31%B4Cp/6061Al复合材料的热变形及加工图的研究

doi:10.11900/0412.1961.2019.00454

31%B₄Cp/6061Al复合材料的热变形及加工图的研究

周丽¹, 李明¹, 王全兆^,², 崔超³, 肖伯律², 马宗义²

1 烟台大学机电汽车工程学院烟台 264005

2 中国科学院金属研究所沈阳材料科学国家研究中心沈阳 110016

3 哈尔滨工业大学(威海)材料科学与工程学院威海 264209

Study of the Hot Deformation and Processing Map of 31%B₄Cp/6061Al Composites

ZHOU Li¹, LI Ming¹, WANG Quanzhao^,², CUI Chao³, XIAO Bolv², MA Zongyi²

1 School of Electromechanical and Vehicle Engineering, Yantai University, Yantai 264005, China

2 Shenyang National Laboratory for Materials Science, Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, Shenyang 110016, China

3 School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology Weihai, Weihai 264209, China

通讯作者: 王全兆，qzhwang@imr.ac.cn，主要从事金属基复合材料和搅拌摩擦焊接与加工的研究

责任编辑: 肖素红

收稿日期: 2019-12-27 修回日期: 2020-04-14 网络出版日期: 2020-08-11

基金资助:

国家自然科学基金项目.  U1508216
国家自然科学基金项目.  51771194
山东省自然科学基金项目.  ZR2019MEE074

Corresponding authors: WANG Quanzhao, professor, Tel: (024)23971749, E-mail:qzhwang@imr.ac.cn

Received: 2019-12-27 Revised: 2020-04-14 Online: 2020-08-11

Fund supported:

National Natural Science Foundation of China.  U1508216
National Natural Science Foundation of China.  51771194
Natural Science Foundation of Shandong Province.  ZR2019MEE074

作者简介 About authors

周丽，女，1971年生，教授，博士

摘要

采用Gleeble-3800热模拟试验机对粉末冶金法制备的31%B₄Cp/6061Al (体积分数)复合材料进行热压缩行为研究，实验温度和应变速率分别为375~525 ℃和0.001~10 s^-1。基于改进的动态材料模型(MDMM)建立了功率耗散率图和热加工图，确定了热加工的稳定区和失稳区，分析了热压缩过程中的微观组织变化。结果表明，31%B₄Cp/6061Al复合材料的变形温度和应变速率对流变应力的影响十分显著，流变应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加。确定了31%B₄Cp/6061Al复合材料的最优热加工参数所对应的变形温度和应变速率分别为480~525 ℃和0.01~0.04 s^-1。加工失稳区主要集中在低温高应变速率区域，并且该区域随应变的增大而增大。热压过程中应变、温度和应变速率对显微组织的变化都有显著影响，应变越大，则晶粒变形越严重，随着变形温度的升高或应变速率的降低，基体内动态再结晶晶粒尺寸明显增大。

关键词： B₄Cp/6061Al复合材料 ; 热变形 ; 加工图 ; 微观结构

Abstract

B₄Cp/Al composite has the advantages of light weight, good stability, high neutron absorption capacity and excellent mechanical properties, and is increasingly used in nuclear industry for storage and transportation of spent fuels. However, due to the obvious difference in the mechanical properties between the reinforcement and the aluminum matrix, the deformation of B₄Cp/Al composite is quite difficult. In this study, the hot compression behavior of 31%B₄Cp/6061Al (volume fraction) composite fabricated by powder metallurgy was investigated in the temperature range of 375~525 ℃ and strain rate range of 0.001~10 s^-1 with Gleeble-3800 thermal simulator system. Based on the modified dynamic material model (MDMM), the power dissipation efficiency and processing maps were established, the instability zones and stable area of hot deformation were determined, and the microstructure evolution during hot compression were analyzed. The results show that the temperature and strain rate have significant influences on the flow stress of 31%B₄Cp/6061Al composite, and the flow stress increases with decreasing temperature or with increasing strain rate. The optimum processing domains for 31%B₄Cp/6061Al composite are at temperatures of 480~525 ℃ with strain rates of 0.01~0.04 s^-1. However, the processing instability area is mainly concentrated in low temperature and high strain rate, and increases with the increase of strain. During the hot compressing, the microstructure evolution is influenced by hot processing parameters, such as the strain, temperature and strain rate. The higher the strain is, the more serious the grain deformation is. With increasing deformation temperature or decreasing strain rate, the size of the dynamic recrystallization grain in matrix increases obviously.

Keywords： B₄Cp/6061Al composites ; hot deformation ; processing map ; microstructure

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本文引用格式

周丽, 李明, 王全兆, 崔超, 肖伯律, 马宗义. 31%B₄Cp/6061Al复合材料的热变形及加工图的研究. 金属学报[J], 2020, 56(8): 1155-1164 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00454

ZHOU Li, LI Ming, WANG Quanzhao, CUI Chao, XIAO Bolv, MA Zongyi. Study of the Hot Deformation and Processing Map of 31%B₄Cp/6061Al Composites. Acta Metallurgica Sinica[J], 2020, 56(8): 1155-1164 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00454

B₄Cp/Al复合材料具有重量轻、稳定性好、中子吸收能力强及力学性能优异等优点，是用于乏燃料贮运、中子源吸收等方面的理想材料。随着金属基复合材料应用领域的不断拓展，高性能B₄Cp/Al复合材料在军事、航空航天和电子等领域得到了广泛应用^[1,2]。然而由于增强颗粒的加入，B₄Cp/Al复合材料二次加工过程中材料变形抗力增大，其微观组织变化更为复杂，可加工性显著下降^[3]。若热加工工艺选择不当，复合材料二次加工中很容易产生缺陷，如锻件内部和表面裂纹、轧制板材和挤压棒材的开裂、增强体颗粒带偏聚等^[4,5,6]。因此，如何选择合理的热加工工艺，提高B₄Cp/Al复合材料的加工性能，合理调控复合材料基体微观组织尤为重要。

近年来，关于金属基复合材料热加工行为的研究大多集中在SiC和Al₂O₃增强铝基复合材料。1981年，Raj^[7]首先提出了加工图概念，并研究了不同体积分数SiC和Al₂O₃颗粒增强铝基复合材料的损伤机制，得出在应变速率和温度的某个区域，材料的变形能力最优。随后，许多学者研究了SiCp/Al复合材料应变速率范围在0.001~10 s^-1，温度范围为300~500 ℃的热变形行为，并基于动态材料模型(dynamic material model，DMM)建立了加工图^[8,9,10,11]。通过加工图不仅可以优化热加工工艺参数，还可以通过功耗效率的分析和微观结构观察来预测微观结构的演变，从而很好地避开失稳区。与SiCp/Al复合材料相比，对B₄Cp/Al复合材料热加工及热变形行为的研究较少。Gangolu等^[12]研究了A356合金及A356+5%B₄C (体积分数)复合材料在温度和应变速率分别为470~570 ℃和10^-3~1 s^-1条件下的热变形行为，结果表明A356合金失稳区域为温度510~570 ℃，应变速率(1~4)×10^-2 s^-1，而对于A356+5%B₄C复合材料，在相同的应变速率下，其失稳区域温度变为470~570 ℃。这是由于增强相的存在导致变形阻力增加，与基体相比，复合材料的最大功率耗散效率降低，而失稳区域范围有所扩大。Li等^[13]以热压缩实验数据为基础，研究了B₄Cp/6061Al复合材料的热变形行为，其中增强相颗粒尺寸和体积分数分别为18.5 μm和30%。结果表明，B₄Cp/6061Al复合材料的最佳加工区域为温度487~530 ℃、应变速率0.01~0.05 s^-1，典型的材料不稳定性被认为是由孔洞形成、绝热剪切带(ASB)、颗粒脱黏和基体开裂引起的。关于金属基复合材料热变形行为的研究大多集中在低应变速率(<1 s^-1)下，而实际的二次加工 (如轧制) 过程中复合材料将会经历很大的塑性变形，且应变速率远大于1 s^-1。

在DMM中，在任何情况下都假定应力与应变速率满足幂函数本构关系，然而，大多数材料实际上不能完全遵循这一假设。迄今为止，已发现在热加工变形中，金属基复合材料的变形行为可以用幂函数、指数和双曲正弦3种典型的本构方程来描述^[14,15,16]。其中幂函数适用于低应力水平，指数关系适用于高应力水平，而双曲正弦本构关系适用于所有的应力范围。Murty等^[17]通过拟合应力-应变速率曲线的积分而不是简单的幂函数假设，将DMM进行了修正，从而获得了更精确的计算结果^[18]。

本工作对粉末冶金法制备的31%B₄Cp/6061Al (体积分数)复合材料进行了较宽温度和应变速率范围的热压缩实验，研究了其热变形行为及热变形条件对流变应力的影响规律，并基于改进的动态材料模型(modified dynamic material model，MDMM)建立了不同应变下复合材料的功率耗散效率及加工图，确定了最佳加工区域。此外，还分析了热压缩过程中的微观组织演变。

1 实验方法

实验所用材料为粉末冶金法制备的31%B₄Cp/6061Al复合材料，其中B₄C颗粒平均尺寸约为7 μm，6061Al合金的主要化学成分(质量分数，%)为：Fe 0.70，Si 0.80，Mn 0.15，Cr 0.35，Mg 1.20，Zn 0.25，Al 余量。在经过均匀化处理的31%B₄Cp/6061Al热轧板上沿着板厚方向取样，加工成直径8 mm×12 mm的圆柱体试样。为减小试样与砧子之间的摩擦，压缩前在试样两端涂抹润滑剂(75%石墨+20%机油+5%硝酸三甲苯脂，体积分数)。采用Gleeble-3800热模拟试验机进行高温压缩实验，实验温度为375、400、425、450、475、500和525 ℃，应变速率( $\dot{ε}$ )为0.01、0.1、1和10 s^-1，工程应变为0.5。由ε_nom=Δl/l₀和ε_true=ln(1+ε_nom)得到真实应变为0.69 (其中，l₀为圆柱体试样的初始高度，Δl为压下量，ε_nom和ε_true分别为工程应变和真实应变)。压缩过程如图1所示，进行热压缩之前，试样以5 ℃/s的速率加热到预定变形温度，并保温10 min，试样温度均匀后进行压缩实验。压缩完成后立即对试样进行水淬，以保留高温变形后的微观组织。

图1

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图1 热压缩过程示意图

Fig.1 Schematic of hot compression processing

利用线切割设备将试样沿着压缩方向的中心截面抛开，对该截面进行研磨、抛光处理后，利用SUPRA40超高分辨率冷场发射扫描电子显微镜(SEM)观察试样内部颗粒分布情况及内部缺陷。然后用Weck试剂对试样进行腐蚀，并用DMI500M型金相显微镜(OM)观察不同变形条件下试样的微观组织变化。

2 结果与分析

2.1 31%B₄Cp/6061Al复合材料的原始组织

图2为31%B₄Cp/6061Al复合材料的显微组织的OM像。可以看出，基体为典型的等轴晶晶粒，晶粒平均尺寸约为13 μm，B₄C颗粒分布在晶界周围。

图2

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图2 31%B₄Cp/6061Al复合材料显微组织的OM像

Fig.2 OM image of 31%B₄Cp/6061Al composite

2.2 热变形流变曲线

31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同变形温度和应变速率下的真应力-真应变曲线如图3所示。可见，在较低应变时，应力随应变的增加而迅速增加，达到峰值应力后，真应力开始出现不同程度的下降，最后流变应力曲线趋于稳态。根据流变应力曲线的变化规律，可以将31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同变形条件下的流变应力曲线分为3个阶段：(I) 加工硬化阶段，该阶段位错密度在外力作用下急剧增加，导致变形初期真应力迅速增加，出现加工硬化现象；(II) 软化阶段，该阶段B₄C颗粒的强化效果下降，动态软化同时发生，使真应力达到峰值后略有下降；(III) 稳态流变阶段，该阶段软化机理如动态回复(dynamic recovery，DRV)、动态再结晶(dynamic recrystallization，DRX)以及硬化机理如应变硬化(strain hardening)所产生的作用相互抵消，流变应力趋于稳态。从图3d可以看出，当应变速率为10 s^-1时，流变应力曲线出现严重的波动，这是由于在高应变速率条件下，大量增强相的存在导致不均匀变形及微裂纹的萌生^[19,20]。

图3

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图3 不同热变形条件下31%B₄Cp/6061Al复合材料的真应力-真应变曲线

Fig.3 True stress-true strain curves of 31%B₄Cp/6061Al composites under different temperatures and strain rates ( $\dot{ε}$ )

(a) $\dot{ε}$ =0.01 s^-1 (b) $\dot{ε}$ =0.1 s^-1 (c) $\dot{ε}$ =1 s^-1 (d) $\dot{ε}$ =10 s^-1

此外，变形温度和应变速率对流变应力的影响十分显著。31%B₄Cp/6061Al复合材料不同变形条件下的峰值应力分布如图4所示。可见，同一变形温度下，随着应变速率的升高，峰值应力相应升高，这是因为随着应变速率的升高，位错运动速率加快，导致变形时的临界切应力升高；另外，高应变速率致使变形时间更短，这也限制了动态回复或动态再结晶的发生。同一应变速率下，随着温度的升高，峰值应力降低，这是因为温度升高，动态软化作用加剧，使流变应力降低。在不同变形条件下的峰值应力如表1所示。

图4

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图4 31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同变形条件下的峰值应力分布

Fig.4 Peak stress distributions of 31%B₄Cp/6061Al composites under different deformation conditions

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表1 31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同变形条件下的峰值应力 (MPa)

Table 1 Peak stresses of 31%B₄Cp/6061Al composites under different deformation conditions

$\dot{ε}$ / s^-1	375 ℃	400 ℃	425 ℃	450 ℃	475 ℃	500 ℃	525 ℃
0.01	89.34	73.90	67.40	61.77	56.69	38.66	35.52
0.1	107.00	92.89	86.80	76.45	70.81	60.01	52.52
1	126.18	113.58	103.75	94.40	85.91	79.61	65.38
10	158.00	146.00	133.39	124.92	112.96	102.04	92.53

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2.3 热加工图

热加工图可以用于指导材料热成形过程中应变速率、变形温度等工艺参数的选择，其理论基础为DMM。在该理论中，将热成形过程视为一个封闭的能量耗散系统，且该系统的瞬时总能量(P)主要消耗在2个方面：(1) 材料塑性变形所耗散的能量，将之称为耗散量(G)；(2) 材料内部微观组织转变所耗散的能量(如DRV、DRX、相变及裂纹形成等)，将之称为耗散协量(J)。如果流变应力(σ)和 $\dot{ε}$ 之间满足幂函数本构关系，即σ=K $\dot{ε}$ ^m (K为材料常数)，J可表示为^[21,22]：

J = \int_{0}^{σ} \dot{ε} d σ = \frac{m}{m + 1} σ \dot{ε}

(1)

式中，m为应变速率敏感指数，在m=1的理想条件下，J将达到最大值J_max，这样功率耗散系数(η)可由下式求解：

η = \frac{J}{J_{m a x}} = \frac{2 m}{m + 1}

(2)

在大塑性变形条件下，结合Ziegler's失稳条件，得出了DMM失稳判据^[23,24]：

ξ (\dot{ε}) = \frac{\partial l n [m / (m + 1)]}{\partial l n \dot{ε}} + m < 0

(3)

式中，ξ为失稳因子。

由于DMM中材料应力与应变速率之间幂函数关系的限制，许多材料体系很难严格满足条件，因此，计算出的η将产生误差。Murty等^[17]修正了DMM中G的求解方法，提出了MDMM，G可表示为：

G = \int_{0}^{{\dot{ε}}_{m i n}} σ d \dot{ε} + \int_{{\dot{ε}}_{m i n}}^{\dot{ε}} σ d \dot{ε} = {(\frac{σ \dot{ε}}{m + 1})}_{\dot{ε} \leq {\dot{ε}}_{m i n}} + \int_{{\dot{ε}}_{m i n}}^{\dot{ε}} σ d \dot{ε}

(4)

式中， $\dot{ε}$ _min为最小应变速率。在 $\dot{ε}$ ≤ $\dot{ε}$ _min时，σ与 $\dot{ε}$ 之间依然满足幂函数关系；当 $\dot{ε}$ > $\dot{ε}$ _min时，G由拟合的应力-应变数据曲线积分求得。相应地，在特定应变和温度下η可表示为：

η = \frac{J}{J_{m a x}} = \frac{J}{P / 2} = 2 {(1 - \frac{G}{P})}_{ε, T}

(5)

式中，ε为应变，T为热力学温度。同样，结合Ziegler's失稳条件，得出MDMM失稳准则表达式如下：

ξ (\dot{ε}) = \frac{2 m}{η} - 1 < 0

(6)

该失稳准则适合于所有材料的本构关系，被认为是应用前景最好的一种失稳准则。

由式(5)可知，η是一个无量纲参数，可用于表征材料微观演变的能量消耗程度。一般来说，η越大，加工后材料的力学性能越好。以热压缩实验所得真应力-真应变曲线为基础，可以求得31%B₄Cp/6061Al复合材料不同变形条件下的η。最后在lg $\dot{ε}$ -T平面上绘制出η的等值线图，即功率耗散图。31%B₄Cp/6061Al复合材料在应变分别为0.1、0.3、0.5和0.7时的功率耗散图如图5所示。可以看出，不同应变速率下的耗散效率在总体分布上有一定的相似性，在中高应变速率下，且变形温度低于475 ℃时，功率耗散率小于30%。随着变形温度的升高，功率耗散率逐渐增加，当温度在475~525 ℃，且应变速率在0.01~0.04 s^-1范围内，31%B₄Cp/6061Al复合材料具有较高的功率耗散率。通常，在热变形过程中，η决于DRX程度，B₄Cp/6061Al复合材料中由于颗粒的加入促进DRX形核，因此，同等条件下复合材料DRX程度高于铝合金，其η也高于铝合金^[25,26]。

图5

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图5 不同应变下31%B₄Cp/6061Al复合材料的功率耗散图

Fig.5 Power dissipation maps of 31%B₄Cp/6061Al composites at strains of 0.1 (a), 0.3 (b), 0.5 (c) and 0.7 (d) (The contour numbers represent coefficients of power dissipation (η)

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虽然功率耗散图可以表征不同变形条件下材料塑性变形过程中微观组织的演变程度，但无法确定这种微观组织演变对材料的力学性能是有利的演变(如动态回复、动态再结晶)还是不利的演变(如孔洞形成、内部裂纹等)。所以，要想选择材料的最佳加工条件，对材料的失稳图进行了研究。在lg $\dot{ε}$ -T的平面上绘制出ξ( $\dot{ε}$ )的等值线图即为材料失稳图，31%B₄Cp/6061Al复合材料在应变分别为0.1、0.3、0.5和0.7时的失稳图如图6所示。该图描述了失稳因子随温度和应变速率的变化，其中ξ( $\dot{ε}$ )<0的区域为材料加工的不稳定区域(图6中蓝色区域)，ξ( $\dot{ε}$ )≥0的区域为材料热加工的稳定区域(图6中黄色区域)。

图6

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图6 31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同应变下的失稳图

Fig.6 Instability zones of 31%B₄Cp/6061Al composites at strains of 0.1 (a), 0.3 (b), 0.5 (c) and 0.7 (d) (The contours represent instability factors (ξ), and the blue regions less than zero are the unstable regions, while the yellow regions greater than or equal to zero are the stable regions)

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将功率耗散图与失稳图叠加到一起即为加工图，31%B₄Cp/6061Al复合材料在应变为0.1、0.3、0.5和0.7时的加工图如图7所示。区域I为加工失稳区域，可以发现，不同应变下31%B₄Cp/6061Al复合材料加工失稳区域的参数范围基本相似，主要集中在低温高应变速率区域，并且随着应变增大，加工失稳区域也随之增大。区域II为可加工区域，如果工件性能的要求不是十分严格，可以根据实际要求，选择这一区域的加工参数。区域III为最优加工区域，该区域不仅功率耗散率最高，而且避开了加工失稳区域。从加工图可以看出，31%B₄Cp/6061Al复合材料最优加工区域的范围为应变速率0.01~0.04 s^-1且变形温度为480~525 ℃。在不同应变条件下，31%B₄Cp/6061Al复合材料的热加工工艺窗口如表2所示。

图7

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图7 31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同应变下的加工图

Fig.7 Processing maps for 31%B₄Cp/6061Al composites at strains of 0.1 (a), 0.3 (b), 0.5 (c) and 0.7 (d) (I—instability domain, II—machinable domain, III—optimal processing domain)

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表2 31%B₄Cp/6061Al复合材料的热加工工艺

Table 2 Hot processing parameters of 31%B₄Cp/6061Al composites

Strain	Domain	T / ℃	$\dot{ε}$ / s^-1
0.1	I	385~450	3.16~10
	II	435~525	0.01~1
		475~525	1~10
	III	500~525	0.01~0.031
0.3	I	275~435	2.80~10
	II	420~525	0.01~0.39
		505~525	0.39~10
	III	490~525	0.01~0.025
0.5	I	375~455	2.51~10
	II	426~525	0.01~0.1
	III	480~525	0.01~0.039
0.7	I	375~450	2.23~10
	II	438~525	0.01~0.1
	III	480~520	0.01~0.021

Note:T—temperature

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为了验证以上的分析结果，图8显示了31%B₄C_p/6061Al复合材料在最优加工区和失稳区的SEM像。从图8a和c中可以看出，31%B₄Cp/6061Al复合材料在最优加工区域热压变形后，B₄C颗粒均匀分布在基体中，并与基体界面结合良好。相反，在失稳区热压变形后，如图8b和d所示，基体与颗粒的界面出现了明显的脱黏现象，基体中有孔洞，在颗粒分布相对密集的区域，由于颗粒的相互作用，出现了严重的破损现象。

图8

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图8 31%B₄Cp/6061Al复合材料在最优加工区和失稳区热压后的SEM像

Fig.8 Low (a, b) and high (c, d) magnified SEM images of 31%B₄Cp/6061Al composites at temperatures and strain rates of 500 ℃, 0.01 s^-1(a, c) and 400 ℃, 10 s^-1(b, d)

2.4 显微组织

利用DEFORM软件对试样的热压缩过程进行数值模拟，得到试样在温度为475 ℃、应变速率为10 s^-1变形条件下压缩变形后的应变场分布，如图9所示，计算的详细过程见文献[27]。可以发现，试样内部变形很不均匀：试样顶部和底部的扇形区域(区域A)变形很小，应变不高于0.5；试样中心区域的变形最大，应变达最大值1.5；试样左、右两侧的“鼓肚”区域(区域C)的变形则介于两者之间，应变在0.5~1.0范围内。为了研究变形量对显微组织的影响，选取图9所示的3个区域进行微观组织观察。图10所示为31%B₄Cp/6061Al复合材料在475 ℃、10 s^-1变形条件下压缩变形后3个区域显微组织的OM像，与图9的模拟热压工艺相同。可以发现，各个区域的显微组织存在明显的差异，与原始形貌(图2)相比，区域C的晶粒都变成了细长状。因此，在热压缩过程中，31%B₄Cp/6061Al复合材料不同区域由于应变的不同，基体晶粒会发生不同程度的变形，应变越大，则晶粒被“压”的越细长。此外，由于热压缩过程中应变速率较高，试样的压缩时间很短，图10所示的3个区域再结晶晶粒非常少。

图9

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图9 31%B₄Cp/6061Al复合材料在475 ℃、10 s^-1变形条件下压缩变形后的应变场分布

Fig.9 Distribution of strain of 31%B₄Cp/6061Al composites at temperature of 475 ℃ and strain rate of 10 s^-1 after hot compression

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图10

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图10 31%B₄Cp/6061Al复合材料在475 ℃、10 s^-1热压缩条件下不同区域显微组织的OM像

Fig.10 OM images of 31%B₄Cp/6061Al composites at temperature of 475 ℃ and strain rate of 10 s^-1 at areas A (a), B (b) and C (c) in Fig.9

图11为31%B₄Cp/6061Al复合材料在不同温度和应变速率下热压缩后试样中心区域显微组织的OM像。可以发现，在相同应变速率下，450 ℃时31%B₄Cp/6061Al复合材料只有在B₄C颗粒附近才出现再结晶晶核，而在500 ℃时复合材料内部出现了大量的再结晶晶核。因此可以得出，热压缩温度的升高，促进了B₄Cp/6061Al复合材料基体的再结晶，这与功率耗散图得出的结论一致。在相同热变形温度下，当应变速率为0.01 s^-1时，由于压缩时间较长，再结晶晶粒开始逐渐长大，而应变速率为1 s^-1时，压缩时间短，限制了晶粒的长大。这表明B₄Cp/6061Al复合材料热压缩变形中显微组织受应变速率的影响非常显著，较高的应变速率会使再结晶过程的形核和长大受到限制，这也可以从功率耗散图中得到进一步验证。

图11

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图11 31%B₄Cp/6061Al复合材料不同变形条件下试样中心区域显微组织的OM像

Fig.11 OM images of 31%B₄Cp/6061Al composites at central area of specimen under temperatures and strain rates of 450 ℃, 0.01 s^-1 (a), 450 ℃, 1 s^-1 (b), 500 ℃, 0.01 s^-1 (c) and 500 ℃, 1 s^-1 (d)

3 结论

(1) 通过对31%B₄Cp/6061Al复合材料在较宽的温度和应变速率范围内的热变形行为进行研究，表明该复合材料的流变应力对变形温度和应变速率非常敏感，流变应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加。

(2) 确定了31%B₄Cp/6061Al复合材料的最优热加工参数所对应的变形温度和应变速率分别为480~525 ℃和0.01~0.04 s^-1。而加工失稳区主要集中在低温高应变速率区域，并且该区域随应变的增大而增大。

(3) 热压过程中显微组织的演化与热变形条件密切相关，如应变、温度和应变速率。随着应变的增加，基体晶粒变形更加严重，且随着变形温度的升高或应变速率的降低，基体内动态再结晶晶粒尺寸明显增大。

参考文献

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文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

Liu

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, Huang

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Size-dependent compression deformation behaviors of high particle content B₄C/Al composites

[J]. Mater. Sci. Eng., 2012, A534: 530