雙向預(yù)拉伸對(duì)新淬火態(tài)2024薄鋁板殘余應(yīng)力的影響

郭瑞超， 吳建軍， 張 深， 李 浩

(西北工業(yè)大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，西安710072)

隨著航空工業(yè)的發(fā)展，新一代飛機(jī)對(duì)輕量化和整體化提出了更高要求，越來(lái)越多的飛機(jī)零件尺寸變得越來(lái)越大，結(jié)構(gòu)也越來(lái)越復(fù)雜。同時(shí)為了滿足重量的要求，越來(lái)越多的金屬蜂窩結(jié)構(gòu)應(yīng)用在現(xiàn)有飛機(jī)的設(shè)計(jì)中。其中2024 鋁合金是Al-Cu-Mg 系高強(qiáng)硬鋁合金，具有良好的成形能力和機(jī)械加工性能，能夠獲得各種類型的制品，因而它是航空工業(yè)中使用最廣泛的鋁合金之一［1］，是制作飛機(jī)金屬蜂窩面板的首選材料。

硬鋁合金在成形和熱處理過(guò)程中，其內(nèi)部不可避免的產(chǎn)生殘余應(yīng)力。為了降低毛坯初始?xì)堄鄳?yīng)力引起的加工變形，必須設(shè)法抑制與消除鋁合金板材內(nèi)部的殘余應(yīng)力。預(yù)拉伸消除殘余應(yīng)力的方法是將淬火后的板材在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)，進(jìn)行一定量的拉伸塑性變形，通過(guò)彈性變形向塑性變形的過(guò)渡來(lái)消除殘余應(yīng)力。采用預(yù)拉伸法不但可以保持熱處理強(qiáng)化合金所具有的高強(qiáng)度性能，還能實(shí)現(xiàn)優(yōu)良的加工和機(jī)械性能［2，3］。因此，研究預(yù)拉伸消除殘余應(yīng)力有著重要意義。拉伸消除殘余應(yīng)力的方法相對(duì)簡(jiǎn)便，便于實(shí)用。但目前主要是針對(duì)塊體或厚板(15 ～20mm 以上)開(kāi)展相關(guān)研究，而對(duì)于本工作所涉及的薄板(厚度為0.3 ～0.5mm)并無(wú)相關(guān)研究工作。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)預(yù)拉伸消除淬火殘余應(yīng)力的研究主要集中在單向拉伸［4～10］，對(duì)雙向預(yù)拉伸消除淬火殘余應(yīng)力的研究相對(duì)較少。

本工作通過(guò)建立預(yù)拉伸的有限元模型，研究雙向預(yù)拉伸對(duì)新淬火態(tài)2024 薄鋁板殘余應(yīng)力的影響，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)結(jié)果規(guī)律進(jìn)行探討。

1 預(yù)拉伸模型的建立

1.1 預(yù)拉伸模型的選取

局部淺拉深成形中毛坯的塑性變形局限于一個(gè)固定的變形區(qū)范圍內(nèi)，試件不向變形區(qū)外轉(zhuǎn)移，也不從外部進(jìn)入變形區(qū);局部淺拉深成形時(shí)變形區(qū)材料由于受雙向拉應(yīng)力作用，不存在壓應(yīng)力，而且拉應(yīng)力沿厚度方向分布均勻，因此不易失穩(wěn)起皺［11］。

基于局部淺拉深成形的以上特點(diǎn)，本工作選取局部淺拉深成形實(shí)驗(yàn)開(kāi)展雙向預(yù)拉伸的研究工作。

1.2 預(yù)拉伸模型的有限元模擬

1.2.1 試件的淬火殘余應(yīng)力場(chǎng)模擬

選取160mm×106mm ×0.5mm 的2024 鋁合金矩形板，作為實(shí)驗(yàn)備用試件。鋁板泊松比0.3，密度為2.7 ×103kg/m3，其他力學(xué)和熱物性能隨溫度變化［12～14］見(jiàn)表1。預(yù)拉伸是將新淬火態(tài)試件，通過(guò)單向拉伸試驗(yàn)獲得新淬火態(tài)試件的力學(xué)性能參數(shù)的過(guò)程，新淬火態(tài)2024 鋁合金的力學(xué)性能見(jiàn)表2。

本工作選用矩形板，入水方向不同將產(chǎn)生不同的淬火殘余應(yīng)力分布。選取圖1 所示的入水方式。

表1 2024 鋁合金熱物性能和力學(xué)性能Table 1 Thermal physical and mechanical properties of aluminum alloy 2024

表2 新淬火態(tài)2024 鋁合金力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of new quenching aluminum alloy 2024

圖1 試件的入水方式Fig.1 Specimen water entry

基于ABAQUS 建立試件的淬火殘余應(yīng)力場(chǎng)，熱應(yīng)力分析采用順序耦合熱應(yīng)力分析模塊，假設(shè)試件在0.1s 內(nèi)垂直勻速浸入水中，試件在空氣中的換熱系數(shù)設(shè)為定值，試件在水中的換熱系數(shù)參照表3［15］。初始溫度設(shè)定為492℃，采用四面體10 節(jié)點(diǎn)二次(DC3D10)傳熱分析單元根據(jù)上述假設(shè)建立有限元模型。

施加換熱邊界條件，利用Standard 隱式求解算法，進(jìn)行傳熱分析，得到淬火溫度場(chǎng)基于所得溫度場(chǎng)，建立試件的應(yīng)力場(chǎng)模型，由于薄鋁板淬火過(guò)程，試件變形情況復(fù)雜，選取實(shí)體單元，采用四面體10節(jié)點(diǎn)二次減縮積分單元(C3D10M)以避免剪切閉鎖，約束頂端中心部位3個(gè)節(jié)點(diǎn)和對(duì)稱端1，2，3 方向的自由度，防止模擬過(guò)程中試件發(fā)生剛體位移，將前一步所得溫度場(chǎng)作為預(yù)定義場(chǎng)，選用ABAQUS/Standard 求解器，所得結(jié)果如圖2 所示。

表3 換熱系數(shù)Table 3 Coefficient of heat transfer

圖2 淬火后試件Fig.2 Specimen after quenching

1.2.2 試件預(yù)拉伸成形殘余應(yīng)力模擬

采用圓柱形凸模拉深方式獲得雙向預(yù)拉伸試件，成形模型的實(shí)際尺寸如圖3 所示。

圖3 模型的實(shí)際尺寸Fig.3 The model's actual size

試件的材料屬性由表2 獲得，選用ABAQUS/Explicit 求解器進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)成形，為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，將沖頭、凹模與壓邊圈均設(shè)為剛體，采用平滑分析步，壓邊圈在0.2s 內(nèi)下壓3mm 壓住試件，沖頭在0.3s內(nèi)下壓7mm，凹模、壓邊圈與試件間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.3，沖頭與試件摩擦系數(shù)設(shè)為0。試件單元與淬火殘余應(yīng)力場(chǎng)模擬單元保持一致為四面體10 節(jié)點(diǎn)二次減縮積分單元(C3D10M)，將試件淬火得到的殘余應(yīng)力張量各分量作為初始條件導(dǎo)入，成形完畢后用ABAQUS/Standard 求解器進(jìn)行卸載［16，17］，最終得到的試件預(yù)拉伸模型如圖4 所示。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 局部應(yīng)力云圖

利用ABAQUS 后處理功能，只顯示圖5 矩形部分。分別輸出淬火后與拉伸后試件沿橫向與縱向的應(yīng)力云圖，如圖6 所示。

圖4 成形后試件Fig.4 Specimen after forming

圖5 局部區(qū)域Fig.5 Local area

圖6a，b 分別為淬火后沿縱向與橫向的局部應(yīng) 力云圖，圖6c，d 分別為預(yù)拉伸后沿縱向與橫向的局部應(yīng)力云圖。比較圖6a 與圖6c，圖6b 與圖6d，可以看出，預(yù)拉伸后試件沿縱向與橫向的殘余應(yīng)力較淬火后試件都明顯減小。

從圖6c 與圖6d 中可以看出，縱向的殘余應(yīng)力在62 ～－55MPa 之間，小于試件沿橫向的殘余應(yīng)力范圍75 ～－65MPa。實(shí)際實(shí)驗(yàn)中選取的試件為矩形試件，壓邊圈只壓住了試件沿縱向的兩邊，導(dǎo)致成形過(guò)程中沿橫向的內(nèi)應(yīng)力小于沿縱向的內(nèi)應(yīng)力，因此在雙向拉伸消除淬火殘余應(yīng)力方面，成形后沿縱向的殘余應(yīng)力要小于成形后沿橫向的殘余應(yīng)力，這就解釋了圖6 中試件沿橫向的殘余應(yīng)力小于試件沿橫向的殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。

試件沿橫向和縱向殘余應(yīng)力的分布規(guī)律是中間部分以拉應(yīng)力為主，邊緣區(qū)域以壓應(yīng)力為主。

2.2 應(yīng)力應(yīng)變分析

選取矩形區(qū)域中外頂壓面上的全部節(jié)點(diǎn)，分別輸出淬火后與成形后試件的應(yīng)力張量分量S11，S22，S12，成形后試件的應(yīng)變張量分量L11，L22，L12，根據(jù)公式［18］:

計(jì)算節(jié)點(diǎn)處的最大主應(yīng)力、主應(yīng)變與最小主應(yīng)力，式中σx，σy，τxy，εx，εy，γxy分別對(duì)應(yīng)ABAQUS 輸出的S11，S22，S12，L11，L22，L12。

取計(jì)算后所有節(jié)點(diǎn)處的主應(yīng)力、應(yīng)變絕對(duì)值，對(duì)于任一節(jié)點(diǎn)，將淬火后絕對(duì)值較大的一個(gè)主應(yīng)力用σQmax表示，將預(yù)拉伸成形后絕對(duì)值較大的一個(gè)主應(yīng)力用σFmax表示，較小的一個(gè)主應(yīng)力用σFmin表示，絕對(duì)值較大的一個(gè)主應(yīng)變用ε1表示，較小的一個(gè)主應(yīng)變用ε2表示，并且用α 表示比值同理，用β 表示比值

定義應(yīng)力消減率，其公式為:

SPSS 統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，消減率在60%以上的節(jié)點(diǎn)，其σFmax在20MPa 以下，取σFmax小于20MPa 的點(diǎn)位進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，做出主應(yīng)變頻率分布直方圖，如圖7 所示。

圖7 主應(yīng)變頻率分布Fig.7 The principal strain frequency distribution

從圖7 可以看出，主應(yīng)變頻率分布呈正態(tài)分布，σFmax小于20MPa 的點(diǎn)位在主應(yīng)變?yōu)?.0%處頻率最高。

在σFmax小于20MPa 的點(diǎn)位中選取主應(yīng)變?cè)?% ±3%的點(diǎn)位，對(duì)應(yīng)力比值α 進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，如圖8 所示。

圖8 主應(yīng)變?cè)?% ±3%范圍內(nèi)α 值分布Fig.8 α distribution as the 2% ±3% range of the principal strain

從圖8 中可以看出，應(yīng)力比α 頻率分布近似呈正態(tài)分布，在0.45 左右頻率最高。

考慮材料厚向異性的Mises 屈服準(zhǔn)則可表達(dá)為:

根據(jù)上述Mises 屈服函數(shù)，以及塑性位勢(shì)理論可求出應(yīng)變強(qiáng)度函數(shù)εi=φ(ε1，ε2)。顯然，應(yīng)變強(qiáng)度函數(shù)和Mises 屈服函數(shù)(即應(yīng)力強(qiáng)度函數(shù))的圖形都是兩個(gè)長(zhǎng)、短軸相互垂直的橢圓做出應(yīng)力強(qiáng)度橢圓，如圖9 所示。

圖9 面內(nèi)同性材料應(yīng)力、應(yīng)變強(qiáng)度橢圓Fig.9 Stress and strain intensity elliptic of in-plane isotropy (a)stress intensity elliptic;(b)strain intensity elliptic

圖9 中，A，B，C，D，A'，B'和C'為試件成形時(shí)應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)的特殊點(diǎn)。當(dāng)ω= ±θ 或ω=π±θ 時(shí)，β=0 為平面應(yīng)變狀態(tài)［19］。硬鋁合金厚向異性指數(shù)r=1，即當(dāng)ω= ±θ 或ω=π±θ 時(shí)，α=0.5，β=0 為平面應(yīng)變狀態(tài)，此時(shí)試件成形狀態(tài)接近B 點(diǎn)。

綜合SPSS 統(tǒng)計(jì)分析及對(duì)Mises 函數(shù)的參數(shù)表達(dá)，可以認(rèn)為:對(duì)新淬火態(tài)2024 薄鋁板進(jìn)行雙向預(yù)拉伸，主拉伸量在2.0%，應(yīng)力比為0.45 時(shí)對(duì)淬火后殘余應(yīng)力的消減最好，試件近似處于平面應(yīng)變狀態(tài)。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 平面應(yīng)變實(shí)驗(yàn)

根據(jù)電阻爐爐內(nèi)容積和淬火水槽容積，以及拉伸機(jī)夾頭夾持寬度，選取252mm ×50mm ×0.5mm的2024 合金板料，試件尺寸如圖10 所示。兩端分別保留30mm 用于夾頭夾持，預(yù)拉伸過(guò)程中認(rèn)為不變形，中間部分192mm 作為標(biāo)距，用于測(cè)量預(yù)拉伸量。

淬火過(guò)程按YS/T 591—2006 規(guī)定執(zhí)行。加熱至爐溫492℃，保溫30min，由于板厚0. 5mm，所以最長(zhǎng)淬火轉(zhuǎn)移時(shí)間為5s，在淬火液中浸沒(méi)至沸騰停止后2min 以上。經(jīng)淬火后板料表面出現(xiàn)翹曲和鼓包等變形，由于試件淬火后翹曲嚴(yán)重，使用重物壓住試件兩端，使用高度尺測(cè)量翹曲鼓包高度(如圖11 所示)，其測(cè)量精度達(dá)到0.02mm，并標(biāo)出鼓包位置。

圖10 試件尺寸Fig.10 Specimen size

圖11 高度尺測(cè)量鼓包高度Fig.11 Bulge height measured by height caliper

測(cè)量完畢后使用10 噸拉力機(jī)進(jìn)行平面應(yīng)變實(shí)驗(yàn)，主預(yù)拉伸量從1.0% ～3.0%。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表4所示［20］。

表4 主預(yù)拉伸量數(shù)值表Table 4 Principal pre-stretching quantity value table

從表4 可以看出，2.0%的主預(yù)拉伸量效果最佳。

3.2 雙向預(yù)拉伸有限元模擬的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證用ABAQUS 進(jìn)行淬火分析的可靠性，在淬火后的試件上隨機(jī)選取兩個(gè)點(diǎn)位，其位置如圖12 所示，用X 射線衍射儀LXRD 測(cè)量其在縱向與橫向上的殘余應(yīng)力，列于表5。

圖12 淬火殘余應(yīng)力測(cè)量點(diǎn)位置示意圖Fig.12 Schematic measurement points position of quenching residual stresses

表5 淬火殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Table 5 Experimental and simulated values of pre-stretching residual stresses

由表5 可以看出，仿真模擬的淬火殘余應(yīng)力與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，淬火分析準(zhǔn)確可靠。

ARAMIS 光學(xué)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)能夠動(dòng)態(tài)測(cè)量各種材料的變形和應(yīng)變，從而獲得全場(chǎng)的應(yīng)變分布［21］。將淬火完畢的試件擦拭干凈，用白漆噴好后再用黑色啞光漆噴射。噴漆之前，確保表面光潔無(wú)油脂。待油漆干燥后迅速放入冰柜中冷藏，以最大可能保持新淬火態(tài)特性。噴漆后試件如圖13 左側(cè)部分。

圖13 噴漆后試件(左側(cè)部分)Fig.13 Specimen after spray paint(left hand side)

ARAMIS 測(cè)量?jī)x準(zhǔn)備完畢后，開(kāi)始計(jì)算，同時(shí)升起脹形機(jī)的液壓缸，當(dāng)試件到達(dá)所需要的高度時(shí)，停止頂壓。測(cè)量完畢后，選擇輸出模式為主應(yīng)變，最終得到預(yù)拉伸后試件局部區(qū)域的主應(yīng)變?cè)茍D，用ARAMIS 跟蹤點(diǎn)位，最終得到預(yù)拉伸后所選點(diǎn)位的主應(yīng)變圖，如圖14 所示。

圖14 主應(yīng)變?cè)茍DFig.14 Principal strain nephogram

在仿真確定的符合拉伸量及應(yīng)力比的所有節(jié)點(diǎn)中選取3個(gè)點(diǎn)位，測(cè)量其主應(yīng)變及沿橫向與縱向的殘余應(yīng)力，標(biāo)號(hào)1，2，3，如圖15 所示。

圖15 測(cè)量的點(diǎn)位Fig.15 Measurement points

用ARAMIS 跟蹤點(diǎn)位，最終得到預(yù)拉伸后所選點(diǎn)位的主應(yīng)變圖，如圖16 所示。

圖16 ARAMIS 跟蹤點(diǎn)位的主應(yīng)變Fig.16 ARAMIS tracking points of the principal strain

與所得模擬值比對(duì)，實(shí)驗(yàn)與模擬值相差10%，考慮到頂壓試件與ARAMIS 跟蹤不能保持完全同步，實(shí)驗(yàn)結(jié)果在可接受的范圍內(nèi)。

用X 射線衍射儀分別測(cè)量3個(gè)點(diǎn)位沿橫向與縱向的殘余應(yīng)力，如表6 所示。

表6 預(yù)拉伸殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Table 6 Experimental and simulated values of pre-stretching residual stresses

由于預(yù)拉伸過(guò)程中通常有織構(gòu)產(chǎn)生，而利用X射線衍射儀測(cè)試應(yīng)力時(shí)，雖通過(guò)調(diào)整測(cè)試參數(shù)來(lái)降低織構(gòu)對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)的影響，但所用X 射線衍射儀測(cè)試能力不能全部消除織構(gòu)帶來(lái)的測(cè)試誤差，從而造成表6 中部分實(shí)驗(yàn)值與模擬值偏差較大。表6 中的數(shù)據(jù)雖然不夠理想，但仍能看出雙向預(yù)拉伸有消減淬火殘余應(yīng)力的作用，基本表明預(yù)拉伸有限元模擬是有效的。

4 結(jié)論

(1)利用局部淺拉深成形實(shí)驗(yàn)?zāi)M雙向預(yù)拉伸，具有可行性，能夠達(dá)到一次實(shí)驗(yàn)多次拉伸的效果，節(jié)省了時(shí)間與材料。

(2)預(yù)拉伸處理后，板內(nèi)部殘余應(yīng)力得到大幅消減，可見(jiàn)預(yù)拉伸工藝是消除鋁板內(nèi)部殘余應(yīng)力的一種有效手段。

(3)對(duì)新淬火態(tài)試件進(jìn)行雙向預(yù)拉伸，能夠減小殘余應(yīng)力，在主拉伸量為2.0%，應(yīng)力比為0.45左右時(shí)對(duì)淬火后殘余應(yīng)力的消減最好，且此成形狀態(tài)接近平面應(yīng)變狀態(tài)。

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