胥福順，張 勁，鄧運(yùn)來，張新明

(1. 中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083；2. 云南冶金集團(tuán)服份有限公司，昆明 650502；3. 中南大學(xué) 輕合金研究院，長沙 410083；4. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實驗室，長沙 410083)

預(yù)拉伸對2124鋁合金蠕變時效形性同步的影響

胥福順1,2，張 勁3,4，鄧運(yùn)來1,4，張新明1,4

(1. 中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083；2. 云南冶金集團(tuán)服份有限公司，昆明 650502；3. 中南大學(xué) 輕合金研究院，長沙 410083；4. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實驗室，長沙 410083)

基于四點(diǎn)彎曲變形裝置，采用光學(xué)金相顯微鏡(OM)、透射電子顯微鏡(TEM)等顯微表征技術(shù)，結(jié)合回彈率和室溫力學(xué)性能測試，研究預(yù)拉伸量對2124鋁合金蠕變時效成形中回彈與性能同步的影響。結(jié)果表明：蠕變時效成形條件下的預(yù)拉伸量適用范圍與人工時效不同，選擇恰當(dāng)?shù)念A(yù)拉伸量可實現(xiàn)蠕變時效成形過程中成形目標(biāo)與材料性能的耦合調(diào)控。隨著預(yù)拉伸量的增加，彎曲板材試樣蠕變時效后的回彈率先快速下降后緩慢回升，且在預(yù)拉伸3%處，出現(xiàn)回彈最小值；合金的強(qiáng)度呈現(xiàn)出“雙峰形”的增長特征，分別在預(yù)拉伸2%和5%處達(dá)到峰值，在預(yù)拉伸3%處，出現(xiàn)極小值；綜合考慮2124鋁合金板材蠕變成形后的強(qiáng)度、塑性和回彈等條件，推薦的預(yù)拉伸量范圍為1.5%～2.5%。

蠕變時效成形；鋁合金；預(yù)拉伸；回彈

蠕變時效成形(CAF)將金屬的蠕變特性和鋁合金時效強(qiáng)化效應(yīng)相結(jié)合，具有安全性和可重復(fù)性且能夠在生產(chǎn)壁板零件的同時滿足成形與性能的要求，適用于可時效強(qiáng)化鋁合金整體輕量結(jié)構(gòu)制造[1-2]。作為蠕變時效成形在生產(chǎn)效率方面的優(yōu)勢，形面與性能的同步完成，同時也是該技術(shù)中最復(fù)雜和關(guān)鍵的科學(xué)問題。蠕變時效結(jié)束后的應(yīng)力狀態(tài)(應(yīng)力松弛后)決定了構(gòu)件回彈后的最終形面，同時顯微組織決定了構(gòu)件的性能。而時效強(qiáng)化鋁合金在蠕變時效過程中材料內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)與微觀組織都在不斷變化，且二者相互影響。為此，領(lǐng)域內(nèi)的研究者們采用多種調(diào)控方式以獲得不同鋁合金的形性同步，如STARINK等[3]研究了鋁合金成分改變對于下機(jī)翼壁板等耐損傷構(gòu)件時效成形的適用性；JESHVAGHANI等[4]將多級熱處理制度引入鋁合金蠕變時效成形中，成形試樣的回彈與剝落腐蝕敏感性下降而強(qiáng)度未減；LIN等[5]報道了Al-Cu-Mg合金的雙級蠕變時效工藝可使無沉淀區(qū)寬化，在晶界處形成不連續(xù)析出相，從而提高抗腐蝕性能。

大部分高強(qiáng)可時效強(qiáng)化鋁合金經(jīng)應(yīng)力時效后，晶內(nèi)致密析出且晶界相粗大不連續(xù)，與傳統(tǒng)的冷加工相比具有更好的強(qiáng)度和抗腐蝕性能[6-8]。然而，作為一種航空工業(yè)中常用的可時效強(qiáng)化型輕質(zhì)高強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料，2×××系鋁合金的蠕變時效成形卻并沒有像7×××系鋁合金那樣在工業(yè)制造中得到大量應(yīng)用。其中一個最重要的原因在于Al-Cu-Mg合金時效析出的片狀強(qiáng)化相，θ相(Al2Cu)和S相(Al2CuMg)，在應(yīng)力時效中會出現(xiàn)取向改變或者某些方向的析出受抑制的現(xiàn)象，即析出位向效應(yīng)。這種應(yīng)力取向效應(yīng)可能造成構(gòu)件性能降低或者明顯的各向異性[9-11]。例如，王宏偉等[12]研究表明拉應(yīng)力造成2E12鋁合金時效過程中S相的析出位向效應(yīng)，增大合金各向異性的差異；曹素芳等[13]在Al-Cu-Mg-Ag合金中也發(fā)現(xiàn)了拉應(yīng)力作用下?相的位向效應(yīng)；王琪等[14]在2524鋁合金中通過電場耦合作用，消除了應(yīng)力對S相均勻形核的抑制現(xiàn)象。本文作者的前期研究[15]也證明了2124鋁合金中S相的位向析出降低力學(xué)性能的現(xiàn)象。最近，GUO等[16]采用Al-Cu-Mg合金單晶研究表明引入足夠的位錯能夠較好地抑制S相的位向效應(yīng)，顯然時效前進(jìn)行預(yù)變形是一種不錯的引入位錯的方法。因此，有必要針對時效前的預(yù)變形量對蠕變時效成形的影響規(guī)律與機(jī)理開展研究，探明引入預(yù)變形后實現(xiàn)蠕變時效形性同步的可能性，為Al-Cu-Mg鋁合金蠕變成形中預(yù)變形的設(shè)計與應(yīng)用提供參考。

1 實驗

1.1 試樣與裝置

實驗所用材料為5 mm厚度的2124鋁合金熱軋板，其化學(xué)成分如表1所列，沿軋制方向切取試樣尺寸為300 mm×32 mm×5 mm。

表1 2124鋁合金試樣的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of 2124 alloy (mass fraction, %)

實驗中采用自制的單曲率四點(diǎn)彎曲裝置。如圖1(a)所示，試樣成形過程主要由兩個固定的圓筒形支架(P1, P2)與兩個活動的圓筒形支點(diǎn)(P3, P4)完成。將板材試樣安裝在固定支架的凹槽內(nèi)，由于連接著活動支點(diǎn)的螺紋桿可上下移動，從而可在一定范圍內(nèi)任意調(diào)節(jié)試樣的彎曲半徑，如圖1(b)所示。

圖1 四點(diǎn)彎曲蠕變時效成形試驗裝置Fig. 1 Four-point-bend creep age forming tester: (a) Front view; (b) Side view

1.2 蠕變時效試驗過程

將板材試樣在鹽浴爐中進(jìn)行493 ℃保溫45 min的固溶處理，淬火后分別進(jìn)行1%、2%、2.5%、3%、3.5%、4%、5%、6%的預(yù)拉伸變形，無預(yù)拉伸變形試樣作為參照。然后將試樣裝載到單曲率彎曲裝置上并加載到半徑1000 mm后，置于加熱爐中進(jìn)行190 ℃下保溫12 h的時效處理。實驗過程中為盡量減少自然時效的影響，從淬火結(jié)束到時效開始的轉(zhuǎn)移時間控制在0.5 h內(nèi)。

時效結(jié)束后，測量試樣的回彈、室溫力學(xué)性能以及微觀組織。為定量表征回彈量的大小，按式(1)定義回彈率[2]：

式中：d0為模具曲面與初始試樣間的最大弦高；dmax為試樣回彈后與模具面的最大弦高?；貜椂x示意圖如圖2所示。

圖2 回彈定義示意圖[2]Fig. 2 Schematic drawing of springback[2]

沿板材軋制方向用線切割取樣并在CSS44100電子拉伸實驗機(jī)上進(jìn)行室溫力學(xué)性能測試；采用XJP-6A型金相顯微鏡對時效后的樣品進(jìn)行金相組織觀察，金相試樣通過機(jī)械拋光后采用Keller試劑進(jìn)行腐蝕；采用TECNAIG220型透射電子顯微鏡對雙噴減薄后的樣品(電解液為硝酸和甲醇的混合溶液，其體積比為1：3)進(jìn)行顯微組織觀察。

2 結(jié)果與分析

2.1 回彈

圖3所示為試樣蠕變時效成形后的回彈與預(yù)拉伸量的關(guān)系曲線。由圖3可見，彎曲蠕變時效后試樣的回彈率隨著預(yù)拉伸增加先快速下降，在預(yù)拉伸3%處出現(xiàn)最小值，而后則又緩慢回升。在前期研究中[17-18]發(fā)現(xiàn)，Al-Cu-Mg合金在蠕變時效前引入預(yù)拉伸可增大蠕變量，降低回彈率。因此，在預(yù)變形量不大時，預(yù)拉伸降低回彈的作用占主導(dǎo)。而隨著預(yù)拉伸量的增加，板材厚度逐漸減小，降低了試樣彎曲時所受的蠕變應(yīng)力，從而減小蠕變量，增大回彈率。由此可見，隨著預(yù)拉伸的增加，預(yù)拉伸的促進(jìn)蠕變機(jī)制與預(yù)拉伸引起厚度減小之間為耦合作用關(guān)系，從而造成了回彈率先降后增的規(guī)律，且前者的降低回彈作用要明顯大于后者的增大回彈作用。

圖3 相同曲率半徑與熱處理條件下的回彈與預(yù)拉伸關(guān)系Fig. 3 Relationship between springback and pre-stretching degree with same curvature radius and heat treatment

2.2 力學(xué)性能

圖4所示為不同預(yù)拉伸試樣蠕變時效成形后的力學(xué)性能。由圖4(a)可見，隨著預(yù)拉伸量的增加，成形試樣的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均呈現(xiàn)出“雙峰形”特征。其中第一個強(qiáng)度峰值出現(xiàn)在預(yù)拉伸2%時，第二個強(qiáng)度峰值出現(xiàn)在預(yù)拉伸5%時，其屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別比第一個峰值高10.4%和7.4%。圖4(b)為伸長率與預(yù)拉伸量的關(guān)系曲線，可見，當(dāng)預(yù)拉伸為0～2.5%時，試樣伸長率迅速下降并在3%處達(dá)到最小值，經(jīng)過一小段回升后開始緩慢下降。圖4(c)所示為硬度與預(yù)拉伸量的關(guān)系曲線。隨著預(yù)拉伸量的增加，硬度呈現(xiàn)出與強(qiáng)度相同的“雙峰形”特征，且兩個峰值對應(yīng)的預(yù)拉伸量也分別在2%和5%。

2.3 顯微組織

圖4 不同預(yù)拉伸試樣蠕變時效成形后的力學(xué)性能Fig. 4 Mechanical properties of AA2124 CAF specimens with different pre-stretching degrees: (a) Tensile strength; (b) Elongation; (c) Hardness

圖5所示為不同預(yù)拉伸量的2124鋁合金板材試樣經(jīng)蠕變時效成形后的金相組織照片。由圖5可見，未預(yù)拉伸試樣的晶粒形貌呈現(xiàn)為與軋制方向平行的纖維狀組織。圖5(b)、(c)所示分別為引入2%和3%預(yù)拉伸量的試樣，其晶粒形貌與未預(yù)拉伸試樣(見圖5(a))相比略有拉長，但差異并不明顯，基本保持熱軋態(tài)晶粒形貌。而在預(yù)拉伸量5%的試樣中，則可以明顯觀察到晶粒被拉長的形態(tài)。

圖5 不同預(yù)拉伸試樣單曲率蠕變時效成形的OM像Fig. 5 Metallographic images of creep age formed AA2124 sheet specimens with different pre-stretching degrees: (a) Without pre-stretching; (b) 2%; (c) 3%; (d) 5%

圖6 不同預(yù)拉伸量的2124鋁合金板材試樣蠕變時效成形后的TEM像Fig. 6 TEM images of creep age formed AA2124 sheet specimens with different pre-stretching degrees: (a) Without pre-stretching; (b) 2%; (c) 3%; (d) 5%

圖6所示為不同預(yù)拉伸量的2124鋁合金板材試樣經(jīng)蠕變時效成形后的TEM像。試樣中的主要強(qiáng)化相均為呈十字交叉分布的針狀相。一般認(rèn)為2124鋁合金的主要強(qiáng)化相為片狀的Al2CuMg相，研究表明該相在慣析面{120}Al析出，并沿著[100]Al方向長大[19]。時效過程中的析出順序為[20-21]：過飽和固溶體 (SSSS)→Cu-Mg(GPB區(qū))→S″/S′→S′/S(Al2CuMg)。可見，試樣在有外加應(yīng)力的時效(蠕變時效)時，由于外加載荷的作用在材料內(nèi)部引入了位錯，使得析出相比于無外加應(yīng)力時效時析出更細(xì)小和致密。相比于無預(yù)拉伸的試樣，預(yù)拉伸2%試樣內(nèi)部析出相形貌明顯不同：尺寸更細(xì)小，分布更致密。這使得合金時效強(qiáng)化效果增強(qiáng)[22-23]， 因而預(yù)拉伸2%后試樣的強(qiáng)度性能明顯升高(見圖4)。隨著預(yù)拉伸量的繼續(xù)增加，如圖6(c)所示。當(dāng)預(yù)拉伸量從3%增加至5%時，在同樣的時效時間析出相長得更大，試樣的析出相粗化也更為明顯，強(qiáng)化效果變差。

由此可見，造成預(yù)拉伸2%試樣所對應(yīng)的第一次強(qiáng)度峰值的原因主要在于析出相變得更細(xì)小、致密；造成預(yù)拉伸3%試樣所對應(yīng)的強(qiáng)度極小值的原因在于析出相的粗化；造成預(yù)拉伸5%試樣所對應(yīng)的第二次強(qiáng)度峰值的原因則與析出相形態(tài)無關(guān)，而是由于預(yù)拉伸變形形成了較明顯的沿拉伸方向的長條形晶粒形態(tài)(見圖5)，使得該方向測得的強(qiáng)度值出現(xiàn)較明顯提高。

采用TEM網(wǎng)格交線法測量了蠕變時效試樣的位錯密度，詳細(xì)方法見文獻(xiàn)[24]，統(tǒng)計了每個試樣50張不同區(qū)域的TEM像，得到無預(yù)變形量、預(yù)變形2%、預(yù)變形5%共3種試樣在蠕變時效時間分別為1h、6h、12h的位錯密度，如表2所列。由表2可見，位錯密度隨預(yù)變形量的增加而增大，且在蠕變時效過程中略有增大。根據(jù)文獻(xiàn)[24]中的位錯強(qiáng)化計算公式，以上3種不同預(yù)變形量試樣因蠕變時效過程中位錯密度變化引起的強(qiáng)度增量分別為65.8、67.3、68.6 MPa。由此可知，蠕變時效過程中的位錯強(qiáng)化增量隨預(yù)變形量的增加雖略有增大，但變化并不明顯。

表2 不同預(yù)變形量2124鋁合金蠕變時效試樣的位錯密度測量結(jié)果Table 2 Measured results of dislocation density of creep age formed AA2124 sheet specimens with different pre-stretching degrees

3 討論

根據(jù)以上結(jié)果，預(yù)拉伸量4.5%～5.5%的范圍是蠕變時效成形板材試樣強(qiáng)度最高的階段，且回彈率較低，但此時主要存在3個問題：第一是其伸長率降低嚴(yán)重，處于一個變化較小且呈下降趨勢的范圍內(nèi)，性能的可調(diào)控性不佳；第二是預(yù)變形程度過大而造成了明顯的塑性變形，包括伸長變形與厚度減薄，甚至板材試樣的晶粒被觀察到有較明顯的伸長，如圖5(d)所示，這樣不僅對成形精度造成影響，還減少了蠕變時效成形在彈性范圍內(nèi)成形的性能優(yōu)勢。另外，這種程度的預(yù)拉伸量在實際工程應(yīng)用中對預(yù)拉伸機(jī)噸位需求太高，大幅增加了坯料制備的成本與難度，故該范圍附近的預(yù)拉伸量并不適用于2124鋁合金的蠕變時效成形。而在預(yù)拉伸3%附近，盡管此時2124鋁合金試樣的回彈率達(dá)到最小值，但成形試樣的室溫強(qiáng)度性能與伸長率均降至極小值，因此在2124鋁合金蠕變時效成形中應(yīng)盡量避開。

根據(jù)以上分析，對于2124鋁合金蠕變時效成形板坯的預(yù)拉伸量范圍，從蠕變成形后板材試樣的強(qiáng)度、伸長率和回彈等3個方面綜合考慮，在第一個強(qiáng)度峰值對應(yīng)的預(yù)變形量附近(1.5%～2.5%)會是一個不錯的選擇范圍(見圖5(a))。當(dāng)然，這個選擇范圍可根據(jù)現(xiàn)場實際情況有微量擴(kuò)展，但必須注意的是，擴(kuò)展方向最好遠(yuǎn)離3%的一側(cè)。

4 結(jié)論

1) 蠕變時效成形條件下的預(yù)拉伸量適用范圍與人工時效不同，選擇恰當(dāng)?shù)念A(yù)拉伸量可實現(xiàn)蠕變時效成形過程中成形目標(biāo)與材料性能的耦合調(diào)控。綜合考慮2124鋁合金板材蠕變成形后的強(qiáng)度、塑性和回彈等條件，推薦的預(yù)拉伸量范圍為1.5%～2.5%。

2) 隨著預(yù)拉伸量的增加，彎曲板材試樣蠕變時效后的回彈率先快速下降后緩慢回升，且在預(yù)拉伸3%處出現(xiàn)回彈最小值。預(yù)拉伸具有促進(jìn)蠕變與減小板材厚度的作用，二者之間的耦合作用造成了這種先降后增的規(guī)律，且前者的降低回彈作用要明顯大于后者的增大回彈作用。

3) 隨著預(yù)拉伸量的增加，合金的強(qiáng)度呈現(xiàn)出“雙峰形”的增長特征。第一次強(qiáng)度峰值的原因主要在于析出相變得更細(xì)小、致密；造成強(qiáng)度極小值的原因在于析出相的粗化；造成預(yù)拉伸5%試樣所對應(yīng)的第二次強(qiáng)度峰值的原因則與析出相形態(tài)無關(guān)，而是由于預(yù)拉伸變形形成了較明顯的沿拉伸方向的長條形晶粒形態(tài)，使得該方向測得的強(qiáng)度值出現(xiàn)較明顯提高。

REFERENCES

[1] ZHAN L H, LIN J G, DEAN T A, HUANG Ming-hui. A review of the development of creep age forming: Experimentation, modelling and applications[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2011, 51(1): 1-17.

[2] HO K C, LIN J, DEAN T A. Modelling of springback in creep forming thick aluminum sheets[J]. International Journal of Plasticity, 2004, 20(4): 733-751.

[3] STARINK M J, SINCLAIR I, GAO N, KAMP N, GREGSON P J, PITCHER P D. Development of new damage tolerant alloys for age-forming[J]. Materials Science Forum, 2002, 396(1): 601-606.

[4] JESHVAGHANI R A, ZOHDI H, SHAHVERDI H R, BOZORG M, HADAVI S M. Influence of multi-step heat treatments in creep age forming of 7075 aluminum alloy: Optimization for springback, strength and exfoliation corrosion[J]. Materials Characterization, 2012, 73(11): 8-15.

[5] LIN Y C, LIU G, CHEN M S, LI J, ZHOU M, ZHOU H M. Effects of two-stage creep-aging processing on mechanical properties of an Al-Cu-Mg alloy[J]. Materials and Design, 2015, 79(1): 127-135.

[6] ZHANG J, DENG Y L, ZHANG X M. Constitutive modeling for creep age forming of heat-treatable strengthening aluminum alloys containing plate or rod shaped precipitates[J]. Materials Science and Engineering A, 2013, 563(15): 8-16.

[7] LI H Y, KANG W, LU X C. Effect of age-forming on microstructure, mechanical and corrosion properties of a novel Al-Li alloy[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2015, 640(1): 210-218.

[8] JESHVAGHANI R A, SHAHVERDI H R, HADAVI S M. Investigation of the age hardening and operative deformation mechanism of 7075 aluminum alloy under creep forming[J]. Materials Science and Engineering A, 2012, 552(9): 172-178.

[9] ZHU A W, STARKE E A. Stress aging of Al-Cu alloys: Computer modeling[J]. Acta Materialia, 2001, 49(15): 3063-3069.

[10] HARGARTER H, LYTTLE M T, STARKE E A. Effects of preferentially aligned precipitates on plastic anisotropy in Al-Cu-Mg-Ag and Al-Cu alloys[J]. Materials Science and Engineering A, 1998, 257(1): 87-99.

[11] ETO T, SATO A, MORI T. Stress-oriented precipitation of G.P. zones and θ′ in an AlCu alloy[J]. Acta Metallurgica, 1978, 26(3): 499-508.

[12] 王宏偉, 易丹青, 蔡金伶, 王 斌. 應(yīng)力時效對2E12鋁合金的力學(xué)性能和微觀組織的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2011, 21(12): 3019-3025. WANG Hong-wei, YI Dan-qing, CAI Jin-ling, WANG Bin. Effect of stress aging on mechanical properties and microstructures of 2E12 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011, 21(12): 3019-3025.

[13] 曹素芳, 潘清林, 劉曉艷, 陸智倫, 何運(yùn)斌, 李文斌. 外加應(yīng)力對Al-Cu-Mg-Ag合金時效析出行為的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2010, 20(8): 1513-1519. CAO Su-fang, PAN Qing-lin, LIU Xiao-yan, LU Zhi-lun, HE Yun-bin, LI Wen-bin. Effect of external stress on aging precipitation behavior of Al-Cu-Mg-Ag alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(8): 1513-1519.

[14] 王 琪, 傅 上, 王 斌, 易丹青, 王宏偉, 周明哲. 應(yīng)力-電場耦合時效對2524鋁合金微觀組織的影響[J]. 中南大學(xué)學(xué)報學(xué)報(自然科學(xué)版), 2014, 45(5): 1428-1436. WANG Qi, FU Shang, WANG Bin, YI Dan-qing, WANG Hong-wei, ZHOU Ming-zhe. Effect of stress coupled with electric field on microstructure of 2524 aluminum alloy[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2014, 45(5): 1428-1436.

[15] XU Fu-Shun, ZHANG Jin, DENG Yun-lai, ZHANG Xin-ming. Precipitation orientation effect of 2124 aluminum alloy in creep aging[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(7): 2067-2071.

[16] GUO Xiao-bin, DENG Yun-lai, ZHANG Jin, ZHANG Xin-ming. The inhibiting effect of dislocation helices on the stress-induced orientation of S' precipitates in Al-Cu-Mg alloy[J]. Materials Characterization, 2015, 107(1): 197-201.

[17] 趙建華, 陳澤宇, 李思宇, 楊金龍, 鄧運(yùn)來. 初始狀態(tài)對2124鋁合金蠕變時效行為與力學(xué)性能的影響[J]. 材料工程, 2012, 43(10): 63-67. ZHAO Jian-hua, CHEN Ze-yu, LI Si-yu, YANG Jin-long, DENG Yun-lai. Effect of initial states on creep aging behaviors and mechanical properties of 2124 aluminum alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2012, 43(10): 63-67.

[18] 鄧運(yùn)來, 周 亮, 晉 坤, 張新明. 2124鋁合金蠕變時效的微結(jié)構(gòu)與性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2010, 20(11): 2106-2111. DENG Yun-lai, ZHOU Liang, JIN Kun, ZHANG Xin-ming. Microstructure and properties of creep aged 2124 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(11): 2106-2111.

[19] WANG S C, STARINK M J. Two types of S phase precipitates in Al-Cu-Mg alloys[J]. Acta Materialia, 2007, 55(3): 933-941.

[20] BADINI C, MARINO F, VERNE E. Calorimetric study onprecipitation path in 2024 alloy and its SiC composite[J]. Materials Science and Engineering A, 1995, 191(1): 185-191.

[21] MUTHU K S. Evaluation of precipitation reaction in 2024 Al-Cu alloy through ultrasonic parameters[J]. Materials Science and Engineering A, 2011, 528(12): 4152-4158.

[22] ESMAEILI S, LOYD D J, POOLE W J. Modeling of precipitation hardening for the naturally aged Al-Mg-Si-Cu alloy AA6111[J]. Acta Materialia, 2003, 51(12): 3467-3481.

[23] DA C T J, CRAM D G, BOURGEOIS L, BASTOW T J, HILL A J, HUTCHINSON C R. On the strengthening response of aluminum alloys containing shear-resistant plate-shaped precipitates[J]. Acta Materialia, 2008, 56(20): 6109-6122.

[24] 雷郴祁, 張 勁, 鄧運(yùn)來, 陳明安. Al-Cu-Mg合金的預(yù)變形、位錯密度與位錯強(qiáng)化的定量研究[J]. 材料科學(xué), 2015, 5(3): 126-133. LEI Chen-qi, ZHANG Jin, DENG Yun-lai, CHEN Ming-an. The quantitative research of deformation, dislocation density and dislocation dtrengthening in Al-Cu-Mg alloy[J]. Material Sciences, 2015, 5(3): 126-133.

Effect of pre-stretching on synchronization of shape and property in creep age forming of 2124 aluminum alloy

XU Fu-shun1,2, ZHANG Jin3,4, DENG Yun-lai1,4, ZHANG Xin-ming1,4
(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Yunnan Metallurgical Group Co., Ltd, Kunming 650502, China; 3. Light Alloy Research Institute, Central South University, Changsha 410083, China; 4. State Key Laboratory of High Performance and Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China)

Based on a four-point-bend forming tools, the effect of pre-stretching on the synchronization of springback and mechanical property in creep age forming of 2124 aluminum alloy was investigated by optical microscopy (OM), transmission electron microscopy (TEM), and tests of springback and mechanical property. The results show that choosing a proper pre-deformation can achieve coupling control of the forming target and the material property in creep age forming process. As the pre-stretching degree increasing, the springback decreases firstly, reaches the minimum value at the pre-stretching degree of 3%, and then rises again slowly. And the strength property curves of the 2124 aluminum alloy present a bimodal variation characteristic, the corresponding pre-stretching at the two peak points are 2% and 5%, respectively, and the minimum point exists at pre-streching of 3%. With comprehensive consideration of the mechanical property and the springback, the recommendatory pre-stretching range of the creep age forming of 2124 aluminum alloy sheets is 1.5%-2.5%.

creep age forming; aluminum alloy; pre-stretching; springback

DENG Yun-lai; Tel: +86-731-88876913; E-mail: luckdeng@csu.edu.cn

TG146.2

A

1004-0609(2017)-01-0001-07

Foundation item： Project(ZZYJKT2016-01) supported by the State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, China; Project(51375503) supported by the National Natural Science Foundation of China

(編輯 王 超)

高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實驗室自主課題(ZZYJKT2016-01)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51375503)

2016-02-24；

2016-06-08

鄧運(yùn)來，教授，博士；電話：0731-88876913；E-mail: luckdeng@csu.edu.cn

Received date： 2016-02-24; Accepted date： 2016-06-08