2124鋁合金在蠕變時(shí)效成形過(guò)程中的回彈量

湛利華，譚斯格，黃明輝，許華陽(yáng)

（中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，長(zhǎng)沙410083）

0 引 言

時(shí)效成形技術(shù)始于20世紀(jì)50年代末，該技術(shù)是利用金屬的蠕變／應(yīng)力松弛以及可時(shí)效強(qiáng)化特性，將成形與時(shí)效熱處理同步進(jìn)行的一種加工方法［1－3］。典型的時(shí)效成形工藝過(guò)程分為3個(gè)階段［4］，如圖1所示。在常溫下，通過(guò)一定的加載方式使成形件產(chǎn)生彈性變形，并保持這種變形；然后將其與工裝一起放入加熱設(shè)備中，在人工時(shí)效溫度下保溫一段時(shí)間，在此過(guò)程中成形件受到蠕變、應(yīng)力松弛等機(jī)制的作用，內(nèi)部組織和性能發(fā)生較大改變；時(shí)效結(jié)束后，待成形件完全冷卻后去掉工裝的約束，施加到其上的部分彈性變形在蠕變和應(yīng)力松弛的作用下，轉(zhuǎn)變?yōu)橛谰盟苄宰冃危瑥亩钩尚渭谕瓿蓵r(shí)效強(qiáng)化的同時(shí)獲得所需的外形。

圖1 蠕變時(shí)效成形工藝示意Fig.1 Schematic diagram of creep aging forming process

至今，該方法已經(jīng)用來(lái)制造可時(shí)效強(qiáng)化型鋁合金的整體帶筋和變厚度大曲率復(fù)雜外形的整體壁板［5－6］。例如，Bae公司的 AA7475飛機(jī)上翼壁板；美國(guó)B－1B超音速戰(zhàn)略轟炸機(jī)與空中客機(jī)A330／340，以及Bennetts與空中客機(jī)公司合作的最新A380客機(jī)的機(jī)翼壁板等［7］。時(shí)效成形技術(shù)的成形精確性以及可重復(fù)性使它能夠滿(mǎn)足當(dāng)前機(jī)身及機(jī)翼壁板復(fù)雜曲率變化的特征，與其它傳統(tǒng)的冷加工成形方法相比，時(shí)效成形的壁板具有殘余應(yīng)力低、成形工藝較簡(jiǎn)單等特點(diǎn)［8－10］。

時(shí)效成形過(guò)程受溫度、材料、時(shí)效時(shí)間、厚度變化、初始變形及應(yīng)力分布等多個(gè)因素的影響。為了實(shí)現(xiàn)大型整體壁板的高性能精確時(shí)效成形，這些因素對(duì)時(shí)效成形構(gòu)件成形行為的影響規(guī)律，以及蠕變／應(yīng)力松弛成形與時(shí)效熱處理強(qiáng)化成形之間的相互關(guān)系需要深入研究。Jeunechamps等［11］認(rèn)為，在鋁合金時(shí)效工藝規(guī)范內(nèi)由于彎曲應(yīng)力低、時(shí)效時(shí)間短、時(shí)效溫度較低等原因，時(shí)效成形的回彈量比通常鈑金成形工藝的要大得多，甚至可以達(dá)到總應(yīng)變量的70%以上。回彈是壁板類(lèi)構(gòu)件時(shí)效成形不可避免的現(xiàn)象，高精度地預(yù)測(cè)回彈量是實(shí)現(xiàn)構(gòu)件精確成形的關(guān)鍵。為此，近年來(lái)國(guó)內(nèi)外研究者已陸續(xù)開(kāi)展了時(shí)效成形過(guò)程回彈影響因素的試驗(yàn)研究。Ho等［12］研制了一套單曲率時(shí)效成形裝置，開(kāi)展了AA7010鋁合金構(gòu)件在不同時(shí)效時(shí)間、不同構(gòu)件厚度等試驗(yàn)因素下的回彈分析，但未在試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步推導(dǎo)相應(yīng)的回彈預(yù)測(cè)模型；洪江波等［13］設(shè)計(jì)了YL12CZ鋁合金小曲率圓弧彎曲的時(shí)效成形試驗(yàn)，有針對(duì)性地研究模具相對(duì)半徑、時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間三個(gè)主要因素對(duì)回彈的影響，最終得到綜合了這三個(gè)因素的回彈量計(jì)算公式，但是試驗(yàn)局限于單一曲率半徑的形式，與工程實(shí)際相比其成形條件過(guò)于簡(jiǎn)化，而且得出的個(gè)別因素的影響規(guī)律相悖于已有的普通認(rèn)識(shí)；北京航空制造工程所針對(duì)7075和2324鋁合金，開(kāi)展了時(shí)效成形基礎(chǔ)工藝試驗(yàn)以及數(shù)值模擬和模具型面優(yōu)化等方面的研究，建立了2324鋁合金的蠕變本構(gòu)模型，并編制了仿真子程序，得到了一定參數(shù)條件下回彈量與時(shí)效溫度、試樣厚度和時(shí)效時(shí)間等參數(shù)之間的回歸方程［14－15］。

為滿(mǎn)足氣動(dòng)外形需要，航空航天用壁板類(lèi)構(gòu)件往往設(shè)計(jì)為復(fù)雜的變曲率結(jié)構(gòu)，即構(gòu)件上各點(diǎn)的曲率半徑不同。在時(shí)效成形過(guò)程中構(gòu)件上各點(diǎn)因初始曲率半徑的差異，其蠕變／應(yīng)力松弛行為也會(huì)存在差異，并相互影響，勢(shì)必導(dǎo)致構(gòu)件上各曲率半徑處的回彈量異于相同條件下單一曲率半徑時(shí)效成形的，而且，以往大多數(shù)研究都只是局限于得到各個(gè)試驗(yàn)因數(shù)與回彈量之間的影響規(guī)律，實(shí)質(zhì)上根據(jù)蠕變理論以及模型擬合的準(zhǔn)確性而言，必須要考慮各參數(shù)之間相互作用對(duì)回彈量的影響。

為此，作者設(shè)計(jì)了更加貼近工程實(shí)際的變曲率半徑的時(shí)效成形試驗(yàn)裝置，考察了時(shí)效時(shí)間、時(shí)效溫度及彈性預(yù)變形半徑這三個(gè)試驗(yàn)因素在兩兩作用下對(duì)可時(shí)效強(qiáng)化型2124鋁合金蠕變時(shí)效成形的影響，獲得了時(shí)效溫度、預(yù)變形半徑、時(shí)效時(shí)間對(duì)成形前后曲率半徑的影響，通過(guò)回歸分析，建立了蠕變時(shí)效成形構(gòu)件曲率表征的回彈量與試驗(yàn)因素之間的回歸方程；并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比分析了純彎曲與橫力彎曲變形模式對(duì)回彈量的影響。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)用2124鋁鎂銅系可熱處理強(qiáng)化鋁合金（簡(jiǎn)稱(chēng)2124鋁合金）的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）為4.67Cu，1.46Mg，0.63Mn，0.18Fe，0.12Si，0.04Zn，0.01Ti，小于0.01Cr，小于0.01Ni，余 Al。其尺寸為400mm×80mm×2mm，將其在490℃固溶45min后迅速淬火冷卻。將該試樣固定于時(shí)效成形裝置上，如圖2所示，然后將其置于恒溫箱進(jìn)行蠕變時(shí)效成形（簡(jiǎn)稱(chēng)時(shí)效成形）。

根據(jù)某型號(hào)飛機(jī)機(jī)翼上翼面內(nèi)側(cè)和外側(cè)的三維模型知，展向翼與弦向翼面由若干曲率不同的直紋面光滑拼接而成，機(jī)翼表面曲度非常小，除了機(jī)翼邊緣的曲率較大外，大部分區(qū)域的曲率半徑為1 000～5 000mm。沿構(gòu)件對(duì)稱(chēng)線一側(cè)取5個(gè)點(diǎn)，5個(gè)點(diǎn)的曲率半徑各不相同，如圖3中所標(biāo)出的1～5點(diǎn)（回彈后對(duì)應(yīng)的1′～5′點(diǎn)），控制5個(gè)點(diǎn)的曲率半徑在1 000～5 000mm，時(shí)效溫度取3個(gè)水平，時(shí)效時(shí)間取4個(gè)水平，預(yù)變形半徑取5個(gè)水平。

圖2 蠕變時(shí)效成形工裝Fig.2 Creep aging forming die

試驗(yàn)所采用的時(shí)效成形工裝為可調(diào)位置的上下四點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載變形，如圖3所示，試樣的變形分為較為復(fù)雜的橫力彎曲變形（a區(qū)域）和純彎曲變形（b區(qū)域），純彎曲部分各段變形不再是單一曲率的圓弧，而且各點(diǎn)的曲率半徑也都不一樣，這樣的變形方式較為簡(jiǎn)便，也更加接近實(shí)際工況。

圖3 試樣變形示意Fig.3 Sample deformation scheme

采用在不同變形區(qū)域的標(biāo)記點(diǎn)（如圖3中的1～5點(diǎn)以及回彈后對(duì)應(yīng)的1′～5′點(diǎn)）貼應(yīng)變片以測(cè)量該點(diǎn)回彈前后的應(yīng)變?chǔ)牛捎檬剑?）計(jì)算回彈前后各個(gè)點(diǎn)的曲率半徑。

式中：y為中性層的厚度；R為該點(diǎn)的曲率半徑。

采用回彈前后曲率半徑的變化來(lái)定義回彈量S。

式中：R0為成形前加載狀態(tài)下構(gòu)件外表面點(diǎn)的曲率半徑；Rf為時(shí)效成形完畢產(chǎn)生回彈后構(gòu)件上相應(yīng)點(diǎn)的曲率半徑。

2 試驗(yàn)結(jié)果及回歸模型的建立

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

得到的回彈試驗(yàn)結(jié)果如表1所示，其中，R為預(yù)變形半徑，θ為時(shí)效溫度，t為時(shí)效時(shí)間。

由表2可以看出，在時(shí)效溫度、時(shí)效時(shí)間和預(yù)變形半徑相同的情況下，純彎曲變形的回彈量大于橫力彎曲的。分析認(rèn)為這可能由以下兩個(gè)原因造成，其一：橫力彎曲變形部分各個(gè)點(diǎn)的曲率半徑不同，各點(diǎn)的初始應(yīng)力也不同，在時(shí)效成形回彈過(guò)程中彼此相互干涉，回彈大的點(diǎn)會(huì)受到相鄰點(diǎn)的牽制，從而導(dǎo)致其回彈量不同于單曲率條件下的；其二：對(duì)于初始預(yù)變形曲率半徑相同的純彎曲和橫力彎曲部分的點(diǎn)，橫力彎曲部分點(diǎn)的初始應(yīng)力要大于純彎曲部分的，由蠕變力學(xué)知初始應(yīng)力大則蠕變應(yīng)變大，即在總應(yīng)變保持不變的條件下，因蠕變引起的不可回復(fù)塑性應(yīng)變?cè)龃螅瑥亩箯椥詰?yīng)變減少，導(dǎo)致回彈量降低。

3.2 回歸模型

3.2.1 回彈量與預(yù)變形半徑和時(shí)效時(shí)間的回歸分析

由圖4可以看出，回彈量S隨著預(yù)變形半徑對(duì)數(shù)的增大而增大。這是因?yàn)轭A(yù)變形半徑越大，初始應(yīng)力越小，蠕變應(yīng)變?cè)叫。瑥亩鴱椥曰貜?fù)越大，回彈量越大。

明確劃分各級(jí)護(hù)理人員的職責(zé)以及工作標(biāo)準(zhǔn),并將具體的職責(zé)層層分解具體到個(gè)人,術(shù)前完善器械以及儀器相關(guān)檢查,術(shù)前1d集中訪視患者,并于術(shù)日護(hù)理人員在手術(shù)室門(mén)口做好迎接、交接工作,根據(jù)手術(shù)內(nèi)容護(hù)理做好相應(yīng)的配合,術(shù)后常規(guī)管理,手術(shù)全程中需進(jìn)行質(zhì)量監(jiān)控。

表1 蠕變時(shí)效成形試驗(yàn)因素與回彈量結(jié)果Tab.1 Creep aging forming experimental factors and springback results

表3 純彎曲與橫力彎曲在不同試驗(yàn)因素下的回彈量Tab.3 Springback for pure bending and shearing bending at different experiment factors

另可看出，回彈量與一定時(shí)效時(shí)間下的預(yù)變形半徑的對(duì)數(shù)lnR存在線性關(guān)系，進(jìn)行回歸分析可以得到回彈量S關(guān)于lnR與時(shí)效時(shí)間的回歸方程。

圖4 時(shí)效時(shí)間和lnR對(duì)回彈量的影響Fig.4 Effects of lnRand creep aging time on springback

3.2.2 回彈量與預(yù)變形半徑和時(shí)效溫度的回歸分析

溫度對(duì)蠕變時(shí)效成形有決定性的影響，溫度每升高約20℃，回彈量減少10%～15%，對(duì)于2124鋁合金，在220℃左右回彈可以完全消除［16］，但是在鋁合金的時(shí)效規(guī)范許可溫度下，回彈難以消除。

由圖5可知，在一定的預(yù)變形半徑下，回彈量與時(shí)效溫度成線性關(guān)系，進(jìn)行回歸分析可以得到回彈量與預(yù)變形半徑和時(shí)效溫度的回歸方程。

3.2.3 回彈量與時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間的回歸分析

由圖6可以看出，隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，回彈量逐漸減小。這是因?yàn)闀r(shí)效時(shí)間越長(zhǎng)，蠕變變形越大，導(dǎo)致回彈減小。

另可看出，回彈量與時(shí)效時(shí)間成線性關(guān)系，進(jìn)行回歸分析可以得到回彈量與時(shí)效時(shí)間和時(shí)效溫度的回歸方程。

3.2.4 綜合回歸分析及回歸模型驗(yàn)證

從斜率來(lái)看，時(shí)效溫度是所有因素中對(duì)回彈量影響最大的，且隨著時(shí)效溫度的升高回彈量迅速減小。

由以上分析可得到時(shí)效溫度、時(shí)效時(shí)間和預(yù)變形半徑兩兩因素作用下回彈量的回歸方程，再通過(guò)多項(xiàng)式回歸分析得到最終回彈量與以上三個(gè)因素總的回歸方程，如式（6）所示：

從式（6）可以看出，回彈量受多種因素的影響，回彈量與時(shí)效溫度、預(yù)變形半徑、時(shí)效時(shí)間的關(guān)系式與前面的分析結(jié)果相一致。

將幾組試驗(yàn)的工藝參數(shù)數(shù)據(jù)輸入式（6），計(jì)算該工藝下的回彈量，并與試驗(yàn)值進(jìn)行比較，如圖7所示，可以看出，在本試驗(yàn)條件下，基于多項(xiàng)式回歸建立的兩兩因素作用下的回彈模型預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值符合較好，最大誤差僅為9.62%。可知，通過(guò)系統(tǒng)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，采用回歸分析建立的回彈量預(yù)測(cè)模型，能較好地反映一定工況下蠕變時(shí)效成形工藝參數(shù)與成形后試樣回彈的關(guān)系。

圖7 回彈量回歸值與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig.7 Comparison between the experimental values and the regression values

由以上分析可知，變曲率蠕變時(shí)效成形與以往單一曲率成形相比，在考慮各因素相互作用的情況下，雖然各因素對(duì)回彈的影響趨勢(shì)基本相同，但是影響程度不盡相同，其內(nèi)在影響機(jī)理還需進(jìn)一步深入研究。

3 結(jié) 論

（1）時(shí)效溫度對(duì)回彈量的影響最為顯著，且隨著溫度的升高回彈量快速減小，二者成近似為線性關(guān)系；預(yù)變形半徑的對(duì)數(shù)與回彈量成線性關(guān)系，且隨著預(yù)變形半徑的增加，回彈量也增大；隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)回彈量逐漸減小，二者也成近似線性關(guān)系。

（2）回彈預(yù)測(cè)模型可以對(duì)時(shí)效成形后構(gòu)件的回彈行為進(jìn)行較為合理的預(yù)測(cè)。

（3）在時(shí)效溫度、時(shí)效時(shí)間、預(yù)變形半徑等參數(shù)相同的情況下，純彎曲變形的回彈量大于橫力彎曲變形的。

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