 Material Sciences 材料科学, 2013, 3, 103-109 http://dx.doi.org/10.12677/ms.2013.33020 Published Online May 2013 (http://www.hanspub.org/journal/ms.html) Effects of Bending Radius and Ageing Conditions on the Creep Age Forming of 7475 Aluminum Alloy* Yunlai Deng1,2, Xuchu Long1,2#, Yu Jiang 3, Jin Zhan g1,2 1School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 2Key Laboratory of Nonferrous Materials Science and Engineering, Ministry of Education, Changsha 3Shanghai Aircraft Design and Research Institute, Shanghai Email: luckdeng@mail.csu.edu.cn, #rickxuchulong@126.com Received: Mar. 1st, 2013; revised: Mar. 4th, 2013; accepted: Apr. 5th, 2013 Copyright © 2013 Yunlai Deng et al. This is an open access article distributed under the Creative Commons Attribution License, which permits unre- stricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. Abstract: Based on the single curvature bending creep forming device, a series of creep age forming tests of 7475 alu- minum alloy sheets were conducted. The springback of formed samples with different ageing conditions or bending radiuses were measured. Then the properties and microstructures of the creep ageing formed samples were studied by electric conductivity tests, Vickers hardness tests, optical microscopy tests, transmission electron microscopy tests and tensile tests, respectively. And the results were compared with the artificial aged samples. The results show that the springback decreases with the decreasing bending radius, the increasing temperature and ageing time. The yield strength and the tensile strength of the bending creep ageing formed samples are higher than the artificial aged samples, but the elongation is the opposite. As the increasing of the bending radius, both the yield strength and the tensile strength in- crease first and then decrease, and the peak value appears near the bending radius of 1200 mm. No clear difference ex- ists in the size and shape of grains between the creep aged samples and the artificial aged samples, the size and the par- ticle spacing of the precipitates of creep aged samples are smaller than the artificial aged samples. Keywords: Single Curvature Bending; Creep Age Forming; Springback; 7475 Aluminum Alloy 弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响* 邓运来 1,2，龙旭初 1,2#，蒋 裕3，张 劲1,2 1中南大学材料科学与工程学院，长沙 2有色金属材料科学与工程教育部重点实验室，长沙 3上海飞机设计研究院，上海 Email: luckdeng@mail.csu.edu.cn, #rickxuchulong@126.com 收稿日期：2013 年3月1日；修回日期：2013年3月4日；录用日期：2013 年4月5日 摘 要：基于单曲率弯曲蠕变成形装置，针对 7475 铝合金板材进行了一系列蠕变时效成形实验，测得了不同时 效制度和弯曲半径下的回弹量。采用电导率、维氏硬度、金相显微镜、透射电子显微镜和室温拉伸等手段分析 了蠕变时效试样的性能与微观组织，并与人工时效试样进行了对比分析。结果表明：回弹量随着弯曲半径的减 小、时效时间的延长和时效温度的升高而降低；弯曲蠕变时效试样比人工时效试样具有较高的屈服强度和抗拉 强度，延伸率则相反；随着弯曲半径的增大，屈服强度和抗拉强度均呈现出先增后减的规律，在弯曲半径为 1200 mm 附近存在峰值；弯曲蠕变时效后试样的晶粒尺寸和形状与人工时效试样无明显区别，其析出相则比人工时 效试样更为细小和致密。 *基金项目：国家重点基础研究发展计划资助项目(2010CB731700)。 #通讯作者。 Copyright © 2013 Hanspub 103  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 Copyright © 2013 Hanspub 104 关键词：单曲率弯曲；蠕变时效成形；回弹；7475 铝合金 1. 引言 试样采用 470℃/1 h进行固溶处理，盐浴炉加热 (误差为±l℃)，水淬。淬火后立即将试样放入弯曲蠕 变装置中，如图 1所示，快速加载到设定的曲率半径 后，进行蠕变时效成形实验。其中曲率半径分别选为 1000 mm、1200 mm 和1500 mm，连同实验装置放置 于时效炉内在 150℃和 170℃两种温度下分别保温 8 h、16 h、32 h、64 h，在蠕变时效成形的同时还需放 置几块平直板材进行人工时效作为对比实验，人工时 效试样可直接放置于弯曲蠕变实验装置上。时效结束 后，采用小负荷维氏硬度计HV-10B 测试试样的硬度， 测试载荷为 3 kg，加载时间为15 s；采用 D60K 型数 字涡流电导率测量仪测量试样的面电导率；沿板材轧 制方向用线切割加工室温拉伸试样(标距 50 mm)，蠕 变试样在进行室温拉伸实验前需要将试样在水磨机 上磨平至平直状态，然后与人工时效试样在 CSS44100 电子拉伸实验机上进行室温力学性能测试；采用 XJP- 6A 型金相显微镜对时效后的样品进行金相组织观察， 金相试样通过机械抛光后采用Keller 试剂进行腐蚀； 采用 TECNAIG220 型透射电子显微镜对减薄后的样 品(电解液为硝酸和甲醇的混合溶液，其体积比为1:3) 进行微观组织观察。 蠕变时效成形(Creep Age Forming，CAF)是一种 新型的整体壁板成形技术，可应用于双曲率大规格飞 机壁板类构件的高性能制造[1-5]，由于其成形应力通常 低于屈服应力，构件成形后残余应力小，使得构件成 形时不会发生失稳、破裂，在成形的过程中可实现析 出相强化，但构件在卸载后的回弹量却很难预测[2]， 如何在达到材料性能要求的同时实现回弹的控制和 准确预测，成为了该项技术应用于实际生产时需要解 决的关键问题。国内外已针对这个问题开展了大量的 研究工作，迄今为止，主要的方法是通过等温恒定应 力蠕变试验积累蠕变曲线，建立蠕变时效本构关系， 以此为基础进行有限元模拟，因此，其有效性需要大 量的 CAF 试验进行验证[6]。由于实际 CAF 过程中应 力变化情况比等温恒定应力蠕变试验复杂，且还需要 考虑保证性能的温度–时间“窗口”，因此，必须深 入研究蠕变时效过程中材料微观结构与宏观物理性 能的演变规律及二者间的联系[7,8]。 7475 及其相似成分的高强铝合金(如我国牌号 7B04) 经常被用来制造飞机的高强度壁板类构件，关 于该合金蠕变时效的基本规律虽有报道[9,10]，但对其 蠕变时效过程中材料微观结构与宏观物理性能及二 者间联系的机理研究还少见报道，在一定程度上限制 了该类铝合金构件蠕变时效成形方法的发展和应用。 本文采用四点弯曲实验装置，针对7475 铝合金板材 进行弯曲蠕变时效成形实验，研究了弯曲半径与时效 制度对板材回弹的影响，以及材料性能与微观结构的 演变规律，为该合金构件CAF 制造的形性协同控制 提供了依据。 3. 弯曲蠕变的回弹规律 回弹的定义如图 2所示，为定量地表征回弹的大 2. 实验方法 Figure 1. Four points bending apparatus 图1. 四点弯曲实验装置 本实验材料为5 mm 厚7475 铝合金热轧板，沿轧 制方向切取试样尺寸为280 mm × 32 mm × 5 mm，其 化学成分如表 1所示。 Initial plate surface Plate surface after springback Die surface P P 0 O Table 1. Chemical composition of 7475 Al alloy (mass fraction/%) 表1. 7475铝合金的化学成分(质量分数/%) Zn Mg Cu Fe Si Cr Ti OtherAl 5.73 2.32 1.27 0.2 0.10 0.20 0.12 0.05 BalFigure 2. Definition of a springback 图2. 回弹定义  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 小[11]，按照下式定义回弹量： 0 OP OP (1) 其中 η = 0代表没有回弹，η = 1代表板材完全回弹。 图3所示为试样分别在150℃/8 h 和170℃/8 h 的 时效制度下，回弹量与弯曲半径的关系。从图中可以 看出，成形板材的回弹量随着弯曲半径的增大而增 加。在 150℃/8 h的时效制度下，弯曲半径为 1500 mm 时的回弹量为85.6% ，而弯曲半径为 1000 mm 时则降 低至 76.8%。在试样的弯曲半径相同的情况下，时效 温度的升高可以较明显地减小回弹。例如在试样弯曲 半径为 1000 mm的情况下，经170℃/8 h时效后的试 样回弹量为 65.8%，相比于 150℃/8 h 时效后的试样降 低了 14.3%。图 4所示为试样在 1000 mm弯曲半径时， 回弹量与不同时效制度的关系，可见回弹量随着时效 时间的延长而逐渐降低。图 5所示为试样在 1000 mm 9001000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 60 65 70 75 80 85 90 150 ℃/8h 170 ℃/8h % Radius (mm) Figure 3. Influence of bending radius on springback 图3. 不同弯曲半径下的回弹 0816 24 32 40 48 5664 72 40 50 60 70 80 90 Forming radius=1000mm 150℃ 170℃ Forming time(h) Figure 4. Influence of 1000 mm forming radius with different tem- perature and time on springback 图4. 弯曲半径为1000 mm不同时效制度下的回弹 08162432 4048 56 64 72 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 150 ℃ 170 ℃ Forming radius = 1000mm Creep strain/ % Time (h) Figure 5 .The creep strain curves of different aging institutions with forming radius of 1000mm 图5. 弯曲半径为1000 mm不同时效制度下的蠕变应变曲线 弯曲半径时，不同时效温度下的蠕变应变与时间的关 系曲线。 考虑应力、蠕变时间和温度的蠕变模型可以根据 修正的 Garofalo 关系式[12]进行描述： 0 sinh exp m Q AGk n T (2) 其中 K为玻尔兹曼常数，G为剪切模量， 0 为初始 应力，α和n为材料常数，弯曲时板材内部距中性层 距离 y处所受应力大小为： Ey R (3) 其中 E为弹性模量，R为弯曲半径。 结合式(2)和公式(3)可知，板材弯曲半径越大，板 内整体应力水平则越小，故蠕变应变率越小，相应的 回弹量就越大，这种情况如图 3所示。 根据式(2)可知，对于恒定应力蠕变，温度越高则 蠕变应变率越大，但由于CAF 过程中，材料内部应 力σ在蠕变过程中逐渐减小，因而应变速率会随着时 间的延长而逐渐降低，这是弯曲蠕变成形与一般恒定 应力蠕变试验最明显的区别，尽管这种区别对于认识 CAF 过程的物理本质可能不是主要的[9,13]，但是，对 于CAF 构件的回弹预测而言，则是非常重要的，这 直接关系构件的尺寸精度。从图4中可以看出，随着 蠕变成形时间从8 h 延长至 32 h，150℃和 170℃的回 弹率的差值几乎是相同的。这表明，蠕变成形温度对 回弹的影响主要体现在成形的开始阶段，随着时间的 延长，温度对回弹的影响减弱。由于蠕变应变与回弹 Copyright © 2013 Hanspub 105  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 之间是此消彼长的关系，因此图 5所示的蠕变应变量 与图 4所示的回弹量反映了相同的规律。 上述弯曲蠕变成形的应变速率特性不难看出， 7475 构件弯曲成形半径与成形温度是影响回弹的关 键，成形时间则可更多地用作性能调控“窗口”。 4. 材料性能 图6为蠕变时效成形试样(1000 mm弯曲半径)和 人工时效试样分别在 150℃和 170℃温度下的硬度与 电导率(Conductivity)曲线，蠕变时效试样(CAF)与人 工时效试样(AA)有相同的硬度变化趋势，硬度都是呈 先增后减的变化趋势，同时CAF 后试样的硬度和电 导率略高于 AA 试样，而 150℃温度下蠕变时效后的 硬度值要高于 170℃。电导率则在蠕变时效和人工时 效过程中都逐渐增加，且在 170℃温度时效的增长速 率较 150℃快。对于铝合金而言，硬度和电导率分别 反应了合金的时效强化和抗应力腐蚀性能[14]。时效过 程中随着第二相的析出和长大，强化效果呈现出先增 大后减小的规律，同时外加应力使基体析出相细小致 0816 24 32 40 48 56 64 72 165 170 175 180 185 190 195 200 (a) AA1500C CAF1500C AA1700C CAF1700C Hardness (HV) Forming time (h) 0816 24 32 40 48 566472 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 (b) AA1500C CAF1500C AA1700C CAF1700C Conductivity/ %IACS Forming time (h) Figure 6. The curves of hardness and conductivity of the specimens in different creep ageing and artificial ageing processes 图6. 蠕变试样和人工试样在不同时效制度下的硬度与电导率 密，所以硬度比人工时效高；而电导率则随过饱和固 溶体固溶度的降低而升高，同时随着合金中第二相析 出而逐渐升高，由于弯曲蠕变成形时有弹性应力，应 力可以促进溶质原子析出，基体贫化加剧，电导率升 高。 图7为CAF 试样(弯曲半径1000 mm)和AA 试样 分别在温度为 150℃和 170℃下抗拉强度、屈服强度 和延伸率变化曲线。可见CAF 试样的强度略高于AA 试样，延伸率则低于 AA试样，在不同温度的蠕变时 081624 32 4048 5664 72 460 480 500 520 540 560 580 600 620 640 (a) Forming temperature 150oC AAb CAFb AA0.2 CAF0.2 Strength/ MPa Forming time(h) 081624 3240 48 5664 72 460 480 500 520 540 560 580 600 620 640 (b) Forming temperature 170oC AAb CAFb AA0.2 CAF0.2 Strength/ MPa Forming time(h) 0816 2432 40 4856 64 72 8 9 10 11 12 13 14 15 16 (c) AA150oC CAF15 0 oC AA170oC CAF17 0 oC Elongation(%) Forming time(h) Figure 7. The curves of mechanical properties of specimens in different creep ageing and artificial ageing processes 图7. 蠕变试样和人工试样在不同温度下的力学性能变化曲线 Copyright © 2013 Hanspub 106  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 Copyright © 2013 Hanspub 107 7475-T7351 板材力学性能和电导率指标。对比表中数 据可知，CAF 试样的电导率高于 AA 试样的电导率， 这是因为预弯应力可以促进基体析出相的析出，从而 使电导率提高。170℃/32 h/1000 mm的电导率虽然略 高于 150℃/32 h/1000 mm，说明温度可以提高电导率， 但是强度却低于150℃。另外，从表中可知150℃/32 h/ 1000 mm蠕变时效制度的力学性能均高于7475 的人 工时效制度，电导率略低于双级时效T7 61、T7651 、 T7351 的电导率，但是却高于T61、T651 时效制度的 电导率，根据AMS2658C-2009 电导率标准，7475-T6 的电导率标准范围 30%~35% IACS；7475-T73 的电导 率标准范围 38%~44.5% IACS；7475-T76 的电导率标准 范围 38%~42% IACS；可 知150℃/32 h/1000 mm 时效 成形制度在力学性能和电导率均符合标准，因此 150 ℃/32h 蠕变时效成形制度不仅力学性能达标，电导率 也符合工业生产的最低标准，该制度为探索适合工业 生产的蠕变时效成形制度提供理论和实验依据，同时 表明时效成形技术有望提高合金的抗应力腐蚀性能。 效过程中试样的抗拉强度、屈服强度均随时效时间先 增加后降低，这与硬度的变化趋势相一致。在 150℃ 下蠕变时效后试样的强度要略高于170℃下的时效试 样，而延伸率则相反。弯曲蠕变时效成形的应力使蠕 变试样的时效析出相增加变细，从而强度高于人工时 效。在具有盘状析出相的可热处理强化铝合金的时效 过程中，沉淀相的强化作用主要来自于Orowan 绕过 机制，位错绕过第二相粒子所需要的应力可以用下式 表示： ~Gb (4) 式中 G为剪切模量，b为柏氏矢量， 为粒子间距。 在析出相的长大过程中，析出相的数量降低且间距增 大，根据公式(4)可知，位错绕过第二相所需的应力逐 渐减小，因而由第二相钉扎位错，与晶界产生的蠕变 抗性也随之降低。在此阶段析出相的粗大化也使得材 料的延伸率逐渐下降。 表2所示为试样在 150℃/32 h 的时效制度下，弯 曲半径与材料力学性能的关系。可见，CAF 试样相比 于AA 试样具有较高的屈服强度和抗拉强度，且随着 弯曲半径的增大，屈服强度和抗拉强度均呈现出先増 后减的规律，即在弯曲半径为 1200 mm附近存在峰 值。另外，CAF 试样的延伸率要低于 AA 试样，并随 着弯曲半径的变化而不同，在弯曲半径为 1200 mm 时 较高。表 2中还列出本实验的170℃/32 h/1000 mm以 及7475-T61、7475-T651、74 75-T761、7475-T765 1、 5. 微观结构特征 图8为弯曲半径为 1000 mm的试样经 150℃/32 h 蠕变时效后与人工时效后的金相组织对比。从图中可 见，两种试样的微观结构均由扁长的晶粒组成，且晶 粒尺寸与形貌无明显差别。文献[15]中已证明了不同温 度下弯曲蠕变成形后试样的晶粒同样没有明显差别。 因此，可以认为弯曲蠕变机制中来自晶粒尺寸和形状 Table 2. Influence of pre-bending radius on mechanical property and conductivity 表2. 不同弯曲半径的力学性能及电导率 States σb/MPa σ0.2/MPa δ/% Conductivity/%IACS (AA 150℃/32 h) 544 497 13 34.2 Present paper 150℃/32 h/1000 mm 563 523 10 36.1 Present paper 150℃/32 h/1200 mm 590 551 12 35.7 Present paper 150℃/32 h/1500 mm 578 521 12 35.2 Present paper 170℃/32 h/1000 mm 560 513 10 37.2 Present paper 7475-T61 517 441 9 30 AMS4084C-2005 7475-T651 531 476 10 30 AMS4090D-2008 7475-T761 490 421 9 39 AMS4085C-2011 7475-T7651 483 414 9 39 AMS4089C-2008 7475-T7351 490 410 10 40 AMS4202C-2012  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 (a) (b) Figure 8. Optical micrographs showing the grains structure of samples: (a) Creep aged with the radius of 1000 mm; (b) Artificial ageing 图8. 金相组织对比：(a) 1000 mm的蠕变时效；(b) 人工时效 的影响对于整个蠕变过程影响几乎可以忽略。 7xxx 铝合金的主要强化相为 η'(Mg2Zn)，其脱溶 顺序一般为[16-18]：α(Al)过饱和固溶体→GP 区→η'→η， 其中 η'为过渡相，η为平衡相。图9(a)、(b)、(c)分别 为弯曲半径为 1000 mm的试样在150℃温度下蠕变时 效8 h、32 h 后与人工时效32 h 后的 TEM 显微照片。 时效 8 h在<112>Al 晶带轴衍射花样下沿{111}方向观 察到 1/3 和2/3{220}Al的衍射斑点，同时在 1/3 和2/3 {220}Al 位置沿{111}方向出现较强的芒线，这些是η' 相的衍射特征，说明基体中的沉淀相主要为η'相；时 效到 32h 时，在{220}Al 晶面的 2/3 处可以看到两点 分离的衍射斑点,说明基体沉淀相开始出现平衡相 η 相。从图 9(a)可见弯曲半径为1000 mm 的蠕变时效试 样在 150℃温度下时效8 h的析出相粒子十分细小且 分布致密，蠕变时效至32 h时(如图9(b))已经较明显 地长大。对比图9(b) 和(c)可见，蠕变试样的析出相粒 子尺寸与粒子间距均要小于人工时效试样，根据公式 (4)可知，弯曲蠕变试样的时效强化效果要大于人工时 效试样，这与表 2中的结果正好相符。 6. 结论 基于单曲率蠕变时效装置，进行了一系列蠕变时 效成形试验。并结合相关理论模型分析了成形试样的 回弹规律、材料性能和微观结构特征，以及三者间的 联系。得到了以下结论： 1) 影响 7475 铝合金单曲率蠕变时效成形试样的 回弹与性能的外部因素为温度、时间和弯曲半径；材 料内部因素则主要为析出相的大小与密度。 2) 回弹量随着弯曲半径的减小和时效时间的延 长而降低，在试样的弯曲半径相同的情况下，时效温 度的升高可以较明显地减小回弹。 (a) (b) (c) Figure 9. TEM micrographs of 7475 ageing at 150℃ with different time and artificial ageing under 1000 mm radius (a) Intragranular precipitates of 8 h/1000 mm; (b) Intragranular precipitates of 32 h/1000 mm; (c) Intragranular precipitates of 32 h/artificial ageing 图9. 7475铝合金1000 mm弯曲半径150℃不同时效时间与人工时效 的TEM显微组织 (a) 8 h/1000mm晶内析出相；(b) 32 h/1000mm晶 内析出相；(c) 32 h/artificial ageing晶内析出相 3) 弯曲蠕变时效后的7475 铝合金试样比人工时 效试样具有较高的屈服强度和抗拉强度，延伸率则低 于人工时效试样。随着弯曲半径的增大，屈服强度和 抗拉强度均呈现出先增后减的规律，在弯曲半径为 1200 mm 附近存在峰值。 4) 弯曲蠕变时效试样的晶粒尺寸和形状与人工 时效试样无明显区别，其析出相尺寸和粒子间距则要 小于人工时效试样。 参考文献 (References) [1] M. C. Holman. Autoclave age forming large aluminum aircraft panels. Mechanical Working and Technology, 1989, 20(9): 477-488. [2] P. P. Jeunechamps, K. C. HO and J. Lin. A closed form technique to predict springback in creep age-forming. International Journal of Mechanical Sciences, 2006, 48(6): 621-629. [3] A. W. Zhu, E. A. Starke Jr. Stress aging of AlxCu alloys; experi- ments. Acta Mater, 2001, 49(4): 285-295. [4] L. H. Zhan, J. G. Lin and T. A. Dean. A review of the develop- ment of creep age forming: Experimentation, modelling and ap- plications. International Journal of Machine Tools and Manu- facture, 2011, 51(1): 1-17. [5] 韩志仁, 桂根, 张凌云. 飞机大型蒙皮制造技术现状分析[J]. 沈阳航空工业学院学报, 2008, 25(3): 1-5. [6] K. C. Ho, J. Lin and T. A. Dean. Constitutive modelling of pri- mary creep for age forming an aluminium alloy. Journal of Ma- terials Processing Technology, 2004, 153-154: 122-127. [7] 周亮, 邓运来, 晋坤. 预处理对 2124铝合金板材蠕变时效微 结构与力学性能的影响[J]. 材料工程, 2010, 2: 81-96. [8] S. C. Wang, M. J. Starink. Precipitates and intermetallic phases in precipitation hardening Al-Cu-Mg-(Li) based alloys. Interna- tional Materials Reviews, 2005, 50(4): 193-215. [9] D. Bakavos, P. B. Prangnell and R. Dif. A comparison of the effects of ageforming on the precipitation behaviour in 2xxx, 6xxx and 7xxx Ae rospace Alloys. Institute of Materials Engi- neering Australasia Ltd, 2004: 124-131. [10] L. Huang, M. Wan and C. L. Chi. FEM analysis of spring-backs in age forming of aluminum alloy plates. International Materials Reviews, 2007, 20: 564-569. [11] L. H. Zhan, J. G. Lin and T. A. Dean. A review of the develop- ment of creep age forming: Experimentation, modelling and ap- plications. International Journal of Machine Tools and Manu- facture, 2011, 51(1): 1-17. Copyright © 2013 Hanspub 108  弯曲半径和时效制度对 7475 铝合金蠕变时效成形的影响 [12] S. Spigarella, M. El Mehtedi. Microstructure-related equations for the constitutive analysis of creep in magnesium alloys. Scripta Materialia, 2009, 61(7): 729-732. [13] 周贤宾, 常和生, 戴美云. 时效应力松弛校形原理及其在蒙 皮制造中的运用[J]. 北京航空航天大学学报, 1992, 2: 81-96. [14] 宁爱林, 刘志义, 冯春等. Al-Zn-Mg-Cu合金组织和电导率及 抗应力腐蚀性能研究[J]. 材料热处理学报, 2008, 2: 65-71. [15] 赵飞, 周文龙, 孙中刚. 不同预弯半径下 2A12 铝合金时效成 形[J]. 中国有色金属学报, 2011, 2: 303-310. [16] X. M. Li, M. J. Starink. Identification and analysis of intermetal- lic phases in overaged Zr-containing and Cr-containing Al-Zn- Mg-Cu alloys. Journal of Alloys and Compounds, 2011, 509(2): 471-476. [17] Y. H. Zhao, X. Z. liao and Z. Jin. Microstructures and mechani- cal properties of ultrafine grained 7075 Al alloy processed by ECAP and their evolutions during annealing. Acta Materialia, 2004, 52: 4589-4599. [18] X. J. Jiang, B. N. B. Holme. Differential scanning calorimetry and electron diffraction investigation on low-temperature aging in Al-Zn-Mg alloys. Metallurgical and Materials Transactions A, 2000, 31(2): 339-348. Copyright © 2013 Hanspub 109 |