上，计算值与实测值的线性相关系数达到0.95。这证明建立的再结晶晶粒尺寸模型具有一定的可靠性。

图9 2219铝合金再结晶晶粒尺寸实测值与计算值对比Fig.9 Comparison of measured value and calculated value ofrecrystallized grain size of 2219 aluminum alloy

3 结 论

(1) 2219铝合金在低应变速率和高变形温度下变形时，峰值应力较明显，更易于发生动态再结晶，且动态再结晶晶粒粗大。

(2) 基于P-J法确定了临界特征参数与峰值特征参数，建立了以Z参数表示的热变形特征参数模型。

(3) 采用改进的Avrami方程建立了2219铝合金的动态再结晶动力学模型；由动态再结晶动力学模型可知，在一定变形量下随着应变速率的增大或变形温度的升高，动态再结晶体积分数先增大后减小，当应变速率为0.1 s-1、温度为360 ℃时，动态再结晶程度最高。

(4) 建立了以变形温度、应变速率表示的动态再结晶晶粒尺寸模型，其预测精度较高，线性相关系数达0.95。