通过片材挤压工艺制造的固态回收铝合金型材，具有优异的抗疲劳性能和抗腐蚀疲劳性能

《CIRP Annals》：Solid-state-recycled aluminum profile with notable fatigue and corrosion fatigue properties made by chip extrusion

　　亚历山德罗斯·普罗斯帕索普洛斯（Alexandros Prospathopoulos）|奥利弗·舒尔茨（Oliver Schulz）|约翰内斯·格布哈德（Johannes Gebhard）|扬尼斯·P·科尔科利斯（Yannis P. Korkolis）|A·埃尔曼·特卡亚（A. Erman Tekkaya）|尼古拉奥斯·米哈伊利迪斯（Nikolaos Michailidis）
塞萨洛尼基亚里士多德大学工程学院机械工程系物理冶金实验室（PML），希腊塞萨洛尼基54124

**摘要**
通过热挤压AA6060加工屑来实现固态回收可以避免重新熔炼，但其抗疲劳性能仍不确定。本研究使用两组挤压参数，将基于屑料的T6热处理管状型材与基于铸造坯料的型材进行了对比测试。结合修正后的Bay焊接模型的稳态欧拉有限元（FE）模拟预测了焊接质量，并识别出易出现缺陷的区域，结果显示第一组（Batch#1）的焊接强度最低（93.8%），而第二组（Batch#2）的最高（98.9%）。实验表明，较高的挤压比、挤压过程中模具的排气以及较低的柱塞速度可以防止加工屑在时效后的脱粘，并提高在3.5 wt.% NaCl溶液中的抗疲劳性和耐腐蚀性。本文为工业应用提供了可推广的工艺规范。

**1. 引言**
对可持续生产工艺的需求不断增加，这自然延伸到了二次铝生产及相关研究领域，旨在节约能源和时间，同时也有助于环境保护并带来明显的经济效益[1]。其中一种方法是热挤压加工残余物（如加工屑），这属于固态回收过程的范畴。该方法被认为具有竞争力和前景，因为它省略了传统的熔炼和铸造步骤，代之以预压实步骤[2]。铝合金AA6060因其独特的性能和通过时效热处理强化的能力而特别适用于此类应用[3]。
人工时效在提升铝合金（如AA6060）的机械性能方面起着决定性作用。虽然它提高了硬度 and 抗拉强度，但在回收材料中，其对疲劳和耐腐蚀疲劳性能的提升并不明显[4]。导致这一现象的因素包括屑料边缘[5]、氧化物[6]及其他缺陷，这些因素会显著影响实验结果。
本研究专门探讨了通过不同工艺路线（基于铸造坯料和基于屑料的挤压）以及两组生产参数生产的经过人工时效强化的AA6060材料的性能，旨在分析其与基于铸造坯料的传统挤压工艺在无腐蚀和腐蚀环境下的疲劳行为差异。

**2. 实验细节**
2.1. 加工过程 – 挤压、淬火和时效
实验中，使用液压机在室温下对铸坯和干磨AA6060铝屑进行多层预压实（以均匀密度并减少层间空气），无需润滑（避免润滑剂残留在屑料界面，从而不影响固态结合）。然后，将压实后的坯料在550°C的外置对流炉中加热1.5小时，随后使用2.5 MN的直接挤压机（模具孔径dContainer = 66 mm，辊径R = 39.24 mm，批号Batch#1）和10 MN的直接挤压机（模具孔径dContainer = 106 mm，辊径R = 101.23 mm，批号Batch#2）进行挤压，两者均采用带三个桥接部的模具（图1a）。模具和容器被加热至450°C。由于挤压比不同，柱塞速度分别设定为2 mm/s和0.6 mm/s，以确保适当的屑料结合并避免表面裂纹等缺陷。对于Batch#2，在坯料挤压过程中对模具进行排气处理（释放被困空气或挥发物，提高焊接质量，并通过柱塞复位后再压缩来减少时效后的界面脱粘）。挤压后，样品在185°C下进行空气冷却和人工时效6小时以达到T6状态。

2.2. 焊接质量预测
铝屑的焊接质量采用Bay[12]模型进行计算，该模型随后由Cooper和Allwood[13]以及Kolpak等[14]进行了改进。模型输入数据通过Altair公司的Inspire Extrude Metal软件进行稳态工艺模拟生成。Zener和Hollomon模型[15]（经Sellars和Tegart[16]修改）用于描述材料的塑性行为，其中材料参数来源于Schikorra[17]。焊接质量是在截面的三分之一处计算的，利用了模具的对称性（图1b）。在模芯桥接部后面的区域，焊接质量为100%，这归因于该处的高静水压力，有助于屑料的良好结合；而在桥接部之间，批次间的焊接质量存在差异（图1b），这种差异可归因于挤压比的增大以及随之而来的静水压力和表面膨胀（应变）的增加。

2.3. 时效后的微观结构
图2a展示了挤压和时效后的微观结构。经过人工时效后（图2b），Batch#1的个股料出现了明显的脱粘现象，这可能是由于挤压过程中空气被封闭在容器内部所致。由于2.5 MN挤压机无法排气，空气在挤压过程中被挤入样品内部并在屑料边缘形成气孔，导致进一步脱粘。在时效过程中，气孔扩大，加剧了铝屑的脱粘。不过，微观结构图像中的脱粘程度可能被夸大了，因为在金相制备过程中，蚀刻试剂在这些凹陷处停留时间过长，导致局部过蚀。

2.4. 疲劳和耐腐蚀疲劳
实验样品被加工成C形环（图3），并遵循ASTM G38-01标准[18]进行加工。其取向方式使得主应力方向与抗应力腐蚀裂纹的方向一致[19]。C形环的尺寸为：外径20 mm、厚度1.5 mm、宽度20 mm。载荷通过两个直径6 mm的孔垂直施加到样品上。

2.5. 电化学腐蚀测试
使用Electro Force 3500系列伺服电测仪（TA Instruments）进行疲劳和耐腐蚀疲劳测试。腐蚀测试在3.5 wt.% NaCl溶液中进行，采用图3a所示的装置。通过金相显微镜（Leica DM4000M）和扫描电子显微镜（Thermo Fisher Phenom ProX）进行微观结构和断口分析。同时使用Phenom 3D Reconstruction软件对样品内外表面进行粗糙度测量，切割长度λc = 0.8 mm，评估长度Ln = 4 mm。

**3. 结果与讨论**
3.1. S-N曲线
基于铸造坯料的材料微观结构较为均匀，Mg2Si颗粒分布更均匀；而基于屑料的材料则具有更细的晶粒结构及沿屑料边缘的氧化物碎片，这一特征在Batch#1中更为明显。总体而言，Batch#2（Chip_b2）的疲劳和耐腐蚀疲劳性能优于Batch#1（Chip_b1）（图4）。这种差异主要归因于Batch#2中屑料间的结合性能得到了改善（图4）。

当在同一批次内比较两种工艺路线时（图5），基于屑料的材料表现出与基于铸造坯料的材料相似的疲劳性能。然而，在Batch#1中，铸造材料的疲劳性能明显优于基于屑料的材料。而在Batch#2中，两种挤压工艺得到的组件的疲劳响应非常相似，这表明挤压处理后的屑料仍能具备与传统铸造原料相当的疲劳性能。

3.2. 疲劳寿命差异
批次间的疲劳寿命差异可能源于挤压模具的磨损程度不同（表现为纵向条纹），这些模具在疲劳过程中成为应力集中源。粗糙度测量显示Batch#2的粗糙度值略高于Batch#1（图6），这可能是由于Batch#2中金属与模具之间的剪切力较大所致。尽管Batch#2的Ra/Rz比值较高，但由于次表面焊接质量的提高（即屑料界面的缺陷较少），材料的疲劳性能得到改善，从而抑制了裂纹的产生。

3.3. 腐蚀疲劳性能
在腐蚀疲劳测试中，批次间材料的表现差异明显：Batch#2的性能更好，因为裂纹生长机制从主要受机械因素控制转变为受电化学因素控制（图7）。在空气中疲劳过程中，裂纹的产生和扩展主要受循环应力幅度、微观应力集中源（如晶粒和屑料边缘、夹杂物）以及位错积累的影响；而在腐蚀环境中，则更多受电化学因素控制。在这些条件下，裂纹的扩展主要通过裂纹尖端的循环塑性变形来实现。然而，在3.5 wt.% NaCl环境中的腐蚀疲劳过程中，裂纹尖端充当电化学活性位点。裂纹的扩展因此受到阳极溶解、钝化氧化膜的破坏、局部腐蚀现象（如坑蚀或腔体辅助的裂纹起始）以及相关氢效应的辅助。因此，裂纹的发展是由机械载荷和环境辅助的材料溶解共同驱动的。在第二批样品中，基于切片的材料（Chip_b2、F和CF）在腐蚀疲劳性能上明显优于基于铸造的材料（Cast_b2、F和CF）。这种改进主要是由于第二批样品的挤压参数得到了优化，从而增强了切片之间的结合强度并减少了切片界面缺陷。尽管铸造成品的表面粗糙度较低，但其腐蚀疲劳行为的分散性更可能受到微观结构和电化学因素的影响，而不仅仅是粗糙度本身。在第一批样品中，较低的挤压比（R = 39.24）和压力（2.5 MN）导致较低的变形程度，促进了微观结构的不均匀性以及未完全破碎的富铁金属间化合物的随机分布。由于这些颗粒比铝基体更硬且更脆，它们在挤压过程中容易断裂并沿挤压方向分散。由于许多这些颗粒可能作为局部阴极位点，它们促进了坑蚀的起始，这可能与裂纹起始位置重合或不同，从而增加了疲劳响应的散布性。相比之下，第二批样品中较高的挤压压力（10 MN）可能产生了更细小且分布更均匀的碎片，从而减少了腐蚀疲劳行为的变异性。总体而言，在无腐蚀疲劳条件下表面粗糙度影响更大，但在当前腐蚀环境中，金属间颗粒处的坑蚀起始似乎是控制疲劳散布性的主要因素。

3.2. 断口分析
与第一批和第二批样品中基于切片的材料以应力为主的性能相比，基于铸件的材料表现出不同的响应，突显了工艺参数在固态回收中的关键作用。在第一批样品中，由于挤压比较低，与模具线和切片界面处的氧化残留物相关的应力集中器未能充分破碎，导致切片之间的结合不完整，可能促进了先前热处理产生的残余应力效应（图8a），从而使基于铸件的材料在空气条件下的疲劳性能优于基于切片的材料。对于腐蚀疲劳，富铁金属间化合物起着至关重要的作用：它们的阴极性使它们保持完整，同时促进相邻铝基体的溶解，从而产生局部应力集中并促进裂纹起始（图8b）。

在第二批样品中，氧化层分解成更小的碎片并在微观结构中更均匀地分布，常常作为裂纹扩展的屏障（图8c）。图8右下角的表格展示了腐蚀产物的原子组成以及通过光学发射光谱测定的AA6060合金的平均组成。显然，腐蚀产物的局部成分与合金本身的成分有很大不同，尤其是在氧、铁和铝的含量上。这些图像是从最大应力所在的实际断裂表面拍摄的（见图3）。腐蚀并不均匀扩散，而是集中在切片边界、结合不充分的切片区域以及金属间化合物处。

在第二批样品中，加工参数（挤压比、排气和冲压速度）的变化改善了切片之间的结合，并减少了缺陷数量。在这些条件下，人工时效处理提高了强度同时保持了疲劳性能，因为裂纹起始主要受切片界面完整性的控制，而不是表面粗糙度的影响。腐蚀疲劳也呈现出相同的趋势，第二批基于切片的材料由于切片间结合改善和金属间相的更均匀分布而表现更好。图9显示了两批基于铸件和切片的AA6060-T6材料的循环电位动力学极化曲线。尽管曲线总体相似，但仍有一些特征性区别。正向扫描的阳极分支A-D揭示了随着电位增加的腐蚀机制，通常表现出离散的段。在A-B段，发生活性溶解，电流密度在大约恒定的电位下增加，这对应于坑蚀的起始。接近B点时，电流密度在一定的电位范围内趋于稳定（仅见于Chip_b1）。随后是B-C段，电流密度急剧上升，之后在高电位下再次稳定（C-D段），这可能是由于表面形成了不稳定的腐蚀产物。

反向扫描（D-E）显示所有样品的响应相似，曲线几乎相同，表明坑蚀行为和钝化不稳定性相当。总体而言，在3.5 wt.% NaCl条件下，所有曲线都显示出正的滞后现象，意味着一旦在金属间颗粒、焊缝或切片边界处形成坑蚀或局部溶解腔体，它们往往会持续存在并增长，而不是重新钝化。更活跃的腐蚀电位、更高的腐蚀电流以及在更不均匀的Chip_b1材料中更高的腐蚀速率表明这些界面处的钝化膜更薄且更脆弱。Chip_b1中的较差电化学行为对应于更多的裂纹起始位点以及腐蚀疲劳载荷下更低的疲劳寿命。在所有其他情况下，腐蚀疲劳行为的变异性无法仅通过电化学腐蚀来解释，因此腐蚀疲劳测试成为一种更真实的工具，能够捕捉动态现象和微观结构的复杂性，强调了腐蚀和机械循环载荷的协同效应。

4. 结论
本研究证明，通过热挤压对AA6060加工屑进行固态回收可以获得与铸锭挤压相当的疲劳和腐蚀疲劳性能，前提是切片间的焊接完整性足够高。稳态欧拉有限元模拟结合改进的Bay焊接模型将挤压条件与结合质量的空间分布联系起来，并突出了易缺陷区域；增加施加的应变/压力可以将预测的最低结合强度从93.8%（第一批样品）提高到98.9%（第二批样品），这与T6处理后切片界面脱粘减少的情况一致。在不太有利的第一批样品条件下，氧化残留物和切片间结合不完全主导了裂纹起始，导致疲劳抗力明显低于铸件参考材料。在改进的加工条件下（更高的挤压比、逆冲过程中的排气以及较低的冲压速度），切片挤压的样品表现出类似铸件的疲劳响应和更好的腐蚀疲劳行为，表明亚表面焊接的完整性比C型环几何形状下的测量表面粗糙度对裂纹起始的控制更强。在3.5 wt.% NaCl环境中，腐蚀疲劳的退化是由坑蚀辅助的起始和环境辅助的金属间及结合界面处的裂纹扩展驱动的；改进的结合减少了电化学脆弱起始点的密度并延缓了失效。对于与疲劳相关的切片挤压AA6060-T6部件，应选择能够实现最小焊接完整性≥98–99%的挤压条件（如FE-焊接模型所预测的），并在逆冲过程中确保有效的空气排出（排气）以防止控制裂纹起始的切片界面缺陷。未来的工作目标是扩展工艺-性能图谱到其他热处理状态（超出T6处理）、量化统计散布/尺寸效应，并验证不同几何形状和载荷模式下的焊接完整性阈值。

作者贡献声明：
Alexandros Prospathopoulos：撰写 – 审稿与编辑、撰写 – 原稿、验证、方法论、研究、正式分析、数据管理、概念化。
Oliver Schulz：撰写 – 审稿与编辑、撰写 – 原稿、可视化、验证、软件、研究、正式分析、数据管理、概念化。
Johannes Gebhard：撰写 – 审稿与编辑、验证、监督、概念化。
Yannis P. Korkolis：撰写 – 审稿与编辑、验证、监督、资源管理、项目协调、方法论、概念化。
A. Erman Tekkaya (1)：撰写 – 审稿与编辑、验证、监督、方法论、概念化。
Nikolaos Michailidis (1)：撰写 – 审稿与编辑、验证、监督、资源管理、项目协调、方法论、概念化。