時效及預(yù)拉伸變形對噴射成形2195鋁鋰合金性能和組織的影響

高新宇

（東北輕合金有限責(zé)任公司，哈爾濱150060）

0 前言

隨著國產(chǎn)大飛機(jī)的設(shè)計完成，鋁鋰合金在航空航天中的應(yīng)用比例將被大幅提升。由于鋰的活潑因素，在鋁鋰合金鑄造過程中通常需要?dú)怏w保護(hù)等措施，因此，其熔鑄裝置需要特殊設(shè)計[1-5]。噴射成形技術(shù)就是將鑄造過程中的氣體保護(hù)裝置集中到噴射過程中，這也是噴射成形技術(shù)本身所必須的裝置，因此，該技術(shù)更有利于消除鋁鋰合金鑄造過程中出現(xiàn)的問題[6，7]。國外Singer 等人在1994 年就采用噴射成形技術(shù)制備了UL40 鋁鋰合金，其Li 含量達(dá)到4%。迄今為止，國內(nèi)采用噴射成形技術(shù)的研究尚未見報道[9]。

本研究采用噴射成形技術(shù)制備第三代鋁鋰合金2915 合金鑄錠，將其加工變形后，研究其成品熱處理工藝和預(yù)拉伸變形工藝對噴射成形錠坯制備的2195 鋁鋰合金性能和組織的影響，并確定了符合工業(yè)化制備噴射形成2195 鋁鋰合金的熱處理工藝和預(yù)拉伸工藝。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)型材示意圖見圖1，化學(xué)成分見表1。試驗(yàn)材料是采用機(jī)加后尺寸規(guī)格為482 mm 的2195鋁鋰合金噴射成形鑄錠，在電阻爐中加熱至400 ℃后擠壓成160 mm棒材，然后再經(jīng)二次擠壓獲得。型材試樣是鋸切掉擠壓頭端和尾端余料后，按照200 mm長度鋸切而成的。

表1 化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）

圖1 型材示意圖

1.2 試驗(yàn)方法及研究目標(biāo)值

本研究統(tǒng)一采用淬火溫度510 ℃±3 ℃、保溫60 min的淬火工藝。試驗(yàn)熱處理爐為工業(yè)化生產(chǎn)用的12 m立式淬火爐，爐溫均勻性±3 ℃。本研究的預(yù)拉伸變形目標(biāo)變形量為0%、2%、3%和4%，拉伸機(jī)為10 MN張力拉伸機(jī)；所采用的時效溫度分別為145 ℃、155 ℃、165 ℃和175 ℃；時效保溫時間分別為24 h、30 h、36 h 和42 h；采用箱式電阻爐進(jìn)行人工時效，爐溫均勻性±5 ℃。

采用C MT51 OS型電子萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行常溫力學(xué)性能測試，測試結(jié)果取3個試樣的算術(shù)平均值。透射組織觀察采用TECNAI 6220型透射電子顯微鏡進(jìn)行，加速電壓為20 kV。

所研究產(chǎn)品的力學(xué)性能目標(biāo)值為：抗拉強(qiáng)度、規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度和斷后伸長率分別達(dá)到570 MPa、520 MPa和7%。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 時效工藝和拉伸量對力學(xué)性能的影響

2.1.1 預(yù)拉伸量0%下時效制度對力學(xué)性能的影響

從圖2數(shù)據(jù)分析來看，型材未經(jīng)過拉伸工藝處理時，時效溫度和時效時間對型材的斷后伸長率影響非常大。型材在時效溫度為155 ℃、保溫時間為24 h 的條件下斷后伸長率最大，可以達(dá)到15.6%；而隨著時間的不斷增加，型材斷后伸長率則出現(xiàn)明顯的下降。當(dāng)時效溫度提升至165 ℃時，型材斷后伸長率下降趨勢更加明顯；時效溫度為165 ℃、保溫時間為24 h 時，其斷后伸長率已低于預(yù)期目標(biāo)值7%的要求。在該制度下型材的抗拉強(qiáng)度為524 MPa，規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度為425 MPa，與目標(biāo)值相差較大。從數(shù)據(jù)分析來看，未經(jīng)預(yù)拉伸處理的型材性能難以達(dá)到目標(biāo)值。通過數(shù)據(jù)分析可以確定，時效溫度165 ℃+保溫時間24 h 為無拉伸量時的最佳時效工藝。

圖2 不同時效制度下0%預(yù)拉伸變形型材的力學(xué)性能

2.1.2 預(yù)拉伸量2%下時效制度對力學(xué)性能的影響

從圖3 數(shù)據(jù)分析來看，預(yù)拉伸變形量為2%時，可以提升2195 鋁鋰合金的性能，但離目標(biāo)值仍有一定差距。最佳匹配工藝是時效溫度155 ℃、保溫時間36 h。此時，型材的抗拉強(qiáng)度為582 MPa，斷后伸長率為7.3%，到達(dá)目標(biāo)值；而規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度為494 MPa，與目標(biāo)值存在較大差距。各工藝條件下，規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度始終相差近100 MPa，可見2%預(yù)拉伸變形量無法達(dá)到目標(biāo)值。

圖3 不同時效制度下2%預(yù)拉伸變形型材的力學(xué)性能

2.1.3 預(yù)拉伸量3%下時效制度對力學(xué)性能的影響

從圖4 數(shù)據(jù)分析來看，當(dāng)拉伸量達(dá)到3%時，時效溫度為155 ℃、保溫時間為30 h 時，型材的抗拉強(qiáng)度為578 MPa，規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度為536 MPa，斷后伸長率為7.7%，符合標(biāo)準(zhǔn)要求。增加時效保溫至36 h，抗拉強(qiáng)度為586 MPa，規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度為543 MPa，斷后伸長率為9.0%，與標(biāo)準(zhǔn)要求已經(jīng)有一定余量空間，說明該制度也是在3%拉伸量下的最佳制度。時效保溫時間繼續(xù)增加后，其斷后伸長率開始下降。與預(yù)拉伸變形量2%相比，抗拉強(qiáng)度與規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度的差值明顯減小至50 MPa左右。

圖4 不同時效制度下3%預(yù)拉伸變形型材的力學(xué)性能

2.1.4 預(yù)拉伸量4%下時效制度對力學(xué)性能的影響

從圖5 數(shù)據(jù)分析來看，當(dāng)拉伸量達(dá)到4%時，型材的強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)一步提升，抗拉強(qiáng)度指標(biāo)峰值達(dá)到600 MPa 以上，規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度達(dá)到了567 MPa。在綜合性能匹配方面，僅有時效溫度155 ℃、保溫時間36 h時，抗拉強(qiáng)度和規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度分別達(dá)到了596 MPa 和548 MPa，高于目標(biāo)值，但斷后伸長率為7.3%，與目標(biāo)值非常接近，在工業(yè)條件下極有可能出現(xiàn)不合格問題。與拉伸量為3%時相比，其抗拉強(qiáng)度和規(guī)定非比例延伸強(qiáng)度分別提升了10 MPa 和20 MPa 左右，二者的差值進(jìn)一步減小，但斷后伸長率出現(xiàn)下降。

圖5 不同時效制度下4%預(yù)拉伸變形的型材力學(xué)性能

2.2 時效工藝和拉伸量對型材組織的影響分析

通過對型材力學(xué)性能的分析可知，當(dāng)型材預(yù)拉伸變形量達(dá)到3%時，型材力學(xué)性能達(dá)到目標(biāo)值。因此，下面重點(diǎn)研究了0%、3%和4%預(yù)拉伸變形量對型材組織的影響。

2.2.1 時效155 ℃×36 h+0%預(yù)拉伸變形的組織分析

圖6 為型材經(jīng)過155 ℃×36 h 時效+0%預(yù)拉伸處理后的TEM衍射斑形貌。

圖6 型材經(jīng)過155℃×36h+0%預(yù)拉伸處理后的TEM圖

從力學(xué)性能趨勢圖可以判斷，型材已處于峰值時效或近峰值時效狀態(tài)。通過對圖6（a）衍射斑觀察可知，2195鋁鋰合金峰值時效后主要強(qiáng)化相為T1相，同時伴有δ′和θ′相存在。觀察圖6（b）可知，δ′存在有兩種形式，一種是單一的δ′粒子，另一種是以δ′和β′復(fù)合相存在，復(fù)合相的尺寸明顯大于δ′單一粒子的尺寸。由于θ′相的數(shù)量比較少，圖6（a）的衍射花樣不顯著，θ′相與合金基體呈現(xiàn)半共格關(guān)系，因此在[110]Al方向衍射斑以基體菱形衍射斑的短對角線形式存在；圖6（c）和圖6（d）為T1相在暗場下的衍射芒線。從芒線數(shù)量上可以判斷，T1相是2195 鋁鋰合金的主要強(qiáng)化相，對應(yīng)圖6（a）的顏色花樣，T1在鋁基體花樣的1/3和2/3處形成斑點(diǎn)。據(jù)資料介紹T1相變存在四種相變體，在[110]Al方向上T1的兩個變體偏離晶帶軸，在基體菱形花樣的對角線處產(chǎn)生斑點(diǎn)，其余兩個變體平行于晶帶軸，產(chǎn)生菱形的四邊芒線[11]。T1的衍射斑點(diǎn)和芒線在圖6（a）的衍射花樣中可以清晰看到。

2.2.2 時效155 ℃×36 h+3%預(yù)拉伸變形的組織分析

圖7 為型材經(jīng)過155 ℃×36 h+3%預(yù)拉伸處理后的TEM 衍射斑形貌。從其力學(xué)性能趨勢圖可以判斷，該型材已經(jīng)處于峰時效狀態(tài)。從圖7（a）衍射斑的觀察可知，T1相的顏色斑點(diǎn)比未拉伸的型材更加清晰，這與型材中T1相的析出量有一定影響。觀察圖7（b）可知，析出的θ′數(shù)量減少，而δ′和β′復(fù)合相很難被發(fā)現(xiàn)，只有少量的δ′相存在。觀察圖7（c）、圖7（d）可知，T1的芒線數(shù)量大幅增加，強(qiáng)化相的增加是型材力學(xué)性能提升的主要原因。

由圖7（a）觀察可知，增加3%的預(yù)拉伸變形后，型材的位錯密度增加，并出現(xiàn)有明顯的位錯墻組織。圖8（b）暗場觀察可見，衍射芒線和衍射斑點(diǎn)在位錯墻出現(xiàn)明顯的聚集，這完全符合鋁合金強(qiáng)化機(jī)制。預(yù)拉伸變形為2195 鋁鋰合金提供了大量的位錯、空位等，為T1和θ′等相的析出提供了更多的形核點(diǎn)，從而影響T1相和θ′的析出數(shù)量和密度，最終達(dá)到提高型材性能的目的。

圖7 型材經(jīng)過155 ℃×36 h+3%預(yù)拉伸處理后的TEM

圖8 位錯墻

2.2.3 時效155 ℃×36 h+4%預(yù)拉伸變形的組織分析

圖9 為型材經(jīng)過155 ℃×36 h+4%預(yù)拉伸處理后的TEM 衍射斑形貌。隨著預(yù)拉伸變形的增加，型材力學(xué)性能不斷提升，也證明了型材位錯密度的進(jìn)一步增加。觀察圖9（c）和圖9 （d）可知，從芒線數(shù)量來看，4%和3%預(yù)拉伸變形的芒線數(shù)量相差不大，前者更加短小，但部分芒線出現(xiàn)了粗化現(xiàn)象。適度的預(yù)拉伸變形可以提高合金的強(qiáng)度，而過大的變形量雖然提供了更多的位錯，但也會引起缺陷的進(jìn)一步長大，進(jìn)而影響型材的性能。通過性能分析可以看出，型材的斷后伸長率已明顯出現(xiàn)了下降。θ′相隨著預(yù)拉伸變形量增加，衍射斑點(diǎn)明顯減小，δ′和β′復(fù)合相的較大衍射斑點(diǎn)已幾乎不存在。

圖9 型材經(jīng)過155℃×36h+4%預(yù)拉伸處理后的TEM圖

3 結(jié)論

（1）噴射成形2195鋁鋰合金型材的最佳預(yù)拉伸變形與時效工藝為3%的預(yù)拉伸變形+155 ℃/36 h人工時效處理。

（2）在最佳熱處理制度下，型材抗拉強(qiáng)度為586 MPa，屈服強(qiáng)度為543 MPa，斷后伸長率為9%，符合用戶要求。

（3）通過微觀組織分析，型材的時效主要析出強(qiáng)化相為T1相、δ′相和θ′相。當(dāng)預(yù)拉伸變形達(dá)到3%時，型材增加預(yù)拉伸變形處理后，型材位錯密度增加，析出相沿位錯墻處密集析出。