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

新型高強(qiáng)韌型鋁合金7075屬于Al-Zn-Mg-Cu系,主要應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，王洪等[1?3]對(duì)超高強(qiáng)鋁合金的研究進(jìn)展進(jìn)行了闡述。高強(qiáng)鋁合金預(yù)拉伸板代替模鍛件，用于航天、航空飛行器受力部件，大大降低了加工成本和制造成本。鋁合金預(yù)拉伸板雖然具有很多優(yōu)良性能，但在實(shí)際應(yīng)用中仍然存在較為嚴(yán)重的問(wèn)題，如：部分板材經(jīng)機(jī)械加工后仍然產(chǎn)生彎曲變形，或者發(fā)生非預(yù)期的變形，加工精度達(dá)不到要求，嚴(yán)重影響了鋁合金板材的使用性能。殘余應(yīng)力是存在于預(yù)拉伸板中一種無(wú)形隱患。拉伸法消除殘余應(yīng)力是指在機(jī)件的端面上，僅僅施加均勻的拉應(yīng)力使之產(chǎn)生塑性變形，并由之而使應(yīng)力得到松弛的方法。預(yù)拉伸工藝對(duì)應(yīng)力的消減效果明顯，是目前在生產(chǎn)鋁合金預(yù)拉伸板時(shí)普遍采用的工藝。聶波等[4?7]對(duì)熱處理工藝、預(yù)拉伸工藝、殘余應(yīng)力的消減及其對(duì)微觀結(jié)構(gòu)和特性的影響進(jìn)行了研究，Adrien等[8]對(duì)鋁合金彈塑性行為進(jìn)行了研究。有限元是研究鋁合金板從淬火到預(yù)拉伸工藝應(yīng)力變化的有效手段，國(guó)內(nèi)外有不少學(xué)者利用有限元對(duì)殘余應(yīng)力進(jìn)行了研究[9?11]。為消除鋁合金厚板淬火后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，本文作者首先利用非線性計(jì)算功能強(qiáng)大的有限元軟件MSC.Marc對(duì)厚板淬火過(guò)程進(jìn)行模擬，然后，采用彈塑性有限元法對(duì)含有淬火殘余應(yīng)力的鋁合金厚板進(jìn)行預(yù)拉伸數(shù)值模擬，了解拉伸應(yīng)力場(chǎng)和拉伸應(yīng)變場(chǎng)的分布規(guī)律，并對(duì)預(yù)拉伸消除殘余應(yīng)力的機(jī)理進(jìn)行研究。

1 基本條件

對(duì)預(yù)拉伸分析模型進(jìn)行如下基本假設(shè)：

(1) 材料為各向同性的連續(xù)固體介質(zhì)，具有等向硬化的彈塑性。

(2) 拉伸時(shí)鉗口夾持區(qū)域?yàn)殡y變形區(qū)。

(3) 拉伸均勻，邊界條件相同，兩端鉗口內(nèi)所有牙板出力均等。

7075 鋁合金厚板外形尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為 800 mm×220 mm×50 mm，根據(jù)模擬對(duì)象的幾何對(duì)稱性和邊界條件的對(duì)稱性，取試樣的1/8進(jìn)行模擬。7075鋁合金的彈性模量、泊松比、密度等參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[12]，基于完全熱彈塑性理論進(jìn)行淬火模擬，基于彈塑性有限元理論進(jìn)行預(yù)拉伸仿真，應(yīng)力應(yīng)變曲線通過(guò)拉伸實(shí)驗(yàn)獲得。

2 鋁合金厚板殘余應(yīng)力消除有限元模型

建模時(shí)，先進(jìn)行參數(shù)定義[13]，以便對(duì)幾何尺寸和網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行更改。將過(guò)程文件的命令流文件進(jìn)行修改，并保存。單元形式選用8 節(jié)點(diǎn)六面體單元，分析單元類(lèi)型號(hào)選為 7；應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系呈多線性關(guān)系，使用等向強(qiáng)化的 Von Mises 屈服準(zhǔn)則，7075鋁合金材料溫度為室溫，材料強(qiáng)化準(zhǔn)則選用多線性等向強(qiáng)化。選擇直接劃分網(wǎng)格的方法劃分網(wǎng)格，鋁合金厚板單元數(shù)為4 500個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為5 450個(gè)，夾具單元數(shù)為240個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為378個(gè)。

應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算的理論基礎(chǔ)是彈塑性理論，有限元模型所采用的直角坐標(biāo)系設(shè)為：板的長(zhǎng)度方向?yàn)閄軸，寬度方向?yàn)閅軸，厚度方向?yàn)閆軸，如圖1所示。根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，在模型的3個(gè)對(duì)稱面上沿X，Y和Z3個(gè)方向分別施加對(duì)稱約束。以淬火殘余應(yīng)力的結(jié)果文件*.t16，作為初始條件讀入預(yù)拉伸模型，將拉伸法消除應(yīng)力過(guò)程按其實(shí)際工藝分為加載和缷載2部分進(jìn)行模擬。在MARC中通過(guò)用table的方式定義拉伸力和拉伸速度來(lái)實(shí)現(xiàn)拉伸過(guò)程；缷載過(guò)程通過(guò)利用生死單元技術(shù)，缷載時(shí)將夾具各單元變成死單元，以實(shí)現(xiàn)夾具的釋放。

圖1 有限元模型和坐標(biāo)系Fig.1 Finite element model and coordinate system

3 鋁合金厚板殘余應(yīng)力消除機(jī)理

圖2所示為鋁合金厚板淬火后殘余應(yīng)力作為初始應(yīng)力的讀入預(yù)拉伸模型。淬火后，板材殘余應(yīng)力呈現(xiàn)內(nèi)拉外壓的分布規(guī)律。對(duì)淬火后人工時(shí)效之前的航空鋁合金板材，分析不同拉伸量時(shí)，鋁合金板材內(nèi)部殘余應(yīng)力場(chǎng)的消除規(guī)律。圖 3所示為對(duì)預(yù)拉伸板進(jìn)行3%拉伸得到的殘余應(yīng)力分布云圖。從圖3可以看出：淬火后的鋁合金厚板經(jīng)拉伸后，中間部分應(yīng)力分布均勻，應(yīng)力波動(dòng)不大，

圖2 拉伸前殘余應(yīng)力Fig.2 Residual stress before pre-stretched

而鉗口端的拉伸區(qū)域出現(xiàn)了很大的應(yīng)力，鉗口端的板材應(yīng)予以鋸切。

圖3 拉伸3%后殘余應(yīng)力Fig.3 Residual stress on pre-stretched by 3%

圖4所示為拉伸過(guò)程中厚度上沿軋制方向上的應(yīng)力應(yīng)變變化。拉伸前內(nèi)層金屬受拉應(yīng)力，表層金屬受壓應(yīng)力。在拉伸的起始階段，表層金屬所受壓應(yīng)力逐漸減小，一直到0 MPa后，逐漸增大為拉應(yīng)力，內(nèi)層金屬是受拉應(yīng)力逐漸增大。當(dāng)拉伸量超過(guò)一定量時(shí)(圖中軋制方向總應(yīng)變?yōu)?.22%)，內(nèi)外層金屬同時(shí)受拉。內(nèi)層金屬一直受拉應(yīng)力，應(yīng)力的變化幅度比外層的要小。內(nèi)層金屬先超過(guò)彈性極限進(jìn)入塑性變形。在拉伸過(guò)程中，鋁合金厚板產(chǎn)生彈塑性變形，當(dāng)預(yù)拉伸一定量后松開(kāi)夾具，厚板會(huì)回彈，從而釋放彈性應(yīng)變，只留下塑性變形，在回彈過(guò)程中，應(yīng)力重新分布。當(dāng)拉伸量達(dá)到3%后繼續(xù)拉伸，內(nèi)外層金屬的X方向應(yīng)力基本重合在一條直線上，應(yīng)力很大，但應(yīng)力差值很小。松開(kāi)夾具(卸載)后X方向應(yīng)力迅速下降，最終接近于0 MPa。這說(shuō)明當(dāng)預(yù)拉量恰當(dāng)時(shí)能將淬火產(chǎn)生的殘余應(yīng)力降低到接近于零。在消除了殘余應(yīng)力之后，若繼續(xù)拉伸板材，則會(huì)重新引起新的彈塑性變形，產(chǎn)生新的應(yīng)力分布；若無(wú)限制地增大拉伸量，則一方面導(dǎo)致板材最終殘余應(yīng)力不降反而增大，另一方面，可導(dǎo)致板材超過(guò)屈服極限而被拉斷。

圖4 拉伸過(guò)程中應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.4 Relationship between stress and strain on pre-stretching process

圖5所示為拉伸量分別為0，1%，2%，3%和4%時(shí)X方向殘余應(yīng)力沿厚度上從中心至表面的應(yīng)力分布。從圖5可見(jiàn)：當(dāng)拉伸量從1%變化到4%時(shí)，隨著拉伸量的增加，應(yīng)力的消減作用增強(qiáng)；當(dāng)拉伸量達(dá)到1%時(shí)，卸載后內(nèi)外層所受應(yīng)力仍然相差較大，X方向殘余應(yīng)力仍然外層受壓而內(nèi)層受拉，內(nèi)部拉應(yīng)力的消減率為 55.9%，表面壓應(yīng)力的消減率為 49.6%，這說(shuō)明對(duì)于鋁合金厚板，1%的拉伸量不足以消除其殘余應(yīng)力；當(dāng)拉伸量達(dá)到3%時(shí)，X方向殘余應(yīng)力基本重合在1條直線上，應(yīng)力差很小，卸載后X方向殘余應(yīng)力接近于0 MPa，內(nèi)部拉應(yīng)力的消減率為87.7%，表面壓應(yīng)力的消減率為 92.0%。這說(shuō)明拉伸法可明顯消除板材淬火殘余應(yīng)力，應(yīng)力消除效果隨拉伸量的增加而增強(qiáng)。

圖5 拉伸對(duì)淬火鋁合金殘余應(yīng)力的影響Fig.5 Effect of pre-stretching on quenched stress

圖6所示為拉伸量分別為0，1%，2%，3%和4%時(shí)X方向殘余應(yīng)力沿厚度上從中心至表面的塑性應(yīng)變分布。從圖6可見(jiàn)：當(dāng)拉伸量從1%變化到4%時(shí)，隨著拉伸量的增加，塑性應(yīng)變隨著增加；當(dāng)拉伸量為2%時(shí)，塑性應(yīng)變約為1.9%；當(dāng)拉伸量為3%時(shí)，塑性應(yīng)變約為2.6%；當(dāng)拉伸量為4%時(shí)，塑性應(yīng)變約為3%。這說(shuō)明預(yù)拉伸板殘余應(yīng)力的消除是以塑性變形增大為代價(jià)的。在消除殘余應(yīng)力的同時(shí)，板材會(huì)產(chǎn)生較大的變形，因此，在具體的工程實(shí)際中不能一味地追求殘余應(yīng)力的消除效果，而應(yīng)充分考慮材料的塑性儲(chǔ)備及板材的實(shí)際要求，選擇恰當(dāng)?shù)睦炝?。在滿足殘余應(yīng)力需要的前提下，應(yīng)降低預(yù)拉伸量。

航空工業(yè)所用的鋁合金厚板生產(chǎn)工藝規(guī)定：拉伸產(chǎn)生 2.0%的永久變形，但不能小于 1.5%，也不能大于3.0%。因此，對(duì)于50 mm厚的鋁合金板，拉伸量應(yīng)控制在2.0%～3.5%。

圖6 拉伸對(duì)塑性變形的影響Fig.6 Effect of pre-stretching on plastic deformation

圖7 不同厚度板應(yīng)力與厚度的關(guān)系Fig.7 Relationship between stress and width at different thick plates

圖7所示為厚度分別為30，40，50和60 mm的鋁合金板，拉伸量都為2.5%時(shí)，X方向殘余應(yīng)力沿中心厚度分布圖。由圖7可知：當(dāng)拉伸量相同時(shí)，殘余應(yīng)力隨板厚的增加而增加。為了有效地降低殘余應(yīng)力，當(dāng)板厚增加時(shí)，需適當(dāng)增加拉伸量來(lái)降低其殘余應(yīng)力。拉伸量是控制拉伸最主要的工藝參數(shù)之一，對(duì)于不同厚度的預(yù)拉伸板材，都應(yīng)有最適合拉伸量范圍。

此外，沿X方向所施加的均勻拉力對(duì)其余2個(gè)方向的殘余應(yīng)力也有影響。比較拉伸之前和拉伸之后的Y方向殘余應(yīng)力σY和Z方向殘余應(yīng)力σZ，應(yīng)力均明顯降低。這說(shuō)明沿軋制方向所施加的均勻拉伸外力對(duì)寬度方向和厚度方向的殘余應(yīng)力都有影響。適當(dāng)?shù)睦炝坎粌H可使軋制方向應(yīng)力σX大大降低，而且同時(shí)會(huì)使殘余應(yīng)力σY和σZ明顯減小。所以，適當(dāng)?shù)乜刂评炝靠墒拱宀母飨驓堄鄳?yīng)力大幅度降低，這也是工程上將機(jī)械拉伸法作為消除應(yīng)力的主要手段之一的重要原因。

對(duì)預(yù)拉伸消除鋁合金厚板淬火后殘余應(yīng)力的機(jī)理進(jìn)行探討。淬火時(shí)，將固溶后的鋁合金厚板快速放入冷水中，由于板材表層金屬和內(nèi)部金屬冷卻速度不均，使得最后表層金屬有殘余壓應(yīng)力，內(nèi)層金屬有殘余拉應(yīng)力[9]。對(duì)淬火后的板材進(jìn)行拉伸，無(wú)論是受壓應(yīng)力的表層金屬，還是受拉應(yīng)力的內(nèi)層金屬，它們?cè)谑艿酵饬Φ淖饔煤蠖紝l(fā)生變形，當(dāng)給予的拉伸力超過(guò)該金屬的彈性極限后，就發(fā)生塑性變形。由于板材的內(nèi)層金屬原來(lái)就具有殘余拉應(yīng)力，所以，它首先超過(guò)彈性極限進(jìn)入塑性變形。這顯然會(huì)導(dǎo)致內(nèi)層金屬的變形速度比表層金屬的變形速度快，但是，由于板材仍然是一個(gè)整體，表層金屬將牽制內(nèi)層金屬的變形[14]。對(duì)淬火后的板材進(jìn)行預(yù)拉伸的實(shí)質(zhì)是使板材內(nèi)部的殘余應(yīng)力重新分布。圖8所示為鋁合金板材拉伸時(shí)應(yīng)力分布。由圖 8(a)可知：表層金屬原來(lái)具有壓應(yīng)力，隨著拉伸的不斷進(jìn)行，逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，而內(nèi)層金屬一直受拉應(yīng)力的作用，當(dāng)拉伸量達(dá)到一定值后，表層金屬和內(nèi)層金屬均受拉應(yīng)力作用，隨著拉伸的進(jìn)行，表層金屬和內(nèi)層金屬的應(yīng)力差不斷減小。拉伸后松開(kāi)夾具，鋁合金板會(huì)發(fā)生彈性回復(fù)，只留下塑性變形，在回彈過(guò)程中，應(yīng)力被釋放，卸載前后的應(yīng)力分布如圖8(b)所示。從圖8(b)可見(jiàn)：卸載后殘余應(yīng)力變得很小，呈現(xiàn)內(nèi)拉外壓的應(yīng)力分布；當(dāng)拉伸量選擇恰當(dāng)時(shí)，殘余應(yīng)力可接近于0 MPa；在消除殘余應(yīng)力的同時(shí)，板材會(huì)產(chǎn)生較大的變形，塑性應(yīng)變隨拉伸量的增加而增加，預(yù)拉伸消除殘余應(yīng)力是以塑性變形增大為代價(jià)的。

圖8 鋁合金板材拉伸時(shí)應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution on stretching

圖9 淬火后和拉伸2.5%后殘余應(yīng)力分布圖Fig.9 Residual stress distribution after quenching and pre-stretching by 2.5%

用裂紋柔度法對(duì) 50 mm厚的鋁合金板淬火后和預(yù)拉伸后的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量[15]，采取線切割的方法在試件上引入裂紋，沿切深每增加1 mm記錄1次應(yīng)變。試驗(yàn)采用西南鋁業(yè)生產(chǎn)的7075軋制鋁合金厚板，鋁合金厚板的淬火溫度為470 ℃，淬火介質(zhì)為室溫自來(lái)水?？紤]到厚板淬火的邊緣效應(yīng)，應(yīng)力測(cè)試時(shí)，從板的中間部位進(jìn)行測(cè)量。使用沈陽(yáng)四龍機(jī)器有限公司生產(chǎn)的500 t液壓拉伸機(jī)對(duì)淬火后的鋁合金厚板進(jìn)行預(yù)拉伸，拉伸量為2.5%。圖9所示為淬火后和預(yù)拉伸后殘余應(yīng)力測(cè)量值，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與 Marc有限元計(jì)算結(jié)果比較，應(yīng)力分布的規(guī)律基本相同，其值略小。其原因是：裂紋柔度法求解的是作用在整個(gè)裂紋面上的綜合應(yīng)力，測(cè)量方法存在固有的計(jì)算誤差；在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，存在加工及讀數(shù)誤差；在仿真時(shí)，為簡(jiǎn)化問(wèn)題進(jìn)行了一些必要的假設(shè)，表面換熱系數(shù)的測(cè)定精度還有待進(jìn)一步提高。

4 結(jié)論

(1) 利用“生死單元技術(shù)”，模擬預(yù)拉伸過(guò)程中拉伸機(jī)夾具的夾緊和放松，并對(duì)不同拉伸量消除殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬。隨著拉伸量的增加，殘余應(yīng)力隨之減小。

(2) 對(duì)預(yù)拉伸消除鋁合金厚板淬火后殘余應(yīng)力的機(jī)理進(jìn)行了研究。淬火后殘余應(yīng)力呈現(xiàn)內(nèi)拉外壓的分布規(guī)律，隨著拉伸的不斷進(jìn)行，表層金屬由壓應(yīng)力逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，而內(nèi)層金屬一直受拉應(yīng)力的作用。當(dāng)拉伸量達(dá)到一定值后松開(kāi)夾具，鋁合金板會(huì)發(fā)生彈性回復(fù)，只留下塑性變形，在回彈過(guò)程中，應(yīng)力被釋放；當(dāng)拉伸量選擇恰當(dāng)時(shí)，殘余應(yīng)力可接近于0 MPa。

(3) 殘余應(yīng)力隨板厚的增加而增加，隨著鋁板厚度的增加，拉伸量也要適當(dāng)增加，以便更有效地消除殘余應(yīng)力。

(4) 隨預(yù)拉伸量的增加，塑性變形隨之增加，預(yù)拉伸板拉伸消除殘余應(yīng)力是以塑性變形增大為代價(jià)的。在消除殘余應(yīng)力時(shí)應(yīng)注意材料的塑性儲(chǔ)備，在滿足殘余應(yīng)力和矯直需要的前提下，應(yīng)盡量降低預(yù)拉伸量。

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