基于Al-Cu-Li合金流變行為的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)與形核機(jī)制

楊勝利，沈 健，閆曉東，李錫武，孫寶慶，毛柏平

?

基于Al-Cu-Li合金流變行為的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)與形核機(jī)制

楊勝利1, 2，沈 健1，閆曉東2，李錫武1，孫寶慶2，毛柏平1

(1. 北京有色金屬研究總院 有色金屬材料制備加工國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100088；2. 北京有色金屬研究總院 有色金屬加工中心，北京 100088)

對(duì)Al-Cu-Li合金進(jìn)行溫度300~500 ℃、應(yīng)變速率0.001~10 s?1的等溫?zé)釅嚎s，分析合金的流變行為；結(jié)合TEM和EBSD研究合金熱變形過程中的組織演變。結(jié)果表明：合金流變曲線分為3個(gè)階段：加工硬化階段、過渡階段和穩(wěn)態(tài)變形階段；變形溫度越高，流變應(yīng)力達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡所需應(yīng)變量越小?；趹?yīng)變硬化率()與流變應(yīng)力()之間的關(guān)系，確定動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界應(yīng)變(c)；不同熱變形條件下的臨界應(yīng)變(c)與峰值應(yīng)變(p)之比為0.30342~0.92828；臨界應(yīng)力(c)與峰值應(yīng)變(p)之比為0.88492~0.99782。引入最大軟化率應(yīng)變(*)和中間變量/，建立c和*與/的關(guān)系表達(dá)式。構(gòu)建Al-Cu-Li合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)模型，模型表明，溫度越高或應(yīng)變速率越低，越有利于促進(jìn)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)的增加；顯微組織分析結(jié)果與模型預(yù)測規(guī)律一致。Al-Cu-Li合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形核機(jī)制主要為晶界突出形核機(jī)制、亞晶合并長大機(jī)制以及粒子促進(jìn)形核機(jī)制，隨溫度升高和應(yīng)變速率的降低，晶內(nèi)亞晶合并長大機(jī)制得到加強(qiáng)。

Al-Cu-Li合金；臨界應(yīng)變；動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型；再結(jié)晶形核機(jī)制

鋁鋰合金因其低密度、彈性模量高、比強(qiáng)度和比剛度高、良好的抗損傷性等特點(diǎn)在航空航天領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1?3]。Al-Cu-Li合金作為第三代鋁鋰合金，減少Li元素的含量，從而改善其熱加工性，并減弱了合金的各向異性[4?5]。熱加工過程中產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶影響合金顯微組織演化和宏觀力學(xué)性能[6]。研究不同變形條件下合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)和形核機(jī)制對(duì)合金最終組織性能的控制具有重要意義。國內(nèi)外針對(duì)鋁合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為的研究已有諸多報(bào)道，陳學(xué)海等[7]采用線性回歸方法建立了7085鋁合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)方程，并采用金相測定法建立其峰值應(yīng)變方程和臨界應(yīng)變方程；郭海龍等[8]運(yùn)用統(tǒng)計(jì)回歸的方法建立了擠壓態(tài)7050合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停罱K獲得加載路徑對(duì)工件晶粒尺寸特性的影響規(guī)律。楊棟 等[9]依據(jù)唯象理論的指數(shù)模型，采用線性回歸法獲得了7075合金熱變形過程的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒度演化模型。CHO等[10]研究了Al-5%Mg(質(zhì)量分?jǐn)?shù))合金熱變形行為與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，把應(yīng)變、應(yīng)變速率和溫度用Zener-Hollomon參數(shù)定量表達(dá)，從而構(gòu)建合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型。MOMENI等[11]基于亞晶尺寸演化構(gòu)建了合金不連續(xù)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程中新晶粒的形核與長大模型，該模型為研究動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過程中顯微組織的演化提供了理論支持。張飛等[3]研究了2099鋁鋰合金熱變形過程中的動(dòng)態(tài)軟化機(jī)制，分析了不同Z值條件下合金的動(dòng)態(tài)軟化行為。但多數(shù)研究主要集中在不同合金的本構(gòu)行為和相應(yīng)組織演化分析，而對(duì)Al-Cu-Li合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界條件和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形核機(jī)制的研究卻鮮有報(bào)道。合金開始產(chǎn)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所對(duì)應(yīng)應(yīng)變稱為臨界應(yīng)變，該應(yīng)變是判斷是否發(fā)生再結(jié)晶的主要依據(jù)，對(duì)熱加工變形具有重要意義。真應(yīng)力?應(yīng)變曲線反映合金在塑性變形過程中的組織演化[12]，擬合流變曲線中反映合金顯微組織狀態(tài)的潛在條件，構(gòu)建動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，可以減小主觀因素影響，準(zhǔn)確反映合金組織演化規(guī)律。

本文作者基于Al-Cu-Li合金的真應(yīng)力--?應(yīng)變曲線，結(jié)合應(yīng)變硬化率()與流變應(yīng)力()之間的關(guān)系，確定流變曲線的特征點(diǎn)：動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界應(yīng)變(c)；峰值應(yīng)力(p)；最大軟化率應(yīng)變(*)。利用變形參數(shù)和設(shè)計(jì)的中間變量(/)，建立變形條件與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)之間的動(dòng)力學(xué)關(guān)系模型；對(duì)變形組織進(jìn)行TEM和EBSD分析，驗(yàn)證動(dòng)力學(xué)模型，討論Al-Cu-Li合金熱變形過程的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形核機(jī)制。

1 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為由國內(nèi)某鋁業(yè)公司提供的鋁鋰合金半連續(xù)鑄錠，其化學(xué)組成如下：Cu 2.42，Li 1.49，Mn 0.28，Mg 0.032，Ti 0.026，Zr 0.092，Si 0.015，Al 余量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)。熱壓縮實(shí)驗(yàn)前對(duì)合金進(jìn)行(460 ℃, 20 h)+ (525 ℃, 24 h)均勻化處理，消除枝晶偏析。熱壓縮試驗(yàn)在Gleeble?1500型熱模擬機(jī)上進(jìn)行，試樣規(guī)格為10 mm×15 mm，試樣與壓頭接觸面采用石墨潤滑以減小摩擦。變形溫度為：300~500 ℃，間隔溫度40 ℃；壓縮變形量為60%；應(yīng)變速率()分別如下：10、1、0.1、0.01和0.001 s?1。以5 ℃/s的升溫速率升至變形溫度后，保溫3 min消除溫度梯度；壓縮方向與鑄錠厚度方向一致，熱變形完成后立即用水冷卻，保留合金高溫變形組織。水冷試樣沿壓縮方向?qū)ΨQ切開，經(jīng)砂紙打磨后進(jìn)行電解拋光，電解液成分為酒精和高氯酸(體積比9:1)，參數(shù)為20 V/12 s，之后進(jìn)行EBSD分析。透射試樣經(jīng)機(jī)械減薄至50 μm，后采用體積比1:3的硝酸甲醇溶解雙噴減薄，雙噴參數(shù)如下：?30 ℃、55~60 mA。

2 結(jié)果與討論

2.1 流變行為分析

圖1所示為試驗(yàn)合金在不同變形溫度和應(yīng)變速率下的真應(yīng)力?應(yīng)變曲線。由圖1可以看出，不同變形條件下，流變應(yīng)力先快速增加至峰值，而后逐漸趨于穩(wěn)定，預(yù)示合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生和由此引起的應(yīng)變硬化率的變化[12]。流變應(yīng)力變化的實(shí)質(zhì)是位錯(cuò)的增殖與消減以及由動(dòng)態(tài)再結(jié)晶引起的組織演化。圖1中所示的流變曲線變化可分為3個(gè)階段[13]：加工硬化階段、過渡階段和穩(wěn)態(tài)變形階段。加工硬化階段，隨應(yīng)變?cè)黾樱诲e(cuò)快速增殖，位錯(cuò)間的交互作用也增加其運(yùn)動(dòng)阻力，導(dǎo)致流變應(yīng)力急劇增加，當(dāng)達(dá)到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所需臨界值，出現(xiàn)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。應(yīng)變進(jìn)一步增加，動(dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶程度逐漸增加，流變應(yīng)力增速減緩，達(dá)到峰值后逐漸下降。當(dāng)加工硬化和動(dòng)態(tài)軟化達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，流變應(yīng)力進(jìn)入穩(wěn)定階段。由不同溫度下流變曲線可以看出，當(dāng)溫度高于380 ℃(420~500 ℃，=0.001~10 s?1)，過渡階段不明顯，因變形參數(shù)中的變形溫度對(duì)流變應(yīng)力的影響高度顯著[14]。隨溫度升高，動(dòng)態(tài)回復(fù)與再結(jié)晶程度增加，更高的動(dòng)態(tài)軟化率致使加工硬化和動(dòng)態(tài)軟化在更小的應(yīng)變程度達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡階段，即變形溫度越高，流變應(yīng)力達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡所需的應(yīng)變量越小。

圖1 不同應(yīng)變速率下Al-Cu-Li合金的真應(yīng)力--?真應(yīng)變曲線

2.2 動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界條件表征

臨界應(yīng)變(c)是表征動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開啟與演變過程的重要參數(shù)之一，準(zhǔn)確描述變形條件對(duì)臨界應(yīng)變的影響規(guī)律是建立動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)模型的關(guān)鍵。通過金相組織觀察確定合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開始的臨界應(yīng)變比較困難，需要大量分析動(dòng)態(tài)再結(jié)晶前后的組織變化。通常采用POLIAK等[15]提出的應(yīng)變硬化率(=d/d)和流變應(yīng)力()關(guān)系曲線的拐點(diǎn)確定動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界點(diǎn)，該方法以峰值應(yīng)力為上限，通過?的三次多項(xiàng)式擬合經(jīng)二階求導(dǎo)后確定臨界應(yīng)變。圖2所示為Al-Cu-Li合金不同變形條件下合金的?曲線，由圖2(a)和(b)可以看出，部分變形條件下(見圖2中未標(biāo)示“□”的曲線) 應(yīng)變硬化率的突變點(diǎn)并不明顯，這可能是因?yàn)椴糠肿冃螚l件下?不符合三次多項(xiàng)式擬合關(guān)系，導(dǎo)致臨界點(diǎn)的確定和計(jì)算出現(xiàn)誤差。

圖2 不同溫度和應(yīng)變速率下峰值應(yīng)力前應(yīng)變硬化率(θ)與流變應(yīng)力(σ)的關(guān)系曲線

為更精確地確定動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的臨界點(diǎn)，可通過(d/d)?和(d2/d2)?關(guān)系曲線方法確定[16]。以380 ℃、0.1 s?1變形條件下的流變曲線舉例說明，圖3(a)和(b)所示分別為該變形條件下合金的?和?曲線；圖3(c)和(d)分別為(d/d)?和(d2/d2)?關(guān)系曲線。圖3(b)所示的?曲線表明此變形條件下合金的應(yīng)變硬化率()出現(xiàn)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的拐點(diǎn)但不明顯，通過(d/d)?(見圖3(c))和(d2/d2)?(見圖3(d))關(guān)系曲線可以看出，當(dāng)應(yīng)變超過一定值(見圖3(d)中“□”所示) d2/d2值突變。將突變不明顯的所有變形條件均采用上述方法確定動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界點(diǎn)，結(jié)合POLIAK等提出的方法，可確定臨界應(yīng)變(c)和相應(yīng)的臨界應(yīng)力(c)，最終確定不同變形條件下的臨界應(yīng)力與峰值應(yīng)力比值、臨界應(yīng)變與峰值應(yīng)變之間的關(guān)系：c/p= 0.30342~ 0.92828；c/p=0.88492~0.99782。

圖3 Al-Cu-Li合金380 ℃、0.1 s?1變形條件下應(yīng)變硬化率和流變應(yīng)力之間的關(guān)系圖

根據(jù)臨界應(yīng)變與Zener-Hollomon參數(shù)(=exp[/()]。其中，為變形激活能；為變形溫度；為摩爾氣體常數(shù))之間的關(guān)系，可分析變形溫度與應(yīng)變速率對(duì)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶臨界點(diǎn)的影響。如圖4所示為lnc與ln間的關(guān)系曲線，通過線性回歸分析得式(1)：

圖4 臨界應(yīng)變與ln Z參數(shù)的關(guān)系

確定臨界應(yīng)變(c)與關(guān)系，如式(2)所示：

分析式(2)可知，臨界應(yīng)變對(duì)變形條件敏感，隨變形溫度的降低或應(yīng)變速率的增加而增加。因?yàn)樽冃螠囟仍礁撸辖鹪拥恼穹酱?，擴(kuò)散速率越高，有助于促進(jìn)刃型位錯(cuò)的攀移和螺位錯(cuò)的交滑移，有利于合金動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的產(chǎn)生，即減小臨界應(yīng)變。隨著應(yīng)變速率的增加，位錯(cuò)可運(yùn)動(dòng)的時(shí)間縮短，合金組織未能充分進(jìn)行動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的形核與長大，不利于動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化作用，促使動(dòng)態(tài)再結(jié)晶軟化和應(yīng)變硬化達(dá)到平衡所需的應(yīng)變量增加[17]。

2.3 動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)模型

合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的動(dòng)力學(xué)模型常采用JMAK模型描述[18]，即動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)表示為有關(guān)變形時(shí)間的函數(shù)，即：

式中：r為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；為熱處理時(shí)間；0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)為50%對(duì)應(yīng)的時(shí)間；為Arami指數(shù)。該模型需要在多個(gè)時(shí)間間隔條件下，經(jīng)不同變形條件變形后快速冷卻，然后統(tǒng)計(jì)分析不同時(shí)間間隔下合金的金相組織，計(jì)算合金的再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)。統(tǒng)計(jì)結(jié)果受主觀因素影響較大。本研究中通過結(jié)合合金流變行為，把模型中關(guān)于時(shí)間的參數(shù)用有關(guān)應(yīng)變的函數(shù)代替，減小組織觀察過程中主觀因素的影響，則動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)可用式(4)表示：

式中：為Avrami常數(shù)(1＜＜2)；c為臨界應(yīng)變；*為最大軟化率對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，可通過應(yīng)變硬化率()的最小值確定，如圖5所示。圖5(a)、(b)所示分別為Al-Cu-Li合金在0.001 s?1和1 s?1不同溫度變形的?曲線。由最小應(yīng)變硬化率確定所有變形條件下的最大軟化率應(yīng)變(*)，結(jié)果如表1所列。由表1可以看出，應(yīng)變速率一定時(shí)，隨溫度的升高，ε*不斷減小；當(dāng)溫度一定，隨應(yīng)變速率的增加，*不斷增加。設(shè)計(jì)中間變量：/，則臨界應(yīng)變(c)和最大軟化率應(yīng)變(*)與/的關(guān)系如圖6所示，通過最小二乘法擬合可得式(5)和(6)：

為確定式(4)中的值，令不同變形條件下的r≈1，即流變應(yīng)力進(jìn)入穩(wěn)定階段，如圖1所示，取應(yīng)變?yōu)?.7，合金流變應(yīng)力均進(jìn)入穩(wěn)定階段，計(jì)算不同變形條件下的值，得平均值為1.031578，可確定Al-Cu-Li合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)模型。結(jié)合式(4)、(5)、(6)可知，應(yīng)變速率一定時(shí)，隨著變形溫度的升高動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)逐漸增加，達(dá)到相同體積分?jǐn)?shù)所需應(yīng)變更小，時(shí)間更短。當(dāng)溫度為定值，隨著應(yīng)變速率的升高，達(dá)到相同動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)所需應(yīng)變更大，時(shí)間更長；當(dāng)溫度和應(yīng)變速率確定，隨著應(yīng)變量的增加，合金的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶分?jǐn)?shù)逐漸增加。

圖5 不同變形條件下合金應(yīng)變硬化率(θ)的最小值

圖6 和與的關(guān)系