李宏偉 ，王若達(dá) ，魏少華 ，楊志宇 ，聶俊輝

1) 航空工業(yè)哈爾濱飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)有限公司, 哈爾濱 150066 2) 中國(guó)電子信息產(chǎn)業(yè)發(fā)展研究院, 北京100048 3) 有研金屬?gòu)?fù)材技術(shù)有限公司, 北京 101407

近年來(lái)，我國(guó)對(duì)提升航空器性能的需求日益顯著，而現(xiàn)有飛行器動(dòng)部件仍采用鋁合金結(jié)構(gòu)，存在使用壽命低、維護(hù)成本高等問(wèn)題，無(wú)法滿足我國(guó)對(duì)飛行器可靠性提高、壽命提升等的發(fā)展需求。高強(qiáng)韌碳化硅顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料（SiCp/Al）是一類為滿足航空航天需求而開(kāi)發(fā)的輕質(zhì)高強(qiáng)材料，具有高比強(qiáng)度、比剛度、高疲勞壽命與耐磨等優(yōu)良性能，已被廣泛應(yīng)用于電子信息與交通運(yùn)輸領(lǐng)域，是替代傳統(tǒng)鋁合金材料，實(shí)現(xiàn)飛行器性能提升的理想材料[1?2]。

SiCp/Al復(fù)合材料通過(guò)在鋁合金基體中加入硬質(zhì)陶瓷顆粒來(lái)產(chǎn)生強(qiáng)化效果。陶瓷顆粒加入基體后通過(guò)載荷傳遞[3]、熱錯(cuò)配位錯(cuò)強(qiáng)化[4]、幾何位錯(cuò)強(qiáng)化[5]與Orowan強(qiáng)化[6]等機(jī)制有效提高了鋁合金基體的強(qiáng)度，但同時(shí)也造成了材料塑性的降低。航空用結(jié)構(gòu)件為具有復(fù)雜幾何外形的大型環(huán)件，一般通過(guò)鍛壓、環(huán)軋等工藝成型。這些成型工藝都要求材料具有較好塑性以及較大工藝窗口，以避免在加工時(shí)產(chǎn)生開(kāi)裂、卷邊等工藝缺陷。SiCp/Al較低的塑性以及變形過(guò)程中較易開(kāi)裂的問(wèn)題限制了其在航空結(jié)構(gòu)件中的進(jìn)一步推廣應(yīng)用。現(xiàn)有研究針對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料的變形行為進(jìn)行了一定的探索，包括對(duì)復(fù)合材料變形與損傷行為進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與模擬[7?9]，求解復(fù)合材料變形本構(gòu)方程等[10?12]，在一些特定組分上獲得了一些規(guī)律?，F(xiàn)有研究認(rèn)為復(fù)合材料在受到拉伸載荷變形時(shí)會(huì)產(chǎn)生顆粒斷裂與基體塑形孔洞等損傷，在壓縮變形時(shí)產(chǎn)生損傷較少，更適于進(jìn)行壓力加工。由于其成形性隨著顆粒種類、粒徑和添加含量等變化較大，且小型試樣與大型構(gòu)件在成型過(guò)程中有較大差異，導(dǎo)致其得出的結(jié)論具有一定局限性，無(wú)法對(duì)高強(qiáng)韌SiCp/Al復(fù)合材料環(huán)軋工藝開(kāi)發(fā)進(jìn)行有效指導(dǎo)。通過(guò)復(fù)合材料設(shè)計(jì)提高性能的同時(shí)，研究其熱變形行為，開(kāi)發(fā)適合的成型工藝成為SiCp/Al復(fù)合材料在航空領(lǐng)域進(jìn)一步推廣應(yīng)用的關(guān)鍵。

本文采用粉末冶金工藝，制備了顆粒增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料17%SiCp/AlCu4.8Mg1.6（體積分?jǐn)?shù)），并在不同變形溫度（370、400、430、460、490、520 ℃）以及不同變形速率（0.001、0.010、0.100、1.000、10.000 s?1）下，對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料的熱變形行為進(jìn)行了研究。根據(jù)復(fù)合材料的熱變形規(guī)律計(jì)算了熱加工圖，并制定了環(huán)軋工藝的變形量、變形溫度以及變形速率等工藝參數(shù)。對(duì)所制定的工藝參數(shù)進(jìn)行工藝實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證與分析，總結(jié)出一套可行的復(fù)合材料大尺寸環(huán)件成型工藝方案，以便更好的指導(dǎo)SiCp/Al復(fù)合材料的成型工藝設(shè)計(jì)，促進(jìn)SiCp/Al復(fù)合材料在航空領(lǐng)域的應(yīng)用推廣。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1 材料制備與表征

本研究目標(biāo)件為壓氣機(jī)葉環(huán)，采用環(huán)軋工藝作為成型工藝，為了獲得較好的力學(xué)性能與成形性，復(fù)合材料的基體選用強(qiáng)度與塑性均較高的Al?Cu?Mg合金，合金成分見(jiàn)表1。增強(qiáng)顆粒選用強(qiáng)度較高的SiC顆粒，由大尺寸塊狀SiC煅燒破碎并經(jīng)氣流分級(jí)后獲得，粒徑（D50）為8.5 μm，呈正態(tài)分布。添加顆粒的體積分?jǐn)?shù)為17%，可以保證復(fù)合材料在獲得較高強(qiáng)度的同時(shí)仍可具備較好的塑性，便于進(jìn)行大型環(huán)件的塑性成形；同時(shí)這一體積分?jǐn)?shù)在強(qiáng)韌化機(jī)理研究中使用較多，便于與現(xiàn)有研究結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。SiCp/Al復(fù)合材料采用粉末冶金工藝制備，先將Cu粉、Mg粉、Al粉以及SiC顆粒按照設(shè)計(jì)成分稱取并混合，使用低速球磨機(jī)對(duì)粉末進(jìn)行24 h均勻化混合。混合好的粉末需要在20 h、500 ℃、10?2Pa條件下進(jìn)行真空燒結(jié)，去除雜質(zhì)氣體，使合金元素通過(guò)擴(kuò)散充分均勻化，從而制得具有一定相對(duì)密度與強(qiáng)度的坯錠。將坯錠進(jìn)行540 ℃、120 MPa的熱等靜壓成型，得到相對(duì)密度接近100%的粉末冶金復(fù)合材料坯錠。還需要通過(guò)塑性變形進(jìn)一步改善坯錠中顆粒與基體的界面結(jié)合以及顆粒分布的均勻性，在通過(guò)鍛壓工藝對(duì)坯錠進(jìn)行40%變形量的墩粗變形后，獲得了試驗(yàn)用SiCp/Al復(fù)合材料。

表1 Al?Cu?Mg合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical composition of the Al?Cu?Mg alloys %

對(duì)制備好的SiCp/Al復(fù)合材料進(jìn)行金相組織與能譜（energy dispersive spectroscopy，EDS）表征，檢驗(yàn)其微觀組織中顆粒分布與元素分布的均勻性。金相組織觀察使用Zeiss Axiovert 200 MAT顯微鏡，能譜分析使用JSM-7900F掃描電鏡（scanning electron microscopy，SEM），結(jié)果如圖1所示。由圖1（a）可知，復(fù)合材料中SiC顆粒分布較為均勻，沒(méi)有觀察到孔洞、界面脫黏等現(xiàn)象。由圖1（b）～圖1（e）可知，所添加的Cu、Mg元素均勻地分布在基體中，沒(méi)有觀察到界面反應(yīng)與元素偏聚等缺陷。

圖1 SiCp/Al復(fù)合材料金相組織和能譜分析:（a）顯微組織； （b）Cu能譜分析；（c）Mg能譜分析；（d）Al能譜分析； （e）Si能譜分析Fig.1 Microstructure and EDS mapping of the SiCp/Al composites: (a) microstructure; (b) EDS of Cu; (c) EDS of Mg;(d) EDS of Al; (e) EDS of Si

1.2 熱壓縮與環(huán)軋實(shí)驗(yàn)

熱壓縮實(shí)驗(yàn)在Gleeble-3800型實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。將墩粗后的復(fù)合材料機(jī)加工為8 mm×12 mm的小圓柱試樣。試樣軸向與熱壓錠軸向平行，兩端加石墨片潤(rùn)滑。試樣表面焊接熱電偶以監(jiān)控實(shí)驗(yàn)溫度，試驗(yàn)機(jī)可以5 ℃/s的升溫速率對(duì)試樣進(jìn)行加熱，到溫并保溫3min后再進(jìn)行壓縮實(shí)驗(yàn)。壓縮實(shí)驗(yàn)的總變形量為0.8，變形溫度分別為370、400、430、460、490、520 ℃，變形速率分別為0.001、0.010、0.100、1.000、10.000 s?1，共進(jìn)行30組不同參數(shù)實(shí)驗(yàn)。試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄壓縮時(shí)的真應(yīng)力?真應(yīng)變曲線。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后立刻取出試樣并進(jìn)行淬火處理。未測(cè)試樣與熱壓縮實(shí)驗(yàn)后試樣外觀如圖2所示。壓縮后試樣外觀如圖2（b）所示，熱壓縮后試樣呈鼓狀，側(cè)面具有一定弧度。所有試樣均未觀察到表面開(kāi)裂現(xiàn)象。

圖2 SiCp/Al復(fù)合材料熱壓縮試樣壓縮前（a）與壓縮后 （b）宏觀形貌Fig.2 Macro appearance of the SiCp/Al composite specimens before (a) and after (b) hot compressing

環(huán)軋工藝實(shí)驗(yàn)在800T數(shù)控液壓快鍛機(jī)與徑軸雙向臥式數(shù)控碾環(huán)機(jī)上進(jìn)行。首先使用快鍛機(jī)對(duì)尺寸為外徑380 mm、內(nèi)徑200 mm、高90 mm的中部帶孔復(fù)合材料坯錠進(jìn)行擴(kuò)孔，制備成為外徑420 mm、內(nèi)徑300 mm的環(huán)坯；然后再使用碾環(huán)機(jī)進(jìn)行環(huán)軋成型，制備外徑1200 mm、內(nèi)徑1080 mm的環(huán)件。通過(guò)環(huán)件的表面質(zhì)量與組織形貌衡量所選工藝參數(shù)的合理性。加工時(shí)坯料表面需噴涂防護(hù)涂料以延緩坯料降溫速率。

2 結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合材料熱變形行為

SiCp/Al復(fù)合材料在不同變形溫度與變形速率下的真應(yīng)力?真應(yīng)變曲線如圖3所示。由圖3（a）～圖3（e）可知，復(fù)合材料在變形初期呈現(xiàn)顯著的加工硬化特點(diǎn)，流變應(yīng)力隨著變形量的增加逐漸升高。變形溫度越低、變形速率越大，加工硬化效應(yīng)越顯著。當(dāng)流變應(yīng)力達(dá)到一定值后，隨著材料的變形量繼續(xù)增加，流變應(yīng)力開(kāi)始逐漸下降，存在一峰值應(yīng)力。這主要是由于鋁基體熱變形時(shí)會(huì)發(fā)生動(dòng)態(tài)回復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，進(jìn)而產(chǎn)生軟化效應(yīng)[13]。在高溫下，材料內(nèi)部因變形累積的位錯(cuò)會(huì)不斷增加再結(jié)晶的動(dòng)力，當(dāng)變形積累的位錯(cuò)足以引發(fā)再結(jié)晶時(shí)，位錯(cuò)開(kāi)始被再結(jié)晶大量消耗，導(dǎo)致加工硬化效應(yīng)減弱，復(fù)合材料的流變應(yīng)力出現(xiàn)了下降[14]。

對(duì)復(fù)合材料熱壓縮峰值應(yīng)力隨變形溫度與變形速率的變化規(guī)律進(jìn)行分析可以發(fā)現(xiàn)（圖3（f）和圖3（g）），當(dāng)變形溫度一定時(shí)，復(fù)合材料的流變峰值應(yīng)力隨著變形速率的上升而增大；當(dāng)變形速率一定時(shí)，復(fù)合材料的流變峰值應(yīng)力隨著變形溫度升高而減小。這主要是因?yàn)殡S著變形溫度升高，基體中的位錯(cuò)更易開(kāi)動(dòng)，位錯(cuò)塞積減弱降低了加工硬化現(xiàn)象。同時(shí)，隨著變形速率的增大與溫度的升高，基體更易發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，再結(jié)晶的發(fā)生直接減少了材料內(nèi)的位錯(cuò)密度，加工硬化效果下降。同時(shí)，由于基體強(qiáng)度降低，無(wú)法有效向顆粒傳遞載荷，也導(dǎo)致了復(fù)合材料流變應(yīng)力的下降。在圖3（e）中10.000 s?1變形速率下，復(fù)合材料的真應(yīng)力?真應(yīng)變曲線出現(xiàn)了顯著波動(dòng)，這主要是由于當(dāng)變形速率較高時(shí)，材料發(fā)生的動(dòng)態(tài)回復(fù)無(wú)法有效降低累積的位錯(cuò)，當(dāng)迅速累積的位錯(cuò)達(dá)到再結(jié)晶需要的臨界變形量時(shí)，材料便會(huì)發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶并消耗大量位錯(cuò)。位錯(cuò)的減少使得復(fù)合材料的加工硬化效果下降，材料變形所需的應(yīng)力值也不斷降低。隨著復(fù)合材料變形的繼續(xù)進(jìn)行，材料中的位錯(cuò)再次累積，加工硬化效應(yīng)逐漸顯著，材料變形所需的應(yīng)力值再次不斷增大，復(fù)合材料在快速積累位錯(cuò)引起加工硬化與發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶產(chǎn)生軟化兩種狀態(tài)中不斷相互轉(zhuǎn)化，導(dǎo)致了高變形速率下應(yīng)力應(yīng)變曲線的波動(dòng)。

圖3 SiCp/Al 復(fù)合材料在不同變形速率下的真應(yīng)力?真應(yīng)變曲線：（a）0.001 s?1；（b）0.010 s?1；（c）0.100 s?1；（d）1.000 s?1；（e）10.000 s?1；（f）變形速率與峰值流變應(yīng)力的關(guān)系；（g）變形溫度與峰值流變應(yīng)力的關(guān)系Fig.3 True stress?true strain curves of the SiCp/Al composites at the different strain rates：(a) 0.001 s?1； (b) 0.010 s?1；(c) 0.100 s?1；(d) 1.000 s?1；(e) 10.000 s?1；(f) relationship between peak stress and strain rate；(g) relationship between peak stress and temperature

2.2 復(fù)合材料熱加工圖

金屬材料的熱加工過(guò)程可以視為一個(gè)封閉的熱力學(xué)系統(tǒng)，根據(jù)能量耗散理論，單位體積材料發(fā)生塑性變形所消耗的能量可以分為兩部分，一部分為變形時(shí)轉(zhuǎn)化為粘塑性熱而被消耗的能量，稱為耗散量（G）；另一部分為變形過(guò)程中因發(fā)生相變、再結(jié)晶等微觀組織變化所消耗的能量，稱為耗散協(xié)量 （J）[15]。加工圖通過(guò)將不同溫度與變形速率的耗散協(xié)量與變形失穩(wěn)判據(jù)進(jìn)行聯(lián)系，可以從微觀組織的熱變形機(jī)制上給出材料熱加工過(guò)程中的安全區(qū)與失穩(wěn)區(qū)，對(duì)材料的熱加工工藝參數(shù)制定提供有效參考。

材料在熱加工工程中的流變應(yīng)力（σ）與變形速率（）的關(guān)系可以用式（1）表示。

式中：K為材料常數(shù)，m為變速敏感指數(shù)。根據(jù)式 （1），m可由式（2）表示[13]。

式中：ε為應(yīng)變量，T為變形溫度。耗散協(xié)量（J）可以用變速敏感指數(shù)（m）進(jìn)行表示，如式（3）所示。

當(dāng)m=1時(shí)，系統(tǒng)處于理想耗散狀態(tài)，此時(shí)耗散協(xié)量最大值可以表示為如式（4）所示，功率耗散效率（h）可以表示為如式（5）所示。

因此，只要獲得logσ與 l og的函數(shù)關(guān)系，就可以根據(jù)式（2）對(duì)該關(guān)系函數(shù)求導(dǎo)，并將一定變形量下材料的流變應(yīng)力與變形速率帶入導(dǎo)函數(shù)，計(jì)算出相應(yīng)條件下m值。logσ與 l ogε˙的函數(shù)關(guān)系可以根據(jù)實(shí)驗(yàn)值，使用一元三次方程進(jìn)行擬合求解，如式（ 6）所示。

式中：a、b、c與d均為與溫度有關(guān)的常數(shù)。得到m值后通過(guò)式（5）就可以計(jì)算出功率耗散效率（h），建立復(fù)合材料的功率耗散圖。利用式（6）還可以對(duì)失穩(wěn)判據(jù)進(jìn)行求解，根據(jù)Prasad失穩(wěn)判據(jù)[11]，當(dāng)失穩(wěn)系數(shù)（ ξ()）滿足式（7）材料就會(huì)處于失穩(wěn)狀態(tài)，材料在該狀態(tài)下變形時(shí)會(huì)產(chǎn)生絕熱剪切帶、局部流變等現(xiàn)象，對(duì)材料成型產(chǎn)生不利影響。將一定變形量下的 ξ()＜0失穩(wěn)圖與功率耗散圖進(jìn)行疊加，即可得到該變形量下復(fù)合材料的熱加工圖。

利用式（6）對(duì)變形量為0.1、0.3、0.5、0.7條件下的logσ與 l og函數(shù)關(guān)系進(jìn)行擬合，獲得不同變形條件下的常數(shù)項(xiàng)a、b、c與d，擬合結(jié)果如圖4所示。由式（2）可知，根據(jù)常數(shù)項(xiàng)可得到logσ與log函數(shù)關(guān)系式并求導(dǎo)，再將流變應(yīng)力與變形速率帶入導(dǎo)函數(shù)，即可得到不同條件的m值。使用m值可進(jìn)一步通過(guò)式（5）與式（7）計(jì)算四種變形量條件下的功率耗散效率圖與失穩(wěn)判據(jù)圖，將二者疊加就可以獲得四種變形量條件下的熱加工圖，結(jié)果如圖5所示。

圖4 不同變形量下SiCp/Al復(fù)合材料logσ與l og函數(shù)關(guān)系擬合圖：（a）0.1；（b）0.3；（c）0.5；（d）0.7Fig.4 Fitting results of logσ and l og for the SiCp/Al composites at the different deformation: (a) 0.1; (b) 0.3; (c) 0.5; (d) 0.7

由圖5可以看出，在不同變形量下，復(fù)合材料的功率耗散效率曲線分布較為相似。這是因?yàn)檫M(jìn)入均勻變形階段后，流變應(yīng)力隨著應(yīng)變?cè)黾拥淖兓^小，材料變形趨于穩(wěn)定。同時(shí)應(yīng)注意到，復(fù)合材料在變形量為0.3、0.5與0.7的熱加工圖中出現(xiàn)失穩(wěn)區(qū)域（紅色陰影區(qū)），主要分布在低溫與高溫的高變形速率區(qū)。這主要是因?yàn)?，?dāng)材料在低溫高變形速率條件下進(jìn)行變形時(shí)，產(chǎn)生的大量位錯(cuò)會(huì)對(duì)變形產(chǎn)生阻礙，使得金屬變形時(shí)易發(fā)生局部塑性流動(dòng)與開(kāi)裂等缺陷。當(dāng)材料在高溫高變形速率條件下進(jìn)行變形時(shí)，較高的溫度使得材料強(qiáng)度較低，易發(fā)生失穩(wěn)變形。材料在這些區(qū)域內(nèi)變形，易發(fā)生絕熱剪切帶等不穩(wěn)定變形，不利于塑性加工，設(shè)置工藝參數(shù)時(shí)應(yīng)盡量避免。考慮實(shí)際熱加工過(guò)程中，材料溫度會(huì)不斷降低，局部變形速率也會(huì)隨著零件形狀發(fā)生變化，初始加工溫度應(yīng)設(shè)置在440～480 ℃，變形速率應(yīng)控制在0.010～0.100 s?1之間，單次變形量不應(yīng)超過(guò)0.3。

圖5 不同變形量下SiCp/Al復(fù)合材料熱加工圖：（a）0.1；（b）0.3；（c）0.5；（d）0.7Fig.5 Hot processing maps of the SiCp/Al composites at the different deformation: (a) 0.1; (b) 0.3; (c) 0.5; (d) 0.7

2.3 熱變形參數(shù)對(duì)環(huán)軋的影響

根據(jù)SiCp/Al復(fù)合材料熱變形行為與熱加工圖，使用三個(gè)外徑380 mm、內(nèi)徑200 mm、高90 mm環(huán)坯進(jìn)行三種不同工藝的環(huán)軋工藝試驗(yàn)，具體工藝參數(shù)見(jiàn)表2。樣件1#以較快變形速率變形，可在溫度降至加工溫度區(qū)間外前就獲得較大變形量，減少加工道次，提高生產(chǎn)效率。樣件2#使用較低的變形速率以避免工藝缺陷的產(chǎn)生，同時(shí)一定程度提高變形溫度以減少較低變形速率所增加的加工道次。樣件3#充分考慮SiCp/Al復(fù)合材料變形較難的特性，使用較低變形速率與適中變形溫度，使材料盡可能在適宜的加工條件下進(jìn)行變形。

根據(jù)表2工藝方案對(duì)SiCp/Al坯錠進(jìn)行擴(kuò)孔與環(huán)軋成型，樣件宏觀形貌如圖6所示。樣件1#局部在擴(kuò)孔過(guò)程中產(chǎn)生了小裂紋，通過(guò)機(jī)加工方式去除后回爐，再次加工仍然開(kāi)裂（圖6（a））。對(duì)其裂紋附近微觀組織進(jìn)行取樣觀察，發(fā)現(xiàn)裂紋邊緣有大量破損顆粒，同時(shí)裂紋附近組織中也觀察到了已發(fā)生斷裂的顆粒（圖6（b））。這表明該裂紋是樣件在變形過(guò)程中發(fā)生了顆粒斷裂所導(dǎo)致的。傳統(tǒng)金屬在進(jìn)行塑性成型時(shí)發(fā)生開(kāi)裂，當(dāng)開(kāi)裂情況不嚴(yán)重時(shí)，可通過(guò)機(jī)加工去除表面微小裂紋，防止裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，有效避免裂紋對(duì)成型過(guò)程的進(jìn)一步影響。但復(fù)合材料則不同，在樣件進(jìn)行塑性變形時(shí)，局部區(qū)域會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)變。根據(jù)研究表明，顆粒增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料在進(jìn)行拉伸變形時(shí)，從屈服開(kāi)始就會(huì)發(fā)生顆粒斷裂，拉應(yīng)力越大，斷裂顆粒越多[16?17]。因此當(dāng)復(fù)合材料在塑性加工過(guò)程中產(chǎn)生裂紋時(shí)，其微觀組織中的顆粒已發(fā)生大量損傷，這些損傷無(wú)法通過(guò)機(jī)加工與表面裂紋去除。當(dāng)樣件再次承受載荷時(shí)，這些缺陷就有可能再次引發(fā)材料的開(kāi)裂。1#樣件表明SiCp/Al不適宜在高于0.100 s?1的變形速率下進(jìn)行塑性加工。

表2 SiCp/Al復(fù)合材料環(huán)軋工藝方案Table 2 Processing parameter of ring rolling for the SiCp/Alcomposites

2#與3#樣件順利完成擴(kuò)孔，并進(jìn)行了環(huán)軋實(shí)驗(yàn)，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，2#樣件發(fā)生了失穩(wěn)變形，外形劇烈扭曲，已無(wú)法繼續(xù)加工修正（圖6（c））。這是因?yàn)閺?fù)合材料在高溫條件下強(qiáng)度較低，高溫下活躍的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶進(jìn)一步軟化了復(fù)合材料，由于在環(huán)軋加工時(shí)軋輥會(huì)對(duì)樣件產(chǎn)生沖擊載荷，當(dāng)材料強(qiáng)度較低時(shí)，就會(huì)被沖擊載荷影響，失去穩(wěn)定變形的狀態(tài)。因而在環(huán)軋過(guò)程中，尤其是在大尺寸環(huán)件終軋過(guò)程中，成型溫度應(yīng)適當(dāng)降低，并減緩變形速率，以減少設(shè)備對(duì)樣件的沖擊，使復(fù)合材料在更加穩(wěn)定的條件下進(jìn)行變形。在前兩件樣件實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，3#樣件成功完成環(huán)軋工藝，得到了外徑1200 mm的SiCp/Al復(fù)合材料環(huán)件，表面質(zhì)量較好（圖6（d））。最終，在SiCp/Al復(fù)合材料熱變形行為與環(huán)軋工藝研究的基礎(chǔ)上，得到了適宜的成型參數(shù)，變形速率為0.010 s?1，變形溫度為450 ℃，單次變形量不超過(guò)0.1。

3 結(jié)論

（1）采用粉末冶金工藝制備了SiCp/Al復(fù)合材料，并通過(guò)不同變形速率與變形溫度的熱壓縮實(shí)驗(yàn)探究了SiCp/Al復(fù)合材料的熱變形行為，建立了熱加工圖，最終在450 ℃、0.010 s?1條件下成功制備了外徑達(dá)1200 mm的SiCp/Al復(fù)合材料環(huán)軋件。

（2）隨著變形量的增加，在低于440 ℃或高于490 ℃以及高于0.100 s?1的變形速率進(jìn)行變形時(shí)，SiCp/Al復(fù)合材料易發(fā)生失穩(wěn)變形。

（3）SiCp/Al復(fù)合材料在450 ℃以0.100 s?1的變形速率變形時(shí)會(huì)發(fā)生開(kāi)裂，此開(kāi)裂為局部顆粒受拉應(yīng)力損傷導(dǎo)致，無(wú)法通過(guò)后續(xù)加工去掉裂紋進(jìn)行去除，應(yīng)注意避免。

（4）SiCp/Al復(fù)合材料在480 ℃以0.100 s?1的變形速率變形時(shí)，因自身強(qiáng)度不足會(huì)發(fā)生失穩(wěn)變形，不適宜在此變形條件下進(jìn)行環(huán)軋成型。