超高強(qiáng)Al- 6.5Zn- 2.4Mg- 2.3Cu- 0.12Zr合金厚板各向異性分析

叢福官，任偉才，吳沂哲，張 磊

(東北輕合金有限責(zé)任公司，黑龍江 哈爾濱 150060)

超高強(qiáng)7×××系鋁合金具有高的強(qiáng)度和屈強(qiáng)比，優(yōu)良的抗剝落腐蝕、抗應(yīng)力腐蝕(SCC)和抗疲勞性能，主要以大規(guī)格厚板、鍛件和擠壓材為半成品，廣泛應(yīng)用于飛機(jī)大型結(jié)構(gòu)件的制造[1-2]。隨著飛機(jī)大型化及結(jié)構(gòu)件整體化的發(fā)展，需求的板材規(guī)格越來(lái)越大[3-4]。因此，以厚板為半成品加工大型結(jié)構(gòu)件時(shí)對(duì)板材性能的均一性要求越來(lái)越嚴(yán)苛，希望厚板的不同方向、不同厚度層間的性能均勻一致。目前，7085、7050等鋁合金厚板、鍛件均存在組織、性能不均勻現(xiàn)象[5-8]，以工業(yè)化條件生產(chǎn)的超高強(qiáng)7×××鋁合金厚板為例，常發(fā)現(xiàn)其不同厚度層、不同方向存在明顯的力學(xué)性能差異，即平面各向異性；不同厚度層的平面各向異性的特點(diǎn)也明顯不一致，甚至在板材表層附近出現(xiàn)了反常各向異性(即橫向強(qiáng)度高于縱向強(qiáng)度的現(xiàn)象)。本試驗(yàn)重點(diǎn)研究Al- 6.5Zn- 2.4Mg- 2.3Cu- 0.12Zr合金厚板不同厚度層的力學(xué)性能變化規(guī)律及其產(chǎn)生原因，為工業(yè)化條件下改善產(chǎn)品質(zhì)量提供參考。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為工業(yè)化條件生產(chǎn)的Al- 6.5Zn- 2.4Mg- 2.3Cu- 0.12Zr鋁合金半連續(xù)鑄造扁錠，經(jīng)過(guò)均勻化和銑面后的厚度為400 mm，經(jīng)29道次熱軋成80 mm厚的板材，熱軋板材經(jīng)477 ℃3 h固溶水淬后再進(jìn)行120 ℃24 h+180 ℃2 h+水淬+120 ℃24 h時(shí)效處理。分別在板材厚度中心、1/4厚度處及表層沿軋制方向(縱向)和板寬方向(橫向)制取標(biāo)距30 mm的Φ6 mm拉伸試樣；金相試樣采用Graff Seagent試劑腐刻，比較平行板面的組織形貌，觀察合金再結(jié)晶情況；采用X射線衍射儀對(duì)板材不同厚度層進(jìn)行織構(gòu)和EBSD分析。研究厚板平面各向異性及不同厚度層組織性能的不均勻性。

2 結(jié)果與分析

2.1 80 mm厚熱軋板材的力學(xué)性能

試驗(yàn)合金熱軋厚板不同厚度層的力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果如表1所示?？梢?jiàn)，厚板不同厚度的力學(xué)性能明顯不一致，板材厚度心部的強(qiáng)度明顯高于表層附近的強(qiáng)度(而且表層強(qiáng)度還出現(xiàn)明顯的反常平面各向異性，即板材縱向強(qiáng)度明顯低于橫向強(qiáng)度)。根據(jù)軋制原理，合金厚板軋制過(guò)程，板材表面受到軋輥與板材表面間摩擦力的作用，在板材表面附近薄層內(nèi)形成難變形區(qū)，在難變形區(qū)接近表層的金屬將產(chǎn)生強(qiáng)烈的剪切變形，軋制力向板材中心層滲透逐漸減弱，軋制板材越厚，滲透至中心層的力越小，甚至已經(jīng)不足以引起中心層的金屬流動(dòng)或變形程度明顯小于次表層或表層的，這種厚度方向不均勻變形將導(dǎo)致其組織不均勻，造成板材厚度方向力學(xué)性能明顯不一致。

表1 試驗(yàn)合金厚板不同厚度層的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties at different thickness layers of the test plate

2.2 80 mm厚熱軋板材的金相組織

圖1為80 mm厚的試驗(yàn)合金熱軋板材經(jīng)固溶時(shí)效處理后表層附近和厚度心部的縱、橫向金相組織。由圖1可見(jiàn)，熱軋板材表層附近為明顯的沿軋向伸長(zhǎng)的纖維狀組織(圖1a)，厚度心部晶粒也沿軋向被拉長(zhǎng)，但纖維狀組織的特征沒(méi)有表層的明顯。

圖1 厚板表層和厚度心部縱向和橫向試樣的金相組織Fig.1 Metallographic structure of longitudinal and transverse samples at the surface and core layers of the plate

圖2為80 mm厚的熱軋板表層及厚度心部縱斷面再結(jié)晶組織的EBSD分析結(jié)果。由圖2可見(jiàn)，板材表層附近縱截面上再結(jié)晶的體積分?jǐn)?shù)為41.6%，亞結(jié)構(gòu)組織的體積分?jǐn)?shù)為42.8%，變形組織的體積分?jǐn)?shù)為15.6%(見(jiàn)圖2b)。板材厚度中心層的縱截面上再結(jié)晶的體積分?jǐn)?shù)和變形組織的體積分?jǐn)?shù)均較少，分別為24.2%和7.1%，亞結(jié)構(gòu)組織的體積分?jǐn)?shù)較多達(dá)到68.8%(見(jiàn)圖2d)。圖2的結(jié)果進(jìn)一步證明了試驗(yàn)合金80 mm厚的熱軋板表層附近再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)比厚度心部的多，而亞結(jié)構(gòu)組織體積分?jǐn)?shù)比厚度心部的少。

2.3 80 mm厚熱軋板材的織構(gòu)分析

圖3為由試驗(yàn)合金80 mm厚板表層附近、1/4厚度層及厚度心部的織構(gòu)分析的ODF圖。圖4為圖3的ODF圖的分析結(jié)果，圖中f(g)為取向密度分布函數(shù)，g為某一特定取向。其中圖4a為在歐拉角φ2=45°和Φ=0°條件下Cube和R-cube織構(gòu)隨φ1角的變化?？梢?jiàn)厚板表層附近有一定量的R-cube織構(gòu)，厚度心部R-cube織構(gòu)較少，但有一定量的Cube織構(gòu)。圖4b為在φ2=45°和Φ=90°條件下Brass和Goss織構(gòu)隨φ1角的變化?？梢?jiàn)，厚板表層附近Brass和Goss織構(gòu)很少，但在厚度心部有很強(qiáng)的Brass織構(gòu)。圖4c為在φ2=45°和φ1=90°條件下Copper和Goss織構(gòu)隨Φ角的變化。可見(jiàn)，板材厚度心部有較強(qiáng)的Copper織構(gòu)和少量的Goss織構(gòu)，基本沒(méi)有R-cube織構(gòu)。另外，由圖3a、3b還可見(jiàn)，在φ2=45°、φ1=0°、Φ≈35°時(shí)，還出現(xiàn)一種較強(qiáng)的{112}<110>織構(gòu)，且該織構(gòu)在板材表層附近的強(qiáng)度為7.82，但由板材表層至厚度心部{112}<110>織構(gòu)明顯減少。

圖3 板材不同厚度層織構(gòu)分析的ODF圖Fig.3 ODF of texture analysis at different thickness layers of the plate

圖4 板材在φ2=45°時(shí)的織構(gòu)分析結(jié)果Fig.4 Texture analysis of the plate when φ2=45°

分析表明：厚板表層附近具有較強(qiáng)的R-cube織構(gòu)，而厚度心部有較強(qiáng)的Brass和Copper織構(gòu)，也有少量的Goss織構(gòu)。該實(shí)驗(yàn)結(jié)果與張新民等[8]研究7050-T7751鋁合金120 mm厚板時(shí)的織構(gòu)分析結(jié)果相似，他們發(fā)現(xiàn)7050-T7751鋁合金厚板表層附近主要是剪切織構(gòu)(R-cube{001}<110>，{111}<100>)，而板材厚度中心處主要是變形織構(gòu)(Brass{011}<211>和Copper{112}<111>)。但他們的研究報(bào)道認(rèn)為，7050-T7751鋁合金厚板由表層到中心層，軋向及長(zhǎng)橫向強(qiáng)度呈不均勻變化，軋向強(qiáng)度始終大于長(zhǎng)橫向和短橫向強(qiáng)度，并未指出這類合金厚板表層容易出現(xiàn)橫向強(qiáng)度大于縱向強(qiáng)度的現(xiàn)象。這可能與軋制總變形率有關(guān)。

Hu H E等[9]研究7050鋁合金80 mm厚板時(shí)也指出了其中心層的織構(gòu)主要是Brass{011}<211>以及S{123}<634>和Copper{112}<111>，其中最強(qiáng)的仍然是Brass{011}<211>織構(gòu)。Jata K V等[10]也報(bào)道了7150-T7751鋁合金厚板中心層中最強(qiáng)的織構(gòu)是Brass。陳軍洲等[11]報(bào)道了7055鋁合金厚板厚度中心附近的織構(gòu)也是Brass、S、Copper為主?？梢?jiàn)這種7×××系超高強(qiáng)鋁合金厚板的心部主要是變形織構(gòu)Brass{011}<211>，而且比表層附近多。

2.4 分析與討論

工業(yè)化軋制過(guò)程中，不僅僅軋制過(guò)程金屬流動(dòng)方向和不同厚度層金屬變形程度不同(表層附近變形程度大)，而且表層金屬受到乳液、與空氣接觸散熱等因素影響使表層金屬溫度明顯低于中心層溫度，造成表層變形溫度低。因此，無(wú)論是加工變形率大還是變形溫度低均使表層堆積大量位錯(cuò)，儲(chǔ)能明顯高于中心層的。厚板在后續(xù)的固溶處理時(shí)表層更容易發(fā)生再結(jié)晶，而中心層的再結(jié)晶程度相對(duì)較低。試驗(yàn)合金板材經(jīng)過(guò)固溶處理后，將發(fā)生一定程度的再結(jié)晶，表層的再結(jié)晶程度為41.6%，中心層的為24.2%，亞結(jié)構(gòu)比例分別為42.8%和68.6%。再結(jié)晶程度增加將引起晶界與亞晶界總數(shù)降低，降低軋制變形織構(gòu)組分的強(qiáng)度，這直接影響材料的屈服強(qiáng)度，也間接反映出對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響。一般認(rèn)為金屬材料的屈服強(qiáng)度可表示為[12]

σy=Δσgb+Mτtot

(1)

式中：

Δσgb—晶界引起的增強(qiáng)效應(yīng)；

M—泰勒因子；

τtot—臨界分剪切應(yīng)力。

試驗(yàn)板材厚度方向的τtot基本相同，因此可以從晶粒結(jié)構(gòu)和織構(gòu)兩個(gè)方面分析板材厚度方向強(qiáng)度不均勻現(xiàn)象。

Marthinsen的晶界增強(qiáng)效應(yīng)公式可以表示為[13]

(2)

式中：

G—鋁的剪切模量；

b—柏氏矢量；

frex—再結(jié)晶分?jǐn)?shù)；

δ—未結(jié)晶部分的晶粒尺寸；

D—再結(jié)晶晶粒尺寸；

α2—常數(shù)。

由于D遠(yuǎn)大于δ，可以將表達(dá)式處理為

(3)

從圖3可以看出，板材表層的再結(jié)晶程度明顯大于中心層的，而亞晶分?jǐn)?shù)又明顯低于中心層的(分別為42.8%和68.6%)，即從表層至中心層的再結(jié)晶分?jǐn)?shù)frex逐漸降低，亞晶分?jǐn)?shù)逐漸提高。此外，板材中心層再結(jié)晶程度低，更多的變形組織保留下來(lái)，軋制過(guò)程中產(chǎn)生的高密度位錯(cuò)在熱處理時(shí)主要發(fā)生了回復(fù)，位錯(cuò)進(jìn)行了重排，形成大量亞晶界，從而導(dǎo)致表層到中心層的再結(jié)晶分?jǐn)?shù)frex和亞晶粒尺寸δ都逐漸減小。計(jì)算可以得知，從表層至中心層，晶界產(chǎn)生的強(qiáng)化效應(yīng)逐漸增大。

此外，Meyersm研究表明[14-15]，相鄰晶粒的彈性響應(yīng)不同導(dǎo)致晶界處產(chǎn)生不協(xié)調(diào)應(yīng)力，這使得晶界上的總應(yīng)力高于晶內(nèi)的應(yīng)力，從而使變形過(guò)程中晶界區(qū)域先于晶內(nèi)發(fā)生變形。通常最大剪切應(yīng)力的方向與晶界相同時(shí)材料呈現(xiàn)低的屈服強(qiáng)度。本試驗(yàn)得到的組織表明，板材中心層的晶粒主要是沿軋制方向被拉長(zhǎng)的變形組織，晶界幾乎與軋制方向平行，試樣沿軋制方向拉伸時(shí)所產(chǎn)生的臨界分剪切應(yīng)力將與晶界呈45°，表層再結(jié)晶比例高，其最大剪切應(yīng)力容易沿晶界擴(kuò)張，而中心層由晶粒形貌引起的強(qiáng)度升高要大于表層的。

另外，織構(gòu)對(duì)屈服強(qiáng)度也有明顯影響，通常用泰勒因子M來(lái)表征織構(gòu)和拉伸方向?qū)η?qiáng)度的影響。由于此處僅考慮板材不同厚度層之間的性能差異，即力學(xué)性能試驗(yàn)的拉伸方向相同，因此只考慮織構(gòu)的種類引起M值變化對(duì)強(qiáng)度的影響。人們通常用Sachs模型計(jì)算得出M下限值，用Taylor模型得出M的上限值，對(duì)于多晶材料人們更多采用Hutchinson提出的自洽模型。表2是上述3種典型滑移系模型計(jì)算得出的一些主要織構(gòu)組分的M值。由表2可以看出，變形織構(gòu)Copper、S、Brass的M值要大于再結(jié)晶織構(gòu)Cube、R、Q和旋轉(zhuǎn)立方Cube的M值。厚板中不同厚度層的織構(gòu)組分和織構(gòu)強(qiáng)度反應(yīng)出M值從表層至中心層逐漸增大，從而導(dǎo)致沿軋制方向或板材寬度方向拉伸時(shí)，具有軋制織構(gòu)組分更多的中心層的強(qiáng)度要比具有再結(jié)晶織構(gòu)組分占主導(dǎo)的表層的強(qiáng)度高，從而也進(jìn)一步導(dǎo)致該合金厚板中心層的強(qiáng)度高于表層的強(qiáng)度。

表2 沿軋制方向拉伸時(shí)利用幾種滑移系模型計(jì)算得到的主要織構(gòu)組分的M值[12]Table 2 M values for macroscopic loading in the rolling direction for various textures and activated slip systems

3 結(jié) 論

1)超高強(qiáng)Al- 6.5Zn- 2.4Mg- 2.3Cu- 0.12Zr鋁合金厚板不同厚度層的力學(xué)性能明顯不一致，板材厚度心部的強(qiáng)度明顯高于表層的強(qiáng)度，并且表層出現(xiàn)縱向強(qiáng)度明顯低于橫向強(qiáng)度的反常平面各向異性現(xiàn)象。

2)厚板的表層晶粒的纖維狀組織特征比心部的明顯，再結(jié)晶組織多，亞結(jié)構(gòu)組織少；表層具有較強(qiáng)的R-Cube織構(gòu)，心部有較強(qiáng)的Brass和Copper織構(gòu)；不同厚度層的織構(gòu)組分和織構(gòu)強(qiáng)度反應(yīng)出M值從表層至中心層逐漸增大，驗(yàn)證了試驗(yàn)合金厚板中心層的強(qiáng)度高于表層的強(qiáng)度。