隨著我國軌道交通業的蓬勃發展，高速、地鐵、輕軌等基礎設施建設在緩解城市交通和建設低碳經濟方面發揮著重大作用。鋁合金由于其質量輕、耐腐蝕、可焊性高且易加工成型在軌道交通車輛領域得到了更廣泛的應用。但是車體用鋁型材對模具設計、擠壓工藝和在線淬火技術要求很高^[6]。合金在線淬火工藝的確定又由其淬火敏感性，即合金淬火–時效后性能與淬火冷卻速率相關的特性來決定。淬火冷卻速率太小，合金時效后強度、硬度不達標；淬火冷卻速率過大，又會造成較大的殘余應力和變形^[7]。因此，合適的淬火冷卻速率是得到優良的鋁型材的前提^[8]。目前，國內外對合金淬火敏感性的研究手段主要有端淬法、TTT（Temperature-Time-Transformation）曲線、TTP（Temperature-Time-Properties）曲線、CCT（Continuous-Cooling-Transformation）曲線以及計算機模擬等[9]。王國軍等[10]采用端淬法獲得了2D70合金不同淬火溫度下的端淬曲線，指出該合金的淬火敏感性很小。16℃和30℃水淬的效果差別不大，淬透層深度至少大于150mm。V.G. Davydov等[11]利用高靈敏XRD設備和DSC設備研究了1424鋁合金等溫轉變過程，獲得了合金淬火敏感區間（100–450°C）和時效溫度區間（100–250°C）的TTT和TTP曲線，得出抑制淬火過程中S1 (Al2MgLi) 相的臨界冷卻速度為12℃/s。O. Kessler[12]等人采用DSC設備模擬固溶和淬火冷卻過程獲得了Al-4.5Zn-1Mg合金的CCT曲線，得到該合金的淬火臨界冷卻速度約為2.6℃/s。但是，軌道車輛用6082鋁合金型材淬火敏感性研究還鮮見報道。本文通過實驗測試繪制了6082合金的TTT和TTP曲線，并且還利用JMatPro 5.1軟件模擬出合金的TTT和CCT曲線。在此基礎上，對合金淬火敏感性作了詳細的分析和討論，旨在為該合金在線淬火工藝的制定提供理論和實驗的依據。

1  材料與實驗方法

1.1 材料

研究合金由廣東鳳鋁鋁業有限公司提供，合金鑄錠采用半連續鑄造方法制備，合金化學成分見表1。鑄錠均勻化處理后在800T臥式擠壓機上進行擠壓，得到直徑為16 mm的棒材。

表1 研究合金的化學成分（質量百分數）

Table 1  The chemical composition of the experimental alloy (wt%)

alloy	Mg	Si	Fe	Cu	Mn	Cr	Ti	Zn	Al
6082	0.7	1.0	0.40	0.1	0.5	0.1	0.05	0.10	Bal.

1.2 實驗方法

     鋁合金的TTT曲線通過固溶-等溫淬火-電導率測試的方法測定。合金棒材加工成Φ16mm×6mm圓片試樣，固溶后淬入不同溫度的鹽浴中等溫處理0~48h后水冷，測量圓片試樣等溫處理后水冷狀態的電導率（γ）。等溫過程中，過飽和固溶體分解，合金電導率升高。因此，可以將合金固溶后直接水冷的電導率（γ_min）對應等溫過程過飽和固溶體零分解，電導率變化速率最大的等溫溫度下長時間等溫48h的電導率（γ_max）對應等溫過程過飽和固溶體完全分解，可以用電導率γ的變化來表征等溫過程中過飽和固溶體分解析出第二相的轉變量f（公式（1）），進而得到等溫溫度-等溫時間-轉變分數關系，即TTT曲線。

    鋁合金的TTP曲線則是通過固溶-等溫淬火-人工時效-硬度測試的方法測定。方法與TTT曲線的繪制類似，可以得到合金等溫溫度-等溫時間-硬度間的關系，即TTP曲線。不同的是通過測量合金等溫淬火后人工時效狀態合金的布氏硬度H來表征等溫過程的過飽和固溶體分解的轉變分數f（公式（2））：

    其中，H為等溫淬火后人工時效的硬度；H_max為固溶后直接水淬后人工時效的硬度；H_min為固溶后以極慢的冷卻速度緩冷后人工時效的硬度，H_min通常很小。由合金TTP曲線數據，采用淬火因子分析法（QFA）^[13~15]，即可得到淬火平均冷卻速度與合金時效后布氏硬度的關系，從而得到合金的淬火臨界速度值。

    與此同時，還采用JMatPro 5.1 軟件模擬得出TTT、CCT曲線，獲得合金的淬火敏感性參數，并與實驗結果作對比。JMatPro是一套功能強大的金屬材料相圖計算與材料性能模擬軟件，它是以相轉變熱力學和動力學為基礎，通過計算得到各個相在不同溫度和不同時間條件下的轉變分數，得到合金的TTT曲線和CCT曲線。

    合金電導率測試在D60K數字金屬電導率測量儀上進行。硬度測試采用HBS-62.5型數顯小負荷布氏硬度計，加載時間為30s。TEM顯微組織觀察在TECNAIG²20分析電鏡上進行，加速電壓為200KV。

1.3 淬火因子分析法（QFA）

    等溫動力學方程可表示為x=1-exp(-kt)ⁿ，對于鋁合金中的針狀和片狀第二相n=1。而連續冷卻過程鋁合金相變動力學方程可表示為ξ=1-exp(k₁τ) ，式中ξ為未轉變分數；k₁為未轉變分數的自然對數；τ為淬火因子，τ可通過下式求得：

    T為溫度；t₀為淬火開始時間；t_f為淬火結束時間； t_c(T) 為不同溫度下的臨界時間，由 C曲線或 TTP曲線來決定。

淬火因子τ也可以由下式通過圖解（圖1）得到：

    得到淬火因子τ后，合金硬度可通過下式來進行預測：

    H為所要預測的硬度；H_max為該性能所能獲得的最大值；H_min為該性能的最小值。當H_min很小時，可以忽略，可簡化為：

    由圖1可知，淬火因子τ與冷卻速度有關，合金在固溶后不的冷卻速度下冷卻得到不同的淬火因子τ，代入公式（6），即可得到該冷卻速度下對應的合金硬度。

圖1 由冷卻曲線和C曲線圖解淬火因子τ

Fig. 1 Calculation method of quench factor

2  6082鋁合金TTT曲線繪制與分析

2.1 等溫處理對6082鋁合金電導率的影響

    作者前期研究工作表明，6082合金最佳固溶處理工藝為545 ℃/50 min，因此TTT特性研究時，6082合金圓片試樣也采用545 ℃/50 min固溶之后淬入不同溫度的鹽浴中等溫處理，樣品水冷后測量等溫處理后水冷狀態合金的電導率。6082合金300 ~ 440 ℃等溫不同時間對合金電導率的影響見圖2。

    由圖2可知，同一等溫溫度下，隨等溫時間延長，合金電導率單調上升，等溫初期電導率變化急劇，后期變化平緩；同一等溫時間下，中溫區（340~360℃）附近合金電導率變化較大，過高或過低的等溫溫度下電導率變化都相對較小。

圖2 等溫處理對6082合金電導率的影響

Fig. 2 Effect of isothermal treatment on electroconductivity of 6082 aluminum alloy

2.2  6082鋁合金TTT曲線的繪制

    根據圖2實驗數據，采用公式（1）計算等溫過程中過飽和固溶體分解的轉變量。其中，γ_min 42.8 %IACS，為固溶后直接水淬的電導率，對應等溫過程過飽和固溶體零分解；γ_max 53.6 %IACS，為340℃等溫時48h后水淬的電導率，對應等溫過程過飽和固溶體的完全分解，完成其他相應轉變量所需等溫時間可以利用公式（1）計算得到。在等溫處理溫度和時間坐標系中分別連接不同等溫處理條件下轉變10%、20%、30%、40%、50%、60%等數值點得到等值線，即可得到合金的TTT曲線（圖3）。

    可以看出，6082合金的TTT曲線呈”C”形, 鼻尖溫度約為350℃。鼻尖溫度附近，轉變孕育期非常短，淬火敏感性高；而高溫和低溫區的孕育期較長，淬火敏感度較低。

圖3  6082合金等溫轉變TTT曲線

Fig. 3  Temperature–Time–Transformation curves of 6082 aluminum alloy

2.3 等溫處理對6082合金微觀組織的影響

    為研究等溫過程對合金顯微組織的影響，選取等溫處理過程中電導率變化最快的360℃保溫溫度下的三個典型狀態進行顯微組織分析。6082合金360℃等溫保持0s（固溶態）、120s、48h后水冷的透射電子顯微組織見圖4。

圖4  6082合金360℃等溫透射電子顯微組織

Fig.4  TEM micrographs of 6082 aluminum alloy isothermal holding for different time at 360℃：

                               (a) 0s；  (b) 120s；  (c) 48h

    由圖4可知，固溶態合金的顯微組織為過飽和固溶體，固溶體內還可見到鑄錠均勻化處理過程中形成的含Mn和含Cr的初晶相鋁化物；360℃等溫保持120s后，過飽和固溶體中沿Al基體的<100>方向析出了微米級和亞微米級的針狀析出相；360℃等溫保持48h后，針狀析出相長大并且粗化。一般情況下，時效過程中6×××系鋁合金沉淀相析出順序為^[16–18]：α_sss→球狀GP區→針狀β″→桿狀β′→片狀β。360℃等溫過程中，等溫初期（圖4b）過飽和固溶體分解主要析出針狀的狀β″和β′相，隨等溫時間的延長，β″和β′相逐漸長大并向β平衡相轉變。正是由于這些針狀析出相的析出和長大，致使合金過飽和固溶體的固溶度下降，晶格正常化，對電子的散射作用也減弱，最終是合金的電導率升高^[19]。

3  6082鋁合金TTP曲線繪制與分析

3.1 固溶—等溫淬火—時效條件下等溫處理對時效態6082鋁合金硬度的影響

    6082合金圓片545℃/50min固溶，淬入不同溫度的鹽浴中等溫處理后水冷，170℃/8h時效后測量時效態合金硬度。等溫處理對合金時效硬度的影響見圖5。

圖5  等溫處理對6082合金布氏硬度的影響

Fig. 5  Effect of isothermal holding on brinell hardness of 6082 aluminum alloy

    可以看出，隨等溫時間的延長，實驗合金硬度總體呈下降趨勢。340~360℃附近等溫處理后，合金時效態硬度下降明顯，這是由于等溫過程中過飽和固溶體發生分解，析出了微米級和亞微米級的針狀析出相（圖4），這些粗大相的析出對合金的硬度沒有什么貢獻，反而使過飽和度降低，導致合金的時效硬度降低；而在較高溫度(440℃)或較低溫度(300℃)下等溫處理時，合金硬度隨等溫處理時間的延長變化相對較緩慢。

3.2  6082鋁合金TTP曲線的繪制

    以固溶-水淬-峰時效得到的硬度（H_max 92.3）對應等溫過程固溶體零分解（等溫處理的時間等于零），結合圖5中各個等溫處理條件下的硬度數據，由公式（2）可得到各個等溫溫度下發生5%、10%、20%、30%等轉變量所需的等溫保溫時間，分別對應95%、90%、80%、70%硬度等值點（等溫處理的時間愈短，等溫處理再時效狀態的硬度就愈高）。在等溫處理溫度和時間坐標系中分別連接不同等溫溫度下95%、90%、80%、70%硬度等值點得到等值線，即可得到合金的TTP曲線（圖6）。

圖6  6082合金等溫轉變TTP曲線

Fig. 6  TTP curves of 6082 aluminum alloy

    與此同時，依據上述測量得到的硬度數據和金屬學相變理論，可以采用下式^[20]對TTP曲線中的數據點進行擬合，得到等溫處理過程中硬度變化與等溫溫度和保溫時間的數值關系。

    c(T)為析出一定分數溶質所需的臨界時間；k₁為未轉變分數的自然對數；k₂為常數，與形核數目的倒數有關；k₃為與形核能有關的常數；k₄為與固溶相線溫度有關的常數；k₅為與擴散激活能有關的常數；R為氣體常數；T為開氏溫度。

    選取70% H_max硬度實驗點，用公式（7）進行擬合，得出公式（7）中各個系數（表2）。

表2 非線性擬合得到的公式（7）中的各個系數

Table 2  Coefficients of TTP curves of 6082 aluminum alloy by non-linear fitting

k2/ s	k3/ (J·mol-1)	k4/ K	k5/ (J·mol-1)
3.17E-9	2422	896	103683

    公式（7）中，不同轉變分數情況下k₂~k₅數值是相同的，k₁為未轉變分數的自然對數，令k₁ln0.995，將k₂~k₅代入公式（7），可以得到99.5%硬度百分比的曲線（圖6）。由于受固溶與等溫淬火間轉移時間的影響，99.5%硬度百分比的曲線是很難通過實驗準確測量的。

    由圖6可以看出，合金的TTP曲線也呈現“C”形，“鼻尖”溫度大約為360℃。若以等溫時間為10s、等溫后時效態硬度為最大硬度的99.5%為標準，則從圖6中可以讀出淬火敏感溫度區間為250～440℃，在這個區間內淬火敏感性很高，孕育期極短，而高溫區(≥440℃)和低溫區(≤250℃)合金淬火敏感性較小，孕育期相對較長。

3.3 淬火因子分析法（QFA）預測合金硬度

    從TTP曲線可以看出，為了得到給定性能應該采取何種等溫處理，但并沒有直觀反應在線處理時應該以多大的冷卻速度冷卻。為此，采用淬火因子分析法，通過引入淬火因子τ，將冷卻速度和時效最終性能聯系來。對6082合金的99.5 %TTP曲線（圖6）作淬火因子分析，取計算步長Δt=0.3 s，計算溫度區間為淬火敏感溫度區間250～440 ℃，選擇平均冷卻速率范圍為0.5~100 ℃/s。計算淬火因子和預測硬度見圖7。

圖7  淬火平均冷卻速率對淬火因子和6082合金的硬度的影響

Fig. 7  Effect of average cooling rate of quenching

on quench factor and brinell hardness of alloy 6082

    由圖7可知，淬火平均冷卻速率越大，淬火因子τ值越小，經相同時效處理后，合金的硬度也越大。對于6082熱擠壓態鋁合金來說，當冷卻速率為15℃/s時，合金硬度達到最大值的96.8%，再提高冷卻速度合金強度提升不大，為了獲得較大的強度及較小的殘余應力，6082合金在淬火敏感區250～440℃的冷卻速度應在15℃/s左右。

4  JMatPro軟件繪制6082合金的TTT和CCT曲線

    利用JMatPro 5.1軟件模擬繪制的6082合金TTT和CCT曲線見圖8和圖9。

圖8  JMatPro 5.1軟件模擬6082合金TTT曲線

Fig. 8  TTT curves of 6082 aluminum alloy simulated by JMatPro 5.1 software

圖9  JMatPro 5.1軟件模擬6082合金CCT曲線

Fig. 9  CCT curves of 6082 aluminum alloy simulated by JMatPro 5.1 software

    從JmatPro軟件模擬得到TTT曲線可以看出，6082合金b″和b′相析出所對應的鼻尖溫度約為340 ℃，b相析出所對應的鼻尖溫度約為450 ℃。

    應當指出，JmatPro軟件模擬區分了b″、b′ 和b相的轉變，而實驗測量得到的TTT曲線和TTP曲線是b″、b′和b相的轉變引起的電導率變化硬度變化的綜合效果，實驗測試不能將各個不同物相對電導率的影響區分開來。但根據TEM顯微照片（圖4）可知，最快轉變溫度下等溫120s，等溫過程中的主要析出相仍為b″、b′ 相，而實驗已測得的TTT曲線，鼻尖溫度下等溫轉變60%也只需等溫158s（圖3）。因此可認為實驗測得的TTT曲線，主要受b″、b′ 相析出的影響。實驗測得的TTT鼻尖溫度為350℃，與軟件模擬得到的340℃結果基本相符。

    從軟件模擬得到CCT曲線可知， 6082合金中b相的無析出臨界冷卻速度約為3℃/s，b″相和b′相的無析出臨界冷卻速度約為15℃/s。因此6082合金臨界冷卻速度為15℃/s，這個結果與淬火因子分析的結果也一致。

5  結論

采用固溶-等溫淬火-電導率測試法和固溶-等溫淬火-人工時效-硬度測試法分別獲得了6082合金淬火后等溫轉變的TTT和TTP曲線，利用淬火因子分析法預測了合金時效硬度與淬火平均冷卻速度的關系，還采用JMatPro 5.1軟件模擬得到了合金的TTT和CCT曲線。在此基礎上，對合金的淬火敏感性進行了分析和討論，確定了合金型材的淬火敏感鼻尖、敏感溫度區和淬火臨界冷卻速度等參數，實驗結果和軟件模擬結果基本相符。實驗研究和軟件模擬確定的合金淬火敏感性參數，為制定該合金在線淬火工藝提供了基礎數據。

   1）6082合金的TTT和TTP曲線都呈 “C”形，鼻尖溫度分別為350℃和360℃，合金淬火敏感區間為250~440℃。在線淬火時，淬火敏感區內的淬火冷卻速度應保持在15℃/s，而敏感溫度區間以外則應以較慢的速度冷卻，從而在保證型材尺寸精度和較小殘余應力的前提下，獲得優良的力學性能。

    2）JmatPro軟件模擬6082合金TTT曲線b″和b′相析出鼻尖溫度約為340 ℃，與實測的TTT曲線結果基本相符。

    3）JmatPro軟件模擬6082合金CCT曲線得到的淬火臨界冷卻速度為15℃/s，與由實驗結果淬火因子分析得到的一致。