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(1.湖南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410082；2.中國二重萬航模鍛有限責(zé)任公司，德陽 618013)

0 引 言

隨著我國對軍用飛機和民航大飛機研發(fā)的不斷進行，高強高韌大型鋁合金鍛件的需求量日益增多[1]。此類鋁合金鍛件的力學(xué)性能通常需要通過固溶熱處理來提高[2]，但固溶熱處理會使鍛件產(chǎn)生較大的淬火殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力的存在會導(dǎo)致鍛件在后續(xù)的機械加工過程中出現(xiàn)形狀變化、尺寸不穩(wěn)定等問題[3]，這是一道世界性難題[4]，各國每年均花費大量的資金用于研究如何避免由殘余應(yīng)力引起的工件變形。

目前，國內(nèi)外學(xué)者在冷壓法消減鋁合金淬火殘余應(yīng)力這一領(lǐng)域進行了大量研究。冷壓法通過壓縮工件使其局部產(chǎn)生小的塑性變形，產(chǎn)生一定的壓縮或拉伸殘余應(yīng)力，該殘余應(yīng)力與淬火殘余應(yīng)力疊加，從而達到消減殘余應(yīng)力的目的[5-7]。然而，目前的研究對象大多為投影面積較小的試樣，且主要采用整體冷壓的方式。對于投影面積較大的試樣，整體冷壓所需載荷會超過設(shè)備的工作載荷，因此為降低冷壓時模鍛壓機的工作載荷，作者采用分段冷壓法對投影面積較大的7050鋁合金鍛件中的殘余應(yīng)力進行消減，借助有限元數(shù)值模擬方法研究了分段冷壓前后鍛件殘余應(yīng)力的大小和分布規(guī)律，并通過盲孔法對殘余應(yīng)力的消減效果進行評估，為航空模鍛件的生產(chǎn)和殘余應(yīng)力的消減提供參考。

1 試驗方法

1.1 分段冷壓試驗

試驗材料為7050鋁合金鍛件，由萬航模鍛有限責(zé)任公司提供，外形尺寸約為3 200 mm×1 500 mm×400 mm。將該鍛件加熱到477 ℃，保溫10 h，然后浸入水槽中進行淬火，水溫40 ℃，淬火時間 30 min。鍛件的投影面積較大，約為4.8 m2，采用8MN型模鍛液壓機對淬火后鍛件進行分段冷壓。冷壓模具壓頭上下對稱分布，壓頭長1 700 mm、寬850 mm，分段冷壓工序如圖1所示。分段冷壓的壓縮率3.5%，壓制速度0.2 mm·s-1，冷壓搭接量400 mm。

圖1 分段冷壓工序示意Fig.1 Diagram of segmented cold-pressing process

圖2 殘余應(yīng)力測試點的分布Fig.2 Distribution of the residual stress test points

1.2 殘余應(yīng)力測試

按照GB/T 3395-1992和ASTM E837-81，采用RSD1型殘余應(yīng)力打孔裝置和SRSS3-1型應(yīng)力在線檢測儀，通過盲孔法測分段冷壓前后鍛件的殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力測試點的分布如圖2所示，其中A1，A2，M1，M2測試點位于鍛件表面分段冷壓非搭接區(qū)域，A3，M3測試點位于鍛件表面分段冷壓搭接區(qū)域。根據(jù)盲孔法的測試要求，冷壓前僅測A1，A3，M1，M3測試點的殘余應(yīng)力。為保證測試結(jié)果的準確性，對每個測試點測3次并取平均值。

2 淬火-分段冷壓過程的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型及材料參數(shù)

利用Deform軟件對鍛件固溶過程中的溫度場和應(yīng)力場進行熱力耦合數(shù)值模擬[8]。圖3為鍛件的有限元模型，其尺寸與實際鍛件尺寸一致，采用八節(jié)點六面體單元對模型進行網(wǎng)格劃分，并對分段冷壓搭接區(qū)域進行細化。按照實際工況對淬火過程進行模擬，淬火后7050鋁合金的力學(xué)性能、相關(guān)熱物理參數(shù)參考文獻[9]。表1為7050鋁合金鍛件在淬火過程中與40 ℃水間的對流換熱系數(shù)。將淬火的模擬結(jié)果作為分段冷壓模擬的初始條件，分段冷壓模擬中冷壓模具與鍛件間的摩擦因數(shù)取0.3，其他工藝參數(shù)與實際工況一致。

圖3 7050鋁合金鍛件的有限元模型Fig.3 Finite element model of 7050 aluminum alloy forging

表1 7050鋁合金鍛件在淬火過程中與40 ℃水間的對流換熱系數(shù)Tab.1 Convective heat transfer coefficients between 7050aluminum alloy forging and water at 40 ℃ during quenching

2.2 模擬結(jié)果及分析

由圖4可以看出：淬火后，鍛件殘余應(yīng)力的分布規(guī)律為外壓內(nèi)拉；鍛件沿長度方向的殘余應(yīng)力σx為-418～324 MPa，沿寬度方向的殘余應(yīng)力σy為-409～341 MPa。在淬火后期，鍛件的溫度降低，不再發(fā)生塑性變形，主要發(fā)生熱彈性變形。這是因為相對于鍛件心部，鍛件表面先冷卻至室溫，在鍛件整體幾何尺寸的約束下，熱彈性應(yīng)力不斷增加，當(dāng)熱彈性應(yīng)力不足以使鍛件屈服時，該彈性應(yīng)力即為保留在鍛件內(nèi)部的殘余應(yīng)力。當(dāng)鍛件心部繼續(xù)冷卻至室溫，由于鍛件整體幾何尺寸不變，因此鍛件心部因持續(xù)收縮而呈拉應(yīng)力狀態(tài)，鍛件表面為抑制這種收縮而呈壓應(yīng)力狀態(tài)[10]。

圖4 分段冷壓前7050鋁合金鍛件的模擬取樣位置和殘余應(yīng)力分布模擬結(jié)果Fig.4 Simulation sampling position (a) and simulation results of residual stress distribution (b-c) of 7050 aluminum alloy forging before segmented cold-pressing

由圖5可知：分段冷壓后，鍛件殘余應(yīng)力σx的分布發(fā)生了變化，表面的σx由淬火后的壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力，而心部的σx由淬火后的拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，σx為-119～120 MPa；鍛件殘余應(yīng)力σy的分布較復(fù)雜，由表面到心部呈拉、壓應(yīng)力交替分布，鍛件冷壓搭接區(qū)域表面為拉應(yīng)力，心部為壓應(yīng)力，而非搭接區(qū)域表面為壓應(yīng)力，心部為拉應(yīng)力，σy為-129～150 MPa。

圖5 分段冷壓后7050鋁合金鍛件殘余應(yīng)力分布模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of residual stress distribution of 7050 aluminum alloy forging after segmented cold-pressing

上述結(jié)果表明，分段冷壓后鍛件的殘余應(yīng)力得到有效消減，但冷壓搭接區(qū)域的σx,σy比其他部位的大，且表面均為拉應(yīng)力，心部均為壓應(yīng)力，這是由分段冷壓時的不均勻變形造成的。由圖6可知：分段冷壓后鍛件的應(yīng)變分布不均勻，且在分段冷壓搭接區(qū)域，鍛件表面與心部的應(yīng)變不均勻程度更大(心部應(yīng)變?yōu)?.007，表面應(yīng)變?yōu)?.226)，導(dǎo)致該區(qū)域在分段冷壓后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力遠大于非搭接區(qū)域的。因此，分段冷壓搭接區(qū)域的殘余應(yīng)力消減效果較非搭接區(qū)域的差。

圖6 分段冷壓后7050鋁合金鍛件的應(yīng)變分布Fig.6 Strain distribution of 7050 aluminum alloy forging after segmented cold-pressing

圖7為分段冷壓前7050鋁合金鍛件中間截面上路徑AB和CD的殘余應(yīng)力模擬結(jié)果，圖中σyx，σyy，σyz分別為沿試樣長度方向(x)的切應(yīng)力、寬度方向(y)的正應(yīng)力和厚度方向(z)的切應(yīng)力。由圖7可以看出：分段冷壓前，路徑AB上σyx分布呈外壓內(nèi)拉，應(yīng)力為-361.3～322.3 MPa，σyy均為拉應(yīng)力，應(yīng)力為15.7～267.1 MPa，表層σyz較大而心部趨近于零，應(yīng)力為-315.5～106.6 MPa；路徑CD上σyx和σyy分布均呈外壓內(nèi)拉，σyx為-346.6～313.3 MPa，σyy為-366.1～257.6 MPa，σyz基本為零。由此可知，鍛件沿長度和寬度方向的淬火殘余應(yīng)力較沿厚度方向的大，這主要是由鍛件的幾何尺寸決定的。在淬火溫度、冷卻速率一定時，截面尺寸越大，鍛件在該尺寸方向上的溫度梯度也越大，由溫度梯度引起的淬火殘余應(yīng)力也就越大。

由圖8可以看出：分段冷壓后， 路徑AB上σyx為-110.6～-13.5 MPa，σyy為14.5～60.6 MPa，σyz為-87.4～1.4 MPa；路徑CD上σyx為-86.2～68.3 MPa，σyy為-118.1～85.4 MPa，σyz為-5.2～38.5 MPa。

由圖7和圖8的對比分析可知：鍛件經(jīng)分段冷壓后，除路徑CD上σyz略有增加外，其余各方向的殘余應(yīng)力均大幅減小。

圖7 分段冷壓前7050鋁合金鍛件中間截面路徑AB和CD的殘余應(yīng)力模擬結(jié)果Fig.7 Simulation results of residual stress of path AB and CD in center section of 7050 aluminum alloy forging before segmented cold-pressing: (a) path AB and CD in center section；(b) residual stress along path AB and (c) residual stress along path CD

圖8 分段冷壓后7050鋁合金鍛件中間截面路徑AB和CD殘余應(yīng)力模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results of residual stress of path AB and CD in center section of 7050 aluminum alloy forging after segmented cold-pressing： (a) residual stress along path AB and (b) residual stress along path CD

3 殘余應(yīng)力測試結(jié)果分析

由表2和表3可知，分段冷壓前鍛件不同測試點沿試樣長度和寬度方向的切應(yīng)力σzx、σzy的模擬值均比測試值小，偏差為20～50 MPa，分段冷壓后鍛件不同測試點殘余應(yīng)力模擬值與測試值的偏差小于20 MPa。分段冷壓前鍛件的殘余應(yīng)力模擬值和測試值的偏差較分段冷壓后的大，這是由盲孔法的局限性造成的。盲孔法是一種基于彈性應(yīng)變理論的殘余應(yīng)力測試技術(shù)，在低應(yīng)力狀態(tài)下，可通過直接測得應(yīng)變的變化量求得殘余應(yīng)力。鍛件的淬火殘余應(yīng)力接近材料的屈服極限，在盲孔法測殘余應(yīng)力的過程中可能引起鉆孔周圍材料的塑性變形，應(yīng)變與殘余應(yīng)力之間的關(guān)系將不再是簡單的線性關(guān)系，從而導(dǎo)致淬火殘余應(yīng)力測試值誤差比低應(yīng)力狀態(tài)殘余應(yīng)力測試值的誤差稍大[11]。

表2 7050鋁合金鍛件殘余應(yīng)力σzx的測試值與模擬值的對比Tab.2 Comparison between test values and simulation values of the residual stress σzx of 7050 aluminum alloy forging MPa

表3 7050鋁合金鍛件殘余應(yīng)力σzy測試值與模擬值的對比Tab.3 Comparison of test values and simulation values of the residual stress σzy of 7050 aluminum alloy forging MPa

同時，由表2和表3還可以得出：分段冷壓使7050大型鋁合金鍛件的殘余應(yīng)力得到大幅度消減，實測消減幅度達到70.3%～97.4%，殘余應(yīng)力均小于130 MPa；非搭接區(qū)域A1、M1測試點處的淬火殘余應(yīng)力的消減效果比搭接區(qū)域A3、M3測試點處的好，這與數(shù)值模擬結(jié)果一致。由此可見，殘余應(yīng)力消減的數(shù)值模擬對于實際生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義。

4 結(jié) 論

(1) 模擬得到淬火后7050大型鋁合金鍛件的殘余應(yīng)力分布為外壓內(nèi)拉，沿長度方向的殘余應(yīng)力為-418～324 MPa，沿寬度方向的殘余應(yīng)力為-409～341 MPa；分段冷壓后沿長度方向的殘余應(yīng)力為-119～120 MPa，沿寬度方向的殘余應(yīng)力為-129～150 MPa，且搭接區(qū)域的殘余應(yīng)力比非搭接區(qū)域的大。

(2) 分段冷壓使7050大型鋁合金鍛件的殘余應(yīng)力得到大幅度消減，實測得到的消減幅度達到70.3%～97.4%，殘余應(yīng)力均小于130 MPa；非搭接區(qū)域淬火殘余應(yīng)力的消減效果比搭接區(qū)域的好，這與數(shù)值模擬結(jié)果一致。

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