D0I:10.13374/1.issnl00I53.2006.08.009 第28卷第8期 北京科技大学学报 Vol.28 No.8 2006年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2006 一种新型Al-Cu Li系合金的热压缩流变应力 李红英欧玲张建飞陈军郑子樵 中南大学有色金属材料科学与工程教有部重点实验室，长沙410083 摘要采用Gleeble-一l500热模拟机高温等温压缩试验，研究了一种新型Al-Cu-Li系合金在应 变速率为0.01~10s-1、变形温度为300~500℃条件下的流变应力特征.结果表明：流变应力随变 形温度的升高而降低，随变形速率的提高而增大；采用Z参数的双曲正弦函数描述该合金高温变 形的峰值流变应力，获得了峰值流变应力解析式，其热变形激活能为239.02kJml-1. 关键词铝锂合金：热压缩变形：流变应力：Z参数 分类号TG146 铝锂合金作为一种低密度、高弹性模量、高比 保温3mim,压缩变形量为60%，变形后立即进行 强度和高比刚度的铝合金，用其取代常规铝合金 水淬，以保留高温变形组织，对不同变形条件下 (如2219,2024,7075等)能使构件的质量减少 的试样进行组织观察. 10%20%,刚度提高15%~20%，是理想的航 空航天结构材料，具有广阔的应用前景].铝锂 2实验结果 合金一般需经高温塑性加工成形，热变形过程中 2.1真应力真应变曲线 流变应力是决定变形所需负荷及所需消耗能量的 实验测得合金的真应力一真应变曲线如图1 关键因素，在进行工程计算时首先应确定材料变 所示，不同变形温度和应变速率下的峰值应力如 形的流变应力，在现代塑性加工力学中，精确的 表1所示，由图1和表1可见，在所给变形条件 流变应力值或表达式是提高理论计算精度的关 下热压缩变形时，流变应力变化规律为：同一变形 键，近年来国内外学者在这方面的研究十分活 温度下，材料的真应力水平随应变速率的增大而 跃3].本文研究一种航空航天通用的新型高强 增大；同一应变速率下，真应力随温度的升高而降 高韧ACLi系合金在热压缩过程中的真应力 低，随变形温度的升高和应变速率的降低，达到 一真应变曲线，以及峰值流变应力与变形速率、变 峰值应力所需的应变量减小 形温度之间的关系，求解有关材料常数值，回归出 表1合金在不同变形温度和应变速率条件下的峰值应 变形抗力模型，拟为其热加工工艺的制定以及工 业生产过程中变形组织和性能的预测和控制提供 力 Table 1 Peak stress of the alloy at different temperatures 依据 and strain rates MPa 1 实验条件 应变速率/：-1300℃350℃400℃450℃500℃ 0.01 124.9784.9159.6441.0431.53 合金铸锭经500℃温度保温24h均匀退火， 0.1 138.80100.6470.9451.7340.34 线切割加工成尺寸为10mm×15mm,两端带有 深0.2mm凹槽的Rastegaev压缩样品6们.压缩变 人 157.20122.6490.4269.5854.72 形在Gleeble-一1500热模拟机上进行，压缩时在试 10 174.93146.52116.9786.9774.29 样的两端凹槽内填充润滑剂(80%石墨十20%机 2.2微观组织 油)，以减小与压头间的摩擦影响.变形温度分别 图2为不同变形条件下合金的TEM照片： 为300,350,400,450,500℃，应变速率分别为 0.01,0.1,1,10s1.在1mim内加热至变形温度， 其中，图2(a)以变形组织为主，仅有不太明显的 亚晶；图2(b)主要是由回复产生的亚晶；图2(c) 收稿日期：2006-04-07修回日期：2006-05-22 出现了较明显的再结晶晶粒，由此可知，低于 作者简介：李红英(1963一)，女，教授 400℃变形时，合金以动态回复为主要软化机制
一种新型 Al－Cu－Li 系合金的热压缩流变应力 李红英 欧 玲 张建飞 陈 军 郑子樵 中南大学有色金属材料科学与工程教育部重点实验室长沙410083 摘 要 采用 Gleeble－1500热模拟机高温等温压缩试验研究了一种新型 Al－Cu－Li 系合金在应 变速率为0∙01～10s －1、变形温度为300～500℃条件下的流变应力特征．结果表明：流变应力随变 形温度的升高而降低随变形速率的提高而增大；采用 Z 参数的双曲正弦函数描述该合金高温变 形的峰值流变应力获得了峰值流变应力解析式其热变形激活能为239∙02kJ·mol －1． 关键词 铝锂合金；热压缩变形；流变应力；Z 参数 分类号 TG146 收稿日期：20060407 修回日期：20060522 作者简介：李红英（1963－）女教授 铝锂合金作为一种低密度、高弹性模量、高比 强度和高比刚度的铝合金用其取代常规铝合金 （如221920247075等）能使构件的质量减少 10％～20％刚度提高15％～20％是理想的航 空航天结构材料具有广阔的应用前景［12］．铝锂 合金一般需经高温塑性加工成形热变形过程中 流变应力是决定变形所需负荷及所需消耗能量的 关键因素在进行工程计算时首先应确定材料变 形的流变应力．在现代塑性加工力学中精确的 流变应力值或表达式是提高理论计算精度的关 键近年来国内外学者在这方面的研究十分活 跃［35］．本文研究一种航空航天通用的新型高强 高韧 Al－Cu－Li 系合金在热压缩过程中的真应力 －真应变曲线以及峰值流变应力与变形速率、变 形温度之间的关系求解有关材料常数值回归出 变形抗力模型拟为其热加工工艺的制定以及工 业生产过程中变形组织和性能的预测和控制提供 依据． 1 实验条件 合金铸锭经500℃温度保温24h 均匀退火 线切割加工成尺寸为●10mm×15mm两端带有 深0∙2mm 凹槽的 Rastegaev 压缩样品［6］．压缩变 形在 Gleeble－1500热模拟机上进行压缩时在试 样的两端凹槽内填充润滑剂（80％石墨＋20％机 油）以减小与压头间的摩擦影响．变形温度分别 为300350400450500℃应变速率分别为 0∙010∙1110s －1．在1min 内加热至变形温度 保温3min压缩变形量为60％．变形后立即进行 水淬以保留高温变形组织．对不同变形条件下 的试样进行组织观察． 2 实验结果 2∙1 真应力－真应变曲线 实验测得合金的真应力－真应变曲线如图1 所示不同变形温度和应变速率下的峰值应力如 表1所示．由图1和表1可见在所给变形条件 下热压缩变形时流变应力变化规律为：同一变形 温度下材料的真应力水平随应变速率的增大而 增大；同一应变速率下真应力随温度的升高而降 低．随变形温度的升高和应变速率的降低达到 峰值应力所需的应变量减小． 表1 合金在不同变形温度和应变速率条件下的峰值应 力 Table1 Peak stress of the alloy at different temperatures and strain rates MPa 应变速率／s －1 300℃ 350℃ 400℃ 450℃ 500℃ 0∙01 124∙97 84∙91 59∙64 41∙04 31∙53 0∙1 138∙80 100∙64 70∙94 51∙73 40∙34 1 157∙20 122∙64 90∙42 69∙58 54∙72 10 174∙93 146∙52 116∙97 86∙97 74∙29 2∙2 微观组织 图2为不同变形条件下合金的 TEM 照片． 其中图2（a）以变形组织为主仅有不太明显的 亚晶；图2（b）主要是由回复产生的亚晶；图2（c） 出现了较明显的再结晶晶粒．由此可知低于 400℃变形时合金以动态回复为主要软化机制． 第28卷 第8期 2006年 8月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．28No．8 Aug．2006 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2006．08．009
Vol.28 No.8 李红英等：一种新型AC一H山系合金的热压缩流变应力 751. 500℃变形时，合金发生了再结晶，证明实验合金 晶也做出了贡献.另外，图2中的第二相为合金 的高温变形除了动态回复软化机制外，动态再结 均匀化退火后冷却过程中的析出相. 160 160 (a) (b) 140 e=0.01sl 140 E=0.1 s- 120 120 300℃ 100 300℃ 100 80 80 350℃ 350℃ 60 400℃ 400℃ 40 450℃ 450℃ 20 500℃ _500℃ 00t0200405060.7080.90 60i1020304050.60.70.80.91.0 160 (c) 180 2=1s- (d) e=10s' 140 160 120 300℃ 140 300℃ 100 350℃ 120 80 350℃ 400℃ 400℃ 60 80 450℃ 450℃ 40 500℃ 60 500℃ 20 40 00六0.2030.4030.60.70.80.9i.0 200002004050.607080.91.0 图1合金热压缩变形时的真应力真应变曲线 Fig.1 True stress-strain curves of the alloy during hot compression (a)=300℃e=01s b)T=400℃.e-01s (c)7=500T.e=01g 图2合金不同变形条件下的TEM照片 Fig.2 TEM photographs of the alloy in different deformation conditions 3分析与讨论 式中，A,c,n为与温度无关的常数，a为应力水 平参数，R为气体常数，n为应力指数；Q为变形 3.1材料常数的计算和流变应力方程的确定 激活能；T为热力学温度，σ可表示为峰值应力 有关研究表明，材料高温塑性变形时受热激 或稳态流变应力，或相应于某指定应变量时对应 活过程控制，流变应力、应变速率和温度之间可用 的流变应力，在应用中，获得峰值应力与温度及 包含变形激活能Q项的双曲正弦形式的Arrhe 应变速率的关系更有实际意义，因此本文取峰值 nius关系描述[7-9]： 应力作为研究对象， A [sinh(ao)]"exp(-Q/RT) (1) 式(1)适用于所有的应力状态，对于低应力水
500℃变形时合金发生了再结晶．证明实验合金 的高温变形除了动态回复软化机制外动态再结 晶也做出了贡献．另外图2中的第二相为合金 均匀化退火后冷却过程中的析出相． 图1 合金热压缩变形时的真应力－真应变曲线 Fig．1 True stress-strain curves of the alloy during hot compression 图2 合金不同变形条件下的 TEM 照片 Fig．2 TEM photographs of the alloy in different deformation conditions 3 分析与讨论 3∙1 材料常数的计算和流变应力方程的确定 有关研究表明材料高温塑性变形时受热激 活过程控制流变应力、应变速率和温度之间可用 包含变形激活能 Q 项的双曲正弦形式的 Arrhenius 关系描述［79］： ε ·＝ A ［sinh（ασ）］ n exp（－ Q／RT） （1） 式中Aαn 为与温度无关的常数α为应力水 平参数R 为气体常数n 为应力指数；Q 为变形 激活能；T 为热力学温度．σ可表示为峰值应力 或稳态流变应力或相应于某指定应变量时对应 的流变应力．在应用中获得峰值应力与温度及 应变速率的关系更有实际意义因此本文取峰值 应力作为研究对象． 式（1）适用于所有的应力状态对于低应力水 Vol．28No．8 李红英等： 一种新型 Al－Cu－Li 系合金的热压缩流变应力 ·751·
.752 北京科技大学学报 2006年第8期 平，可采用式(2)描述，而高应力水平可采用式(3) 的函数： 描述： (7) =A101 (2) =A2exp(Bo) (3) 求出式(7)中的A,Q,n和a等材料常数值，便 式中：a,B及n1之间满足a=/1· 可求出材料在任意变形条件下的流变应力值，用 该公式可计算材料热加工过程中流变应力与应变 此外，应力一应变速率之间的关系可用一项 Z参数表示8]： 速率、温度等的关系 Z=exp(Q/RT)=A [sinh(ao)] (4) 对式(2)和(3)两边分别求对数得： 由式(4)，可得： In()=In(A1)+niln(c) (8) sinh (ao)=(Z/A)1/n (5) In=In(A2)+B (9) 根据双曲正弦函数的定义sinh(ao)=(e“一 将表1峰值应力数据代入由式(8)和(9)，作 e-)/2,有： 如图3所示的lno一ln和o一ln图，进行线性回 ao=lsinh(ao)十，J[sih(ao)]+l 归，m和B可取5条直线斜率的平均值，得1= (6) 9.9083,B=0.13331MPa1,求出a=β/m= 由式(5)和(6)可将流变应力。可表达成Z参数 0.01345MPa-1. 1.7=300℃ 3r1.T=300℃ 22.T=350℃ 2.T=350℃ 3.T=400℃ 2 3.7T=400 4.T=450℃ 4.T-450℃ 5.T=500℃ 5,T=500℃ 0 -2 4.0 4.4 4.8 5.2 30 60 90 120 150180 In(a/MPa) o/MPa (a)Ino-in E (b)o-ine 图3合金峰值应力与应变速率之间的关系 Fig3 Relationships between peak flow stress and strain rate 对式(1)两侧取自然对数，并假定变形激活能 3 与温度无关，可以得到： 1.7T=300℃ 2.T350℃ In=A'+nln[sinh(ao)] 3.T=400℃ (10) 4.T450℃ 5.T=500℃ 将合金在不同变形温度下变形时的峰值应力 和应变速率值代入式(10)，绘制如图4所示的lne -ln[sinh(ao)]图. 通过线性回归分析，回归相关系数为 0.99760~0.99847,表明该合金高温变形峰值应 n 力和应变速率的双对数关系较好地满足线性关 0.51.015 In[sin h(ao)] 系，即该合金高温压缩变形时的应力一应变速率 关系满足双曲正弦关系，这种关系可用于描述合 图4峰值应力。与应变速率的关系 金所有应力水平下应变速率和峰值流变应力之间 Fig.4 Relationships between peak stress and strain rate 的关系，为通过控制应变速率来控制热加工的应 在恒应变速率条件下变形时，假定一定温度 力水平提供了理论依据. 范围内Q保持不变，由式(4)可得出：
平可采用式（2）描述而高应力水平可采用式（3） 描述： ε ·＝ A1σ n1 （2） ε ·＝ A2exp（βσ） （3） 式中：αβ及 n1 之间满足 α＝β／n1． 此外应力－应变速率之间的关系可用一项 Z 参数表示［8］： Z＝ε · exp（ Q／RT）＝ A ［sinh（ασ）］ n （4） 由式（4）可得： sinh（ασ）＝（Z／A） 1／n （5） 根据双曲正弦函数的定义 sinh（ασ）＝（e ασ－ e －ασ ）／2有： ασ＝ln sinh（ασ）＋ ［sinh（ασ）］ 2＋1 （6） 由式（5）和（6）可将流变应力 σ可表达成 Z 参数 的函数： σ＝ 1 α ln Z A 1／n ＋ Z A 2／n ＋1 1／2 （7） 求出式（7）中的 AQn 和α等材料常数值便 可求出材料在任意变形条件下的流变应力值．用 该公式可计算材料热加工过程中流变应力与应变 速率、温度等的关系． 对式（2）和（3）两边分别求对数得： ln（ε · ）＝ln（ A1）＋ n1ln（σ） （8） lnε ·＝ln（ A2）＋βσ （9） 将表1峰值应力数据代入由式（8）和（9）作 如图3所示的 lnσ－lnε ·和 σ－lnε ·图进行线性回 归n1 和 β可取5条直线斜率的平均值得 n1＝ 9∙9083β＝0∙13331MPa －1求出 α＝β／n1＝ 0∙01345MPa －1． 图3 合金峰值应力与应变速率之间的关系 Fig．3 Relationships between peak flow stress and strain rate 对式（1）两侧取自然对数并假定变形激活能 与温度无关可以得到： lnε ·＝ A′＋ nln［sinh（ασ）］ （10） 将合金在不同变形温度下变形时的峰值应力 和应变速率值代入式（10）绘制如图4所示的 lnε · －ln［sinh（ασ）］图． 通 过 线 性 回 归 分 析回 归 相 关 系 数 为 0∙99760～0∙99847表明该合金高温变形峰值应 力和应变速率的双对数关系较好地满足线性关 系即该合金高温压缩变形时的应力－应变速率 关系满足双曲正弦关系．这种关系可用于描述合 金所有应力水平下应变速率和峰值流变应力之间 的关系为通过控制应变速率来控制热加工的应 力水平提供了理论依据． 图4 峰值应力 σ与应变速率的关系 Fig．4 Relationships between peak stress and strain rate 在恒应变速率条件下变形时假定一定温度 范围内 Q 保持不变由式（4）可得出： ·752· 北 京 科 技 大 学 学 报 2006年第8期
Vol.28 No.8 李红英等：一种新型ACH山系合金的热压缩流变应力 .753. In[sinh(ao)] h+品-n =A3+B1000 0=58.82z/1.1×1016) 1/7.67 它 T (11) {[z1.1x1052h.+1 式中，A3=(n一lnA)/n;为作图方便，令B= 其中Z=exp(239.02/RT) 60r Q/1000nR, 55 将表1的峰值应力代入上式，绘制如图5所 50 示的关系图.线性回归分析表明，恒应变速率下， 一T关系符合式(11)，回归相关系数为0.99642 45 ~0.99901,说明流变应力的双曲正弦对数项和 40 温度的倒数之间满足线性关系，表明该合金高温 35- 塑性变形峰值流变应力和变形温度之间满足A~ 30 rhenius关系，即可用包含Arrhenius项的Z参数 25-00略0市20 来描述该合金高温塑性变形的峰值流变应力， Infsin h(ao)] 3 图6流变应力与Z参数的关系曲线 1.5 1.e=0.01s 2.e-0.1g1 2 Fig.6 Relationship between flow stress and Zener-Hollomon 1.0 3.e=1s1 parameter 4.e-10s 该式可用来计算材料实际热加工中峰值流变 应力的值，为热加工设备的选择、工艺参数的制定 三0 提供依据，对指导生产实际具有重要意义， 3.2合金高温变形的物理本质 0.5 应变速率和温度对流变应力影响较大，应变 -1.0 1.4 1.6 1.8 速率增大时，单位应变的变形时间较短，由动态回 (1000/TDK 复、动态再结晶提供的软化过程时间缩短：同时， 图5峰值应力σ与温度的关系 合金变形的临界切应力提高，导致流变应力增大， Fig.5 Relationships between peak stress and temperature 随变形温度的升高，热激活的作用增强，原子间动 能增大，结合力减弱，合金变形时的临界切应力降 对式(1)两边微分得： 低，此外动态回复及动态再结晶引起的软化程度 「 ane]「n[sinh(ao)] Q=R OIn[sinh(ao)(1/T) (12) 也随温度的升高而增大，从而导致流变应力降低· 一般而言，铝属于高层错能的金属，不易发生 式中的括号项分别取图4和图5中直线斜率的平 动态再结晶，但是，由前面TEM照片分析可知， 均值，分别为7.7193和3.7177，算得Q为 实验合金在500℃变形条件下发生了明显的动态 238.60kJ.mol. 再结晶，这是由于合金中添加的Li,C山等溶质原 对式(4)两边求对数得： 子降低了合金的层错能，提高了激活动态回复所 InZ=In A+nln[sinh(ao)] (13) 需的能量，使动态回复变得更加困难，实验合金 将相关实验数据代入上式，绘制如图6所示 的变形激活能为239.02 kJ .mol-,比其他大多数 的InZ in[sinh(ao)]关系曲线，进行线性回归分 铝合金的变形激活能要大得多，比多晶纯铝的自 析，其斜率即为应力指数n值，n=7.66.为使结 扩散激活能142 kJ.mol1要大得多，说明合金在 果更为精确，进行迭代计算，即将此n值代入α= 高温变形过程除了发生由扩散控制的回复过程 /n求得新的a值，再利用新的n值和a值进行 外，还可能发生再结晶等其他热激活过程，此外， 迭代求其他的材料常数.最后，求得材料常数值 合金中存在的第二相（均匀化退火后冷却过程中 为：n=7.67,a=0.017MPa-1,A=1.1×1016 析出的)，阻碍位错的运动，使位错难于通过交滑 s1,变形激活能Q=239.02 kJ'mol-1. 移和攀移而与异号位错相互抵消，动态回复受阻， 将求得的材料常数值代入式(7)，峰值流变应 亚组织中位错密度较高，剩余的储能较大，有利于 力与应变速率、温度的关系可用Z参数表示为： 动态再结晶的发生
ln［sinh（ασ）］＝ lnε ·＋ Q RT －ln A n ＝ A3＋B 1000 T （11） 式中A3＝（lnε ·－ln A ）／n；为作图方便令 B＝ Q／1000nR． 将表1的峰值应力代入上式绘制如图5所 示的关系图．线性回归分析表明恒应变速率下 σ－T 关系符合式（11）回归相关系数为0∙99642 ～0∙99901说明流变应力的双曲正弦对数项和 温度的倒数之间满足线性关系表明该合金高温 塑性变形峰值流变应力和变形温度之间满足 Arrhenius 关系即可用包含 Arrhenius 项的 Z 参数 来描述该合金高温塑性变形的峰值流变应力． 图5 峰值应力 σ与温度的关系 Fig．5 Relationships between peak stress and temperature 对式（1）两边微分得： Q＝ R ∂lnε · ∂ln［sinh（ασ）］ T ∂ln［sinh（ασ）］ ∂（1／T） ε· （12） 式中的括号项分别取图4和图5中直线斜率的平 均值分 别 为 7∙7193 和 3∙7177算 得 Q 为 238∙60kJ·mol －1． 对式（4）两边求对数得： lnZ＝ln A＋ nln［sinh（ασ）］ （13） 将相关实验数据代入上式绘制如图6所示 的 lnZ－ln［sinh（ασ）］关系曲线进行线性回归分 析其斜率即为应力指数 n 值n＝7∙66．为使结 果更为精确进行迭代计算即将此 n 值代入α＝ β／n 求得新的α值再利用新的 n 值和α值进行 迭代求其他的材料常数．最后求得材料常数值 为：n＝7∙67α＝0∙017MPa －1A ＝1∙1×1016 s －1变形激活能 Q＝239∙02kJ·mol －1． 将求得的材料常数值代入式（7）峰值流变应 力与应变速率、温度的关系可用 Z 参数表示为： σ＝58∙82ln Z／（1∙1×1016） 1／7．67 ＋ Z／（1∙1×1016）］ 2／7．67＋1 1／2 ． 其中 Z＝ε · exp（239∙02／RT） 图6 流变应力与 Z 参数的关系曲线 Fig．6 Relationship between flow stress and Zener-Hollomon parameter 该式可用来计算材料实际热加工中峰值流变 应力的值为热加工设备的选择、工艺参数的制定 提供依据对指导生产实际具有重要意义． 3∙2 合金高温变形的物理本质 应变速率和温度对流变应力影响较大．应变 速率增大时单位应变的变形时间较短由动态回 复、动态再结晶提供的软化过程时间缩短；同时 合金变形的临界切应力提高导致流变应力增大． 随变形温度的升高热激活的作用增强原子间动 能增大结合力减弱合金变形时的临界切应力降 低此外动态回复及动态再结晶引起的软化程度 也随温度的升高而增大从而导致流变应力降低． 一般而言铝属于高层错能的金属不易发生 动态再结晶．但是由前面 TEM 照片分析可知 实验合金在500℃变形条件下发生了明显的动态 再结晶．这是由于合金中添加的 LiCu 等溶质原 子降低了合金的层错能提高了激活动态回复所 需的能量使动态回复变得更加困难．实验合金 的变形激活能为239∙02kJ·mol －1比其他大多数 铝合金的变形激活能要大得多比多晶纯铝的自 扩散激活能142kJ·mol －1要大得多说明合金在 高温变形过程除了发生由扩散控制的回复过程 外还可能发生再结晶等其他热激活过程．此外 合金中存在的第二相（均匀化退火后冷却过程中 析出的）阻碍位错的运动使位错难于通过交滑 移和攀移而与异号位错相互抵消动态回复受阻 亚组织中位错密度较高剩余的储能较大有利于 动态再结晶的发生． Vol．28No．8 李红英等： 一种新型 Al－Cu－Li 系合金的热压缩流变应力 ·753·
.754 北京科技大学学报 2006年第8期 4 结论 参考文献 [1]邱惠中.国外A1i合金及其航天产品的制造技术.宇航 (1)在温度300~500℃，应变速率0.01~10 材料工艺，1998(4)：39 s范围内，实验所用新型Al-Cu Li系合金的流 [2]黄兰萍，郑子樵，李世晨，等，铝锂合金的研究与应用.材料 变应力随变形温度的升高而降低，随应变速率的 导报.2002,16(5)：20 提高而增大；实验合金在高温塑性变形过程中，除 [3]韩冬峰，郑子樵，蒋呐，等.高强可焊2195铝锂合金热压缩 变形的流变应力.中国有色金属学报，2004,12(14)：2090 了动态回复软化机制起作用外，在较高温度下，动 [4]Bardi F,Cabibbo M.An analysis of hot deformation of an Al- 态再结晶软化机制也发挥了作用， Cu Mg alloy produced by powder metallurgy Mater Sci Eng (2)可采用Z参数的双曲正弦函数来描述该 A.2003,339(1/2):43 铝锂合金高温变形的峰值流变应力，计算得出材 [5]Cavaliere P.Hot and warm forming of 2618 aluminium alloy 料常数a=0.017MPa1,n=7.67,A=1.1× J Light Met,2002,4(2):247 1016。-1,变形激活能Q=239.02 kJ'mol厂1，峰值 [6]沈健，李德峰.铝锂合金高温塑性变形流变应力研究.稀 有金属材料与工程，1997,26(5)：26 流变应力与应变速率、温度的关系可用Z参数表 [7]韩冰，刘文娟，袁鸽成.7055铝合金高温压缩变形的流变 示为： 应力.广东工业大学学报，2004,2(21)：16 =58.824Z/(1.1×1016) 1/7.67 [8]Poirier JP.晶体的高温塑性变形.关德林，译.大连：大连 理工出版社，1989 z/1.1×106) 2/7.67,1/2 [9]Sheppard T,Parson N C.Zaidi M A.Dynamic recrystalliza- tion in Al-Mg.Met Sci.1983.17(10):481 Z=exp(239.02/hT) Flow stress of a new type Al Cu Li system alloy during hot compression defor- mation LI Hongying,OU Ling,ZHA NG Jianfei,CHEN Jun,ZHENG Zigiao Key Laboratory of Nonferrous Metal Materials Science and Engineering of Ministry of Education.Central South University.Changsha 410083. China ABSTRACI The flow stress behavior of a new type Al Cu Li system alloy during hot compression defor- mation was studied in the strain rate range from 0.01to 10s and the temperature range from 300 to 500 C by isothermal compression test on a Gleeble 1500 thermal-mechanical simulator.The results show that the flow stress of this new type Al Cu Li system alloy decreases with the increase of deformation tempera- ture and increases with the increase of strain rate.The peak flow stress during high temperature deforma- tion can be represented by Z parameter in a hyperbolic sine function.The analytical expression of peak flow stress was fitted with the hot deformation activation energy of 239.02km KEY WORDS Al Cu Li system alloy;hot compression deformation;flow stress;Z parameter
4 结论 （1） 在温度300～500℃应变速率0∙01～10 s －1范围内实验所用新型 Al－Cu－Li 系合金的流 变应力随变形温度的升高而降低随应变速率的 提高而增大；实验合金在高温塑性变形过程中除 了动态回复软化机制起作用外在较高温度下动 态再结晶软化机制也发挥了作用． （2） 可采用 Z 参数的双曲正弦函数来描述该 铝锂合金高温变形的峰值流变应力计算得出材 料常数 α＝0∙017MPa －1n ＝7∙67A ＝1∙1× 1016s －1变形激活能 Q＝239∙02kJ·mol －1峰值 流变应力与应变速率、温度的关系可用 Z 参数表 示为： σ＝58∙82ln Z／（1∙1×1016） 1／7．67 ＋ Z／（1∙1×1016） 2／7．67 ＋1 1／2 Z＝ε · exp（239∙02／RT）． 参 考 文 献 ［1］ 邱惠中．国外 Al－Li 合金及其航天产品的制造技术．宇航 材料工艺1998（4）：39 ［2］ 黄兰萍郑子樵李世晨等．铝锂合金的研究与应用．材料 导报200216（5）：20 ［3］ 韩冬峰郑子樵蒋呐等．高强可焊2195铝锂合金热压缩 变形的流变应力．中国有色金属学报200412（14）：2090 ［4］ Bardi FCabibbo M．An analysis of hot deformation of an Al－ Cu－Mg alloy produced by powder metallurgy．Mater Sci Eng A2003339（1／2）：43 ［5］ Cavaliere P．Hot and warm forming of 2618aluminium alloy． J Light Met20024（2）：247 ［6］ 沈健李德峰．铝锂合金高温塑性变形流变应力研究．稀 有金属材料与工程199726（5）：26 ［7］ 韩冰刘文娟袁鸽成．7055铝合金高温压缩变形的流变 应力．广东工业大学学报20042（21）：16 ［8］ Poirier J P．晶体的高温塑性变形．关德林译．大连：大连 理工出版社1989 ［9］ Sheppard TParson N CZaidi M A．Dynamic recrystallization in Al－Mg．Met Sci198317（10）：481 Flow stress of a new type Al－Cu－Li system alloy during hot compression deformation LI HongyingOU L ingZHA NG JianfeiCHEN JunZHENG Ziqiao Key Laboratory of Nonferrous Metal Materials Science and Engineering of Ministry of EducationCentral South UniversityChangsha410083 China ABSTRACT The flow stress behavior of a new type Al－Cu－Li system alloy during hot compression deformation was studied in the strain rate range from0∙01to10s －1and the temperature range from300to500 ℃ by isothermal compression test on a Gleeble1500therma-l mechanical simulator．The results show that the flow stress of this new type Al－Cu－Li system alloy decreases with the increase of deformation temperature and increases with the increase of strain rate．The peak flow stress during high temperature deformation can be represented by Z parameter in a hyperbolic sine function．The analytical expression of peak flow stress was fitted with the hot deformation activation energy of 239∙02kJ·mol －1． KEY WORDS Al－Cu－Li system alloy；hot compression deformation；flow stress；Z parameter ·754· 北 京 科 技 大 学 学 报 2006年第8期