大型構(gòu)件蠕變時(shí)效成形技術(shù)研究*

湛利華 ,楊有良

（1.中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083；2.中南大學(xué)高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083）

湛利華 教授，博士生導(dǎo)師，英國(guó)帝國(guó)理工大學(xué)博士后，教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才，湖南省青年骨干教師，中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院副院長(zhǎng)、高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室副主任。從事高性能材料與構(gòu)件形性一體化制造技術(shù)與裝備研究。在輕質(zhì)高強(qiáng)大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)高性能精確成形制造等領(lǐng)域承擔(dān)國(guó)家973課題、民機(jī)專項(xiàng)課題、國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目等國(guó)家及省部級(jí)科技項(xiàng)目10余項(xiàng)。

隨著航空航天事業(yè)的快速發(fā)展，具有結(jié)構(gòu)完整度高、強(qiáng)度高以及密封性能好等諸多優(yōu)點(diǎn)的大型整體壁板構(gòu)件越來(lái)越多在民用大飛機(jī)、軍用飛機(jī)及新一代運(yùn)載火箭的重要結(jié)構(gòu)中使用。先進(jìn)大飛機(jī)的整體壁板構(gòu)件具有復(fù)雜的雙曲率外形和內(nèi)部結(jié)構(gòu)，如整體加強(qiáng)筋、凸臺(tái)等，是構(gòu)成飛機(jī)氣動(dòng)外形的重要組成部分，同時(shí)也是機(jī)翼、機(jī)身等的主要承力構(gòu)件[1-2]。在宇航類產(chǎn)品中，貯箱是運(yùn)載火箭的主要結(jié)構(gòu)，體積占火箭的絕大部分，長(zhǎng)度約占火箭全長(zhǎng)的2/3，主要由多塊整體帶筋壁板構(gòu)件焊接而成。貯箱壁板本身也具有復(fù)雜的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，在火箭飛行過(guò)程中，不但要承受來(lái)自內(nèi)部和外界的壓力，而且還要起傳遞力矩的作用[3-4]。因此在大型整體壁板構(gòu)件的制造過(guò)程中，對(duì)外形精度以及性能具有極高的要求。精確制造大型整體壁板構(gòu)件是我國(guó)航空航天事業(yè)發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù)之一。

蠕變時(shí)效成形技術(shù)（Creep Age Forming，CAF）是為實(shí)現(xiàn)大型整體壁板構(gòu)件高性能與精確成形協(xié)同制造而發(fā)展起來(lái)的一種新型鈑金成形方法，具有成形精度高、成本低等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)外已經(jīng)應(yīng)用到航空航天產(chǎn)品中（如空客A380的上機(jī)翼蒙皮[5]）。在國(guó)內(nèi)由于研究起步較晚，整體處于研究初級(jí)階段，并沒(méi)有實(shí)現(xiàn)工程化應(yīng)用。針對(duì)我國(guó)目前研發(fā)的大飛機(jī)和新一代運(yùn)載火箭項(xiàng)目，蠕變時(shí)效成形技術(shù)具有廣泛的應(yīng)用價(jià)值。

大型整體壁板構(gòu)件特點(diǎn)

大型整體壁板構(gòu)件是由蒙皮和各種加強(qiáng)筋組成的一體化板狀結(jié)構(gòu)。通常整體帶筋壁板板坯由厚板數(shù)控銑削加工而成，有些情況下也可以通過(guò)筋條與蒙皮焊接而成。傳統(tǒng)的組合式壁板則由蒙皮和縱向、橫向等加強(qiáng)零件通過(guò)鉚接、點(diǎn)焊或膠結(jié)等連接技術(shù)裝配而成。圖1為組合式壁板和整體壁板示意圖。與傳統(tǒng)組合壁板相比，整體壁板具有諸多優(yōu)點(diǎn)[1-2]：

（1）整體壁板在外形幾何設(shè)計(jì)方面較為靈活，可以考慮飛機(jī)氣動(dòng)性等其他要求而設(shè)計(jì)非常復(fù)雜的空間曲面，不會(huì)受常規(guī)組合壁板各個(gè)零部件之間的影響；

（2）整體壁板內(nèi)部結(jié)構(gòu)形狀和分布不受限制，可以是矩形、等邊三角形、T形等各種加強(qiáng)筋；

（3）整體壁板蒙皮和加強(qiáng)筋之間數(shù)控銑削時(shí)采用圓角過(guò)渡，能大大減少應(yīng)力集中現(xiàn)象；

（4） 整體壁板蒙皮厚度理論上沒(méi)有限制，按照實(shí)際需求，可以實(shí)現(xiàn)變厚度設(shè)計(jì)；

（5）整體壁板蒙皮與筋條之間無(wú)縫隙，不會(huì)出現(xiàn)漏油現(xiàn)象。

整體壁板構(gòu)件除了具有上述結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面的優(yōu)勢(shì)外，還具有降低整機(jī)質(zhì)量，減少裝配勞動(dòng)量，縮短裝配周期和減小人力成本的作用。在2000年，美國(guó)國(guó)家航空航天局啟動(dòng)了整體機(jī)身結(jié)構(gòu)研究計(jì)劃（IAS），項(xiàng)目組針對(duì)波音747機(jī)身壁板比較了整體壁板與傳統(tǒng)鉚接壁板兩種制造方式，在滿足各向性能的條件下，整體壁板表現(xiàn)出了優(yōu)異的性能，如表1所示[6]。

圖1 組合壁板與整體壁板示意圖Fig.1 Schematic diagram of built-up panel and integral panel

表1 組合壁板與整體壁板對(duì)比

圖2 蠕變時(shí)效成形工藝過(guò)程Fig.2 Creep age forming process

蠕變時(shí)效成形原理與工程應(yīng)用

蠕變時(shí)效成形技術(shù)是利用金屬的蠕變/應(yīng)力松弛以及時(shí)效強(qiáng)化特性，使構(gòu)件在同一個(gè)時(shí)空環(huán)境下（溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)）實(shí)現(xiàn)形性協(xié)同制造，其過(guò)程可以概念性地劃分為3個(gè)階段[7]，如圖2所示。

（1）加載階段。構(gòu)件放置在模具上，然后利用機(jī)械加載或者真空加載的方法使構(gòu)件與模具型面完全貼合。

（2）蠕變時(shí)效階段。構(gòu)件貼合模具表面后，整體放入熱壓罐或者加熱爐中，開(kāi)始對(duì)容器內(nèi)進(jìn)行升溫升壓直到預(yù)定值，然后保溫時(shí)效時(shí)間；這個(gè)階段構(gòu)件發(fā)生蠕變和應(yīng)力松弛，彈性變形部分地轉(zhuǎn)換為永久的蠕變變形；同時(shí)材料組織發(fā)生變化，提高材料性能。

（3）卸載階段。結(jié)束保溫并卸除載荷，構(gòu)件發(fā)生自由回彈，獲得所需的外形。

圖3 蠕變時(shí)效成形過(guò)程中應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curve in CAF process

構(gòu)件在蠕變時(shí)效過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變曲線變化如圖3所示。在加載階段構(gòu)件彈性變形量逐漸增加，進(jìn)入保溫蠕變時(shí)效后，部分彈性應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)槿渥儜?yīng)變；另外由于彈性變形量的降低引起應(yīng)力降低，發(fā)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象。卸載后構(gòu)件發(fā)生回彈，由于永久性的蠕變應(yīng)變，構(gòu)件會(huì)保持一定的外形。

與傳統(tǒng)壁板類構(gòu)件的金屬加工過(guò)程（如噴丸、滾彎成形等）相比，蠕變時(shí)效成形技術(shù)具有以下優(yōu)點(diǎn)[8-11]：

（1）構(gòu)件的成形應(yīng)力低于屈服強(qiáng)度，降低了產(chǎn)生加工裂紋的可能性；

（2）構(gòu)件內(nèi)部殘余應(yīng)力大部分被釋放，尺寸穩(wěn)定性好，具有較高的可重復(fù)性；

（3）時(shí)效強(qiáng)化和蠕變變形同步進(jìn)行，構(gòu)件完成成形的同時(shí)，也完成了對(duì)構(gòu)件的人工時(shí)效強(qiáng)化。

因蠕變時(shí)效成形技術(shù)的上述優(yōu)勢(shì)，許多發(fā)達(dá)國(guó)家在20世紀(jì)50年代就開(kāi)展了對(duì)該技術(shù)的相關(guān)研究。至今，波音、空客、Textron等幾家大型飛機(jī)制造企業(yè)已經(jīng)利用該項(xiàng)技術(shù)生產(chǎn)了飛機(jī)機(jī)翼蒙皮和壁板等構(gòu)件。例如，由美國(guó)Textron公司生產(chǎn)的B-1B轟炸機(jī)的上機(jī)翼壁板，其尺寸為2.74m×15.25m，厚度差異范圍為2.54～63.5mm，而且壁板的最大貼合度誤差不超過(guò)0.25mm[12]；歐洲空客公司實(shí)現(xiàn)了應(yīng)用蠕變時(shí)效成形技術(shù)流水線生產(chǎn)A380機(jī)翼蒙皮，外形為33m×2.8m的變厚度雙曲率形貌，并且成形構(gòu)件的裝配誤差小于1mm[5]。在航天領(lǐng)域，美國(guó)土星5、大力神4以及歐洲航天局阿里安5運(yùn)載火箭部分貯箱壁板和瓜瓣成形采用了蠕變時(shí)效成形技術(shù)[1,13-14]，國(guó)際空間站密封艙整體壁板結(jié)構(gòu)也采用了蠕變時(shí)效成形技術(shù)[15]。

蠕變時(shí)效成形技術(shù)研究進(jìn)展

1 蠕變時(shí)效材料本構(gòu)建模技術(shù)

蠕變時(shí)效成形是一個(gè)同時(shí)發(fā)生蠕變變形和時(shí)效熱處理強(qiáng)化的過(guò)程，因此，如何準(zhǔn)確表征材料在成形和成性過(guò)程中的變形行為和力學(xué)性能變化是該技術(shù)得到廣泛應(yīng)用面臨的首要挑戰(zhàn)。而基于材料試驗(yàn)和成形機(jī)理的蠕變時(shí)效本構(gòu)建模技術(shù)是解決這一挑戰(zhàn)最為有效的方法。

早期建模焦點(diǎn)主要集中在簡(jiǎn)單的蠕變/應(yīng)力松弛本構(gòu)模型的研究。1991年，Sallah等[7]使用含有Maxwell和Walker/Wilson應(yīng)力松弛模型的非彈性本構(gòu)方程對(duì)構(gòu)件熱壓罐時(shí)效成形進(jìn)行了應(yīng)力松弛模擬，仿真預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值數(shù)據(jù)具有較好的吻合。2005年，Idem等[16]基于Maxwell模型有限元模擬了大型整體壁板的成形，該過(guò)程考慮了不同溫度和初始應(yīng)變速率下材料的流變特征，能夠同時(shí)模擬材料的熱粘塑行為和應(yīng)力松弛效應(yīng)。

隨著連續(xù)介質(zhì)力學(xué)的發(fā)展，研究人員提出將與時(shí)間無(wú)關(guān)的塑性應(yīng)變和與時(shí)間相關(guān)的蠕變應(yīng)變統(tǒng)一為總的非彈性應(yīng)變,并采用內(nèi)變量理論建立了統(tǒng)一的蠕變損傷本構(gòu)模型。1994年,Kowalewski等[17]首次提出了蠕變統(tǒng)一本構(gòu)模型,模型采用3個(gè)材料內(nèi)狀態(tài)變量和雙曲正弦函數(shù),描述了蠕變時(shí)效初期至斷裂整個(gè)過(guò)程中的應(yīng)變強(qiáng)化、應(yīng)力松弛、空穴形核與長(zhǎng)大等蠕變行為。2007年，Huang等[18]注意到常規(guī)材料蠕變一般只有第一、二階段，因此忽略Kowalewski模型中描述的第三階段部分，使模型應(yīng)用更加簡(jiǎn)化方便。

以上兩種形式的材料本構(gòu)方程只是研究了蠕變時(shí)效成形過(guò)程中傳統(tǒng)高溫條件下的應(yīng)力松弛或者蠕變行為，并沒(méi)有考慮各種強(qiáng)化機(jī)制對(duì)變形的影響。隨著材料微觀組織演化模擬理論的發(fā)展和各種測(cè)試技術(shù)的相繼出現(xiàn)，研究人員開(kāi)始從宏觀和微觀相結(jié)合的角度研究蠕變時(shí)效成形過(guò)程蠕變變形和時(shí)效強(qiáng)化的相互作用。2004年，Ho等[19]提出了蠕變時(shí)效統(tǒng)一本構(gòu)模型,他們的模型首次增加了對(duì)沉淀相長(zhǎng)大的描述,將屈服強(qiáng)度，與析出相的長(zhǎng)大聯(lián)系起來(lái)，初步建立了材料的宏微觀耦合關(guān)系。2010年，Li等[20]在考慮了析出相尺寸形貌（盤(pán)狀）和體積分?jǐn)?shù)的影響上建立了適合于盤(pán)狀析出相的蠕變時(shí)效本構(gòu)模型?？紤]到多級(jí)時(shí)效熱處理制度，再結(jié)合析出長(zhǎng)大動(dòng)力學(xué)，2013年Zhang等[21]建立了適合不同溫度下棒狀或圓盤(pán)狀析出相的合金蠕變時(shí)效統(tǒng)一本構(gòu)模型。

近年來(lái)，作者針對(duì)析出相為圓形粒子狀的7xxx鋁合金和盤(pán)狀的2xxx鋁合金進(jìn)行了系統(tǒng)的蠕變時(shí)效宏微觀本構(gòu)建模研究[22-23]?；阡X合金時(shí)效強(qiáng)化理論以及析出相演變規(guī)律，建立了材料在蠕變時(shí)效過(guò)程中的強(qiáng)化演變模型和微觀狀態(tài)變量演變模型；并考慮了位錯(cuò)密度對(duì)材料性能強(qiáng)化以及蠕變速率的影響；結(jié)合前面兩點(diǎn),最終建立了微觀狀態(tài)變量-屈服強(qiáng)度-蠕變速率3者強(qiáng)交互耦合的蠕變時(shí)效宏微觀統(tǒng)一本構(gòu)模型，并且模型在7055鋁合金和2124鋁合金上得到了驗(yàn)證，模型預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值具有較好的吻合性。

2 模具型面回彈補(bǔ)償技術(shù)

構(gòu)件在經(jīng)過(guò)蠕變時(shí)效成形后，不可避免地會(huì)發(fā)生回彈，這是因?yàn)闈M足力學(xué)性能要求的峰值時(shí)效時(shí)間是有限的，彈性應(yīng)變不能完全地轉(zhuǎn)換為永久的蠕變應(yīng)變。因此要制造滿足外形要求的構(gòu)件，必須設(shè)計(jì)引入回彈補(bǔ)償?shù)哪＞咝兔妗?/p>

目前，板材成形回彈補(bǔ)償算法主要有回彈向前法（K&B）[24-25]、響應(yīng)面法（RSM）[26-27]以及偏差調(diào)節(jié)法（DA）[28-29]?；貜椣蚯胺ㄊ峭ㄟ^(guò)有限元軟件計(jì)算加載狀態(tài)零件的分布面力，再以彈性加載方式以同等面力反向作用至理論零件上，求出此回彈量，由回彈量計(jì)算新的模具型面，但該方法是一種開(kāi)環(huán)修正算法，收斂性差且收斂速度慢。響應(yīng)面法則是通過(guò)成形后板料殘余應(yīng)力中的純彎矩分量調(diào)整模具型面，具有收斂速度快的優(yōu)點(diǎn)，然而該算法只適用于具體的有限元求解器，不具有通用性。偏差調(diào)節(jié)法通過(guò)將板材回彈前后各節(jié)點(diǎn)偏差按回彈相反方向施加給模具型面進(jìn)行補(bǔ)償，有收斂速度快、易于實(shí)現(xiàn)的優(yōu)點(diǎn)，但缺乏嚴(yán)格的理論依據(jù)。

針對(duì)蠕變時(shí)效成形技術(shù)，研究人員主要是基于DA法進(jìn)行各種修訂后對(duì)模具型面進(jìn)行補(bǔ)償。黃霖等[30]根據(jù)DA法結(jié)合有限元結(jié)果提出了一種適合蠕變時(shí)效成形的模具型面修正算法，并應(yīng)用到圓柱面、球面以及馬鞍形面構(gòu)件的成形補(bǔ)償中。通過(guò)4次迭代補(bǔ)償，圓柱面和球面構(gòu)件的誤差減小到0.4mm內(nèi)；通過(guò)5次迭代，馬鞍形構(gòu)件除4個(gè)角部外，其余部位型面誤差小于0.5mm。針對(duì)DA算法中補(bǔ)償系數(shù)不易事先確定，甘忠等[31]提出了一種基于拋物線的迭代補(bǔ)償算法，在“雙十字”件中，理論型面與補(bǔ)償后的型面最大偏差為0.286mm，該方法適用于帶筋壁板蠕變時(shí)效成形模具型面補(bǔ)償。而針對(duì)構(gòu)件各個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的回彈率并不一致的現(xiàn)象，許曉龍等[32]基于DA算法提出了一種加權(quán)補(bǔ)償系數(shù)算法，算法如圖4所示。補(bǔ)償系數(shù)k是每次仿真后各個(gè)節(jié)點(diǎn)的回彈率，因此該算法具有動(dòng)態(tài)的自我學(xué)習(xí)功能，能夠有效避免其他算法在模面補(bǔ)償過(guò)程中出現(xiàn)的偏差隨補(bǔ)償次數(shù)上下波動(dòng)的現(xiàn)象。

圖4 加權(quán)回彈補(bǔ)償算法Fig.4 Weighted springback compensation algorithm

圖5 點(diǎn)陣式模具Fig.5 Lattice nailed die-set

3 蠕變時(shí)效成形模具設(shè)計(jì)技術(shù)

（1）機(jī)械加載模具工裝。

在蠕變時(shí)效成形技術(shù)開(kāi)發(fā)的早期階段，構(gòu)件通常是通過(guò)機(jī)械加載的方式固定到模具型面上的。機(jī)械加載模具工裝可分為點(diǎn)陣式和凹凸式兩種。點(diǎn)陣式模具[33]由頂板、底板、緊固螺栓與調(diào)節(jié)螺栓組成，如圖5所示。點(diǎn)陣式模具在底板上按照一定的空間距離布置調(diào)節(jié)螺栓，通過(guò)控制調(diào)節(jié)螺栓的高度來(lái)實(shí)現(xiàn)構(gòu)件的成形曲面，并通過(guò)兩端的緊固螺栓完成擠壓變形。這種模具便于操作，可以實(shí)現(xiàn)不同曲率的成形模面，但由于螺栓與構(gòu)件接觸面積小，導(dǎo)致接觸應(yīng)力很大，構(gòu)件表面容易出現(xiàn)瑕疵；另一方面，由于要自動(dòng)控制調(diào)節(jié)螺栓需要增加額外設(shè)備，導(dǎo)致成本增加。圖6為凹凸式模具[33]，構(gòu)件通過(guò)凹模與凸模的相互擠壓實(shí)現(xiàn)構(gòu)件的彎曲，構(gòu)件與模具型面之間是完全接觸的，因此成形后構(gòu)件表面質(zhì)量較好。但由于是固定型面，因此不易于修模；而且整體模具較重，升溫慢，造價(jià)高。

（2）真空加載模具工裝。

20世紀(jì)80年代，美國(guó)Textron公司研發(fā)了熱壓罐時(shí)效成形工藝，創(chuàng)新性地使用真空加載方式。真空加載模具只有下模，因此成本更低。目前主要分為焊接卡板式和可調(diào)節(jié)卡板式模具[9]，見(jiàn)圖7和8。焊接式卡板模具中墊板通過(guò)滾彎成形至接近目標(biāo)曲面，然后焊接在卡板上，而卡板則與底板焊接在一起。由于焊接式卡板模具是固定的，因此不易于后期的修模?？烧{(diào)節(jié)卡板模具中，卡板并不是固定在基座上的，而是通過(guò)定位塊來(lái)實(shí)現(xiàn)卡板的位置變化，因此該模具是型面曲率可調(diào)節(jié)的，方便后期的修模。

蠕變時(shí)效成形技術(shù)面臨挑戰(zhàn)

隨著大型整體壁板構(gòu)件結(jié)構(gòu)越來(lái)越復(fù)雜，對(duì)其形、性制造要求不斷提高，近年來(lái)蠕變時(shí)效成形技術(shù)得到了快速的發(fā)展。將該技術(shù)應(yīng)用于大型復(fù)雜構(gòu)件時(shí)，除了上述3個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題，還面臨以下3個(gè)方面的挑戰(zhàn)。

1 材料本構(gòu)向構(gòu)件本構(gòu)發(fā)展

目前的蠕變時(shí)效本構(gòu)模型是基于材料尺度（試樣）建立的，并沒(méi)有考慮實(shí)際構(gòu)件在成形過(guò)程的內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)、升溫時(shí)間和蠕變與應(yīng)力松弛的異同等因素，未來(lái)蠕變時(shí)效本構(gòu)模型將由材料本構(gòu)向構(gòu)件本構(gòu)發(fā)展。

圖6 凹凸式模具Fig.6 Concave-convex die-set

圖7 焊接式卡板模Fig.7 Welded rib-boards forming tool

圖8 調(diào)節(jié)式卡板模具Fig.8 Adjustable rib-boards forming tool

蠕變時(shí)效本構(gòu)模型的材料參數(shù)基本是基于單軸拉伸蠕變時(shí)效試驗(yàn)擬合得到的，然后再把本構(gòu)模型編譯成子程序嵌入到有限元中對(duì)構(gòu)件進(jìn)行回彈和性能預(yù)測(cè)。而實(shí)際構(gòu)件在初期加載完全接觸模具表面后，構(gòu)件內(nèi)應(yīng)力沿著厚度方向呈現(xiàn)從最大壓應(yīng)力逐漸過(guò)渡到最大拉應(yīng)力的分布特征，如圖9所示。因此簡(jiǎn)單使用單向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立的本構(gòu)模型進(jìn)行構(gòu)件蠕變時(shí)效形、性演變預(yù)測(cè)與實(shí)際存在偏差。作者在此前的工作中，開(kāi)展了一系列拉、壓應(yīng)力兩種狀態(tài)下的蠕變時(shí)效行為差異研究。研究表明，2219鋁合金在拉應(yīng)力下的蠕變變形量大于壓應(yīng)力，而且隨著溫度和應(yīng)力的增加，兩者之間的差距越來(lái)越大；在165℃～175℃的溫度范圍內(nèi)，拉、壓應(yīng)力的平均表觀應(yīng)力指數(shù)分別為1.50和2.51，拉應(yīng)力的蠕變機(jī)制主要是擴(kuò)散蠕變和晶界滑移蠕變機(jī)制，而壓應(yīng)力是以位錯(cuò)滑移蠕變機(jī)制為主。相同制度下兩種應(yīng)力狀態(tài)的蠕變變形量不同可能是由不同的蠕變機(jī)制引起的[34]。同時(shí)對(duì)蠕變時(shí)效成形后的板材受拉應(yīng)力側(cè)和受壓應(yīng)力側(cè)進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，發(fā)現(xiàn)壓應(yīng)力側(cè)的性能高于拉應(yīng)力側(cè)，表明應(yīng)力狀態(tài)對(duì)力學(xué)性能是有影響的[35]。作者進(jìn)一步研究了應(yīng)力狀態(tài)對(duì)構(gòu)件回彈的影響，通過(guò)有限元仿真發(fā)現(xiàn)單獨(dú)引入拉應(yīng)力蠕變時(shí)效建立的本構(gòu)模型預(yù)測(cè)構(gòu)件的回彈為61.12%，而引入同時(shí)考慮拉、壓應(yīng)力本構(gòu)模型預(yù)測(cè)構(gòu)件的回彈為65.93%，更加接近構(gòu)件實(shí)際回彈值68.2%[36]。另外，Li等[37]也發(fā)現(xiàn)2050鋁合金在相同時(shí)效制度下拉應(yīng)力蠕變變形量也大于壓應(yīng)力。

在大型構(gòu)件蠕變時(shí)效成形過(guò)程中，由于金屬模具熱慣性大，升溫速率慢，往往構(gòu)件升溫到目標(biāo)溫度要3～4h，因此需要考慮升溫時(shí)間對(duì)構(gòu)件蠕變變形和力學(xué)性能的影響。作者通過(guò)使用標(biāo)準(zhǔn)蠕變?cè)嚇幽M2219鋁合金網(wǎng)格加筋構(gòu)件在實(shí)際升溫過(guò)程中的升溫速率，發(fā)現(xiàn)升溫階段的蠕變量占總?cè)渥兞康?1.56%～29.28%，而升溫速率對(duì)該合金性能影響不明顯。

構(gòu)件在蠕變時(shí)效成形的加載階段往往會(huì)與模具表面貼合，而在后續(xù)的恒溫時(shí)效階段始終保持這種貼模狀態(tài)，即發(fā)生恒應(yīng)變應(yīng)力松弛現(xiàn)象。近年來(lái)，不少學(xué)者開(kāi)始將研究的關(guān)注點(diǎn)聚焦于恒應(yīng)力蠕變時(shí)效與恒應(yīng)變應(yīng)力松弛時(shí)效材料形變與相變行為的異同。黃曉婧等[38]認(rèn)為蠕變時(shí)效與應(yīng)力松弛時(shí)效在成形工藝上存在內(nèi)在聯(lián)系，兩者的物理機(jī)理都可以用蠕變位錯(cuò)來(lái)解釋，并且應(yīng)力松弛曲線可由蠕變曲線轉(zhuǎn)換獲得。Sha等[39]通過(guò)SiC基纖維材料的彎曲應(yīng)力松弛試驗(yàn)來(lái)預(yù)測(cè)其拉伸蠕變行為，發(fā)現(xiàn)兩者有很好的關(guān)聯(lián)性。以上研究說(shuō)明，蠕變時(shí)效與應(yīng)力松弛時(shí)效在形變表征上存在相互轉(zhuǎn)換關(guān)系。張姣等[40]則進(jìn)一步對(duì)比了材料分別經(jīng)過(guò)蠕變時(shí)效和應(yīng)力松弛時(shí)效后的性能，發(fā)現(xiàn)利用蠕變時(shí)效性能模型來(lái)預(yù)測(cè)應(yīng)力松弛時(shí)效性能存在一定差異。因此基于蠕變時(shí)效的基礎(chǔ)試驗(yàn)來(lái)指導(dǎo)構(gòu)件的應(yīng)力松弛成形試驗(yàn)是存在一定差異的。

2 蠕變成形向塑變與蠕變復(fù)合成形發(fā)展

以往蠕變時(shí)效成形研究對(duì)象通常是薄壁平板件，構(gòu)件在初始加載階段處于彈性變形，其成形主要是恒溫時(shí)效階段部分彈性變形向蠕變形變轉(zhuǎn)變而成的。為了進(jìn)一步擴(kuò)展該技術(shù)的應(yīng)用領(lǐng)域，近幾年則越來(lái)越多地研究復(fù)雜加筋構(gòu)件在蠕變時(shí)效成形中的各種成形特征，由傳統(tǒng)的彈性加載蠕變時(shí)效向彈塑性加載蠕變時(shí)效發(fā)展。

圖9 蠕變時(shí)效成形過(guò)程中構(gòu)件應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of plate in CAF process

呂鳳工等[41]研究了在彈性加載范圍內(nèi)7B04-T651鋁合金構(gòu)件結(jié)構(gòu)特征對(duì)回彈率的影響，結(jié)果表明：蒙皮越厚、筋條越高，則回彈率越低；彎曲半徑越大、筋條越寬，則回彈率越高。彎曲半徑和筋條高度是影響回彈率的主要因素。高應(yīng)力區(qū)域在蠕變時(shí)效成形過(guò)程中積累大量的蠕變應(yīng)變，控制著構(gòu)件的回彈率，對(duì)最終零件外形起著決定性作用。劉大海等[42]針對(duì)2A12鋁合金典型筋板試驗(yàn)件，探索了其攪拌摩擦焊工藝，并對(duì)焊后筋板件的時(shí)效成形進(jìn)行了評(píng)價(jià)。結(jié)果表明，采用單獨(dú)的T 型攪拌摩擦焊工藝即可實(shí)現(xiàn)該類筋板件的焊接成形，且調(diào)整焊接工藝參數(shù)，可獲得良好的焊接性能。焊后筋板件具有較好的蠕變時(shí)效成形效果，零件成形質(zhì)量隨時(shí)效時(shí)間和時(shí)效溫度的增大而提高。Lam等[43]有限元模擬了壁板筋條結(jié)構(gòu)以及材料初始狀態(tài)對(duì)回彈的影響，發(fā)現(xiàn)蠕變主要發(fā)生在筋條結(jié)構(gòu)上并且峰時(shí)效板材比自然時(shí)效板材的回彈量大6.3%。隨后他們?cè)跇?gòu)件蠕變時(shí)效成形有限元中考慮了機(jī)械加工引起的殘余應(yīng)力對(duì)回彈的影響，發(fā)現(xiàn)殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)件回彈的影響程度與構(gòu)件初始加載產(chǎn)生的應(yīng)力水平有關(guān)[44]。作者采用有限元仿真分析了加筋結(jié)構(gòu)在壁板蠕變時(shí)效過(guò)程中的形變行為。結(jié)果表明，單純靜力加載后加筋板的回彈量為16.14%，而經(jīng)過(guò)蠕變時(shí)效后加筋板的回彈量降低為10.34%，筋條對(duì)構(gòu)件蒙皮的回彈起到一定的抑制作用；蠕變時(shí)效后構(gòu)件的成形是塑變和蠕變共同作用的結(jié)果[45]。

3 簡(jiǎn)單熱力能場(chǎng)向多級(jí)復(fù)合能場(chǎng)時(shí)效成形發(fā)展

蠕變時(shí)效成形的應(yīng)用對(duì)象一般是航空航天用大型整體壁板，這類壁板往往有復(fù)雜的加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)且沿厚度方向應(yīng)力梯度大等特點(diǎn)；另外，熱壓罐與模具組成的制造環(huán)境熱/力分布不均勻，造成壁板溫度場(chǎng)時(shí)空分布的不均勻。以上因素使得成形后的壁板很難達(dá)到形/性協(xié)同，因此施加外在復(fù)合能場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)壁板構(gòu)件的形性協(xié)同制造具有重要意義。目前施加到蠕變時(shí)效成形中的復(fù)合能場(chǎng)主要有預(yù)變形處理、電脈沖作用、多級(jí)時(shí)效以及振動(dòng)效應(yīng)等。

周亮等[46]對(duì)固溶淬火態(tài)2124鋁合金進(jìn)行預(yù)處理，然后蠕變時(shí)效，發(fā)現(xiàn)預(yù)處理會(huì)明顯地改變?nèi)渥儠r(shí)效過(guò)程中的第二相的種類、形貌和數(shù)量。趙建華等[47]的研究結(jié)果表明，固溶淬火態(tài)板材的蠕變機(jī)制從位錯(cuò)增殖逐漸變?yōu)槲诲e(cuò)增殖-消毀平衡；而經(jīng)固溶淬火再預(yù)變形處理板材的蠕變機(jī)制是預(yù)變形引入的位錯(cuò)消毀。作者研究了預(yù)變形對(duì)2219鋁合金構(gòu)件蠕變時(shí)效成形的影響，發(fā)現(xiàn)預(yù)變形能夠促進(jìn)構(gòu)件蠕變變形，使構(gòu)件回彈量更小，成形效率更高，當(dāng)模具半徑為1160mm時(shí)，相同蠕變時(shí)效制度下，有預(yù)變形構(gòu)件的曲率半徑為1370.1mm，回彈量為15.3%；而無(wú)預(yù)變形構(gòu)件則分別為1635.6mm和29.1%。相對(duì)于無(wú)預(yù)變形構(gòu)件，有預(yù)變形構(gòu)件性能更高也更均勻[48]。另外，作者把電脈沖引入到2219鋁合金的蠕變/應(yīng)力松弛時(shí)效成形過(guò)程，發(fā)現(xiàn)構(gòu)件內(nèi)部的應(yīng)力梯度降低，避免了因應(yīng)力水平差異帶來(lái)的形變與相變的不均勻；同時(shí)成形、成性能量勢(shì)壘的差異也降低了，擴(kuò)大蠕變時(shí)效形性協(xié)同窗口[49]。Jeshvaghania等[50]采用多級(jí)時(shí)效制度（150℃/24 h+190℃/40min+120℃/24h）蠕變時(shí)效成形7075鋁合金，發(fā)現(xiàn)相對(duì)單級(jí)時(shí)效制度（150℃/24h），多級(jí)時(shí)效制度蠕變時(shí)效成形后構(gòu)件回彈更低，而且耐剝落腐蝕和抗拉強(qiáng)度的綜合性能更好。由于振動(dòng)具有細(xì)化晶粒的作用，王宇等[51]采用自制單曲率蠕變成形模具和振動(dòng)試驗(yàn)平臺(tái)，在淬火態(tài)7055鋁合金板材蠕變時(shí)效成形過(guò)程中引入振動(dòng)作用，研究了成形曲率、溫度與振動(dòng)方式對(duì)試樣回彈量、力學(xué)性能和微觀組織的影響。結(jié)果表明：在一定時(shí)間范圍內(nèi)，振動(dòng)蠕變成形加速應(yīng)力松弛，降低回彈量；促進(jìn)鋁合金的強(qiáng)化相析出且分布更加彌散；提高強(qiáng)度；在(120℃/24h)的試驗(yàn)條件下，引入振動(dòng)使峰值時(shí)效試樣的強(qiáng)度提高7%，回彈量降低12.3%。

結(jié)束語(yǔ)

蠕變時(shí)效成形技術(shù)是適合制備大型整體壁板構(gòu)件的先進(jìn)鈑金成形方法。今后，蠕變時(shí)效成形技術(shù)研究在繼續(xù)關(guān)注材料本構(gòu)建模，模具型面回彈補(bǔ)償和模具工裝設(shè)計(jì)這3個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題的同時(shí)，更要注重構(gòu)件尺度大型化、結(jié)構(gòu)復(fù)雜化、形/性制造精準(zhǔn)化等對(duì)該技術(shù)帶來(lái)的新挑戰(zhàn)——塑變與蠕變共存條件下的構(gòu)件本構(gòu)建模與多級(jí)復(fù)合能場(chǎng)應(yīng)力松弛時(shí)效形、性協(xié)同調(diào)控。

[1]曾元松，黃霞.大型整體壁板成形技術(shù)[J].航空學(xué)報(bào),2008,29(3): 721-727.

ZENG Yuansong,HUANG Xia.Forming technologies of large integral panel[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2008,29(3):721-727.

[2]王秀鳳,郭曉麗，陳光南，等.整體壁板成形評(píng)述[J].現(xiàn)代制造與裝備,2008(3):1-4.

WANG Xiufeng,GUO Xiaoli,CHEN Guangnan,et al.Remark of integral panel forming[J].Modern Manufacturing Technology and Equipment,2008(3): 1-4.

[3]周廣文.推進(jìn)劑貯箱優(yōu)化設(shè)計(jì)的思考[J].導(dǎo)彈與航天運(yùn)載技術(shù)，2011(3): 26-28.

ZHOU Guangwen.Optimal structure design for launch vehicle tank[J].Missiles and Space Vehicles,2011(3): 26-28.

[4]夏德順.重復(fù)使用運(yùn)載器貯箱的研制現(xiàn)狀[J].導(dǎo)彈與航天運(yùn)載技術(shù)，2001(2): 12-18.

XIA Deshun.Development of the tank for reusable launch vehicle[J].Missiles and Space Vehicles,2001(2): 12-18.

[5]WATCHAM K.Airbus A380 takes creep age-forming to new heights[J].Materials World,2004,12(2): 10-11.

[6]MUNROE J,WILKINS K,GRUBER M.Integral airframe structures (IAS)—validated feasibility study of integrally stiffened metallic fuselage panels for reducing manufacturing costs[R].Washington: Boeing Commercial Airplane Group,2000.

[7]SALLAH M,PEDDIESON Jr J,FOROUDASTANT S.A mathematical model of autoclave age forming[J].Journal of Materials Processing Technology,1991,28(1): 211-219.

[8]曾元松，黃遐，黃碩.蠕變時(shí)效成形技術(shù)研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J].塑性工程學(xué)報(bào)，2008(3): 1-8.

ZENG Yuansong,HUANG Xia,HUANG Shuo.The research situation and the developing tendency of creep age forming technology[J].Journal of Plasticity Engineering,2008(3): 1-8.

[9]ZHAN L H,LIN J,DEAN T A.A review of the development of creep age forming:experimentation,modeling and applications[J].International Journal of Machine Tools &Manufacture,2011,51(1): 1-17.

[10]《航空制造工程手冊(cè)》總編委會(huì).航空制造工程手冊(cè)：殼體框架工藝[M].北京: 航空工業(yè)出版社,1992.

Aeronautical Manufacturing Technology Manual Chief Editorial Committee.Aeronautical manufacturing technology manual: frame shell process[M].Beijing: Aviation Industry Press,1992.

[11]韓志仁,戴良景,張凌云.飛機(jī)大型蒙皮和壁板制造技術(shù)現(xiàn)狀綜述[J].航空制造技術(shù),2009(4): 64-66.

HAN Zhiren,DAI Liangjing,ZHANG Lingyun.Current status of large aircraft skin and panel manufacturing technologies[J].Aeronautical Manufacturing Technology,2009(4): 64-66.

[12]HAMBRICK D M.Age forming technology expanded in an autoclave[C].SAE,1985.

[13]劉欣，王國(guó)慶，李曙光，等.重型運(yùn)載火箭關(guān)鍵制造技術(shù)發(fā)展展望[J].航天制造技術(shù)，2013(1):1-6.

LIU Xin,WANG Guoqing,LI Shuguang,et al.Forecasts on crucial manufacturing technology development of heavy lift launch vehicle[J].Aerospace Manufacturing Technology,2013(1):1-6.

[14]孫博.儲(chǔ)箱壁板網(wǎng)格加工專用銑床的研制[D].大連：大連理工大學(xué)，2010.

SUN Bo.Research on special milling machine forgrid machining of tank panel[D].Dalian: Dalian University of Technology,2010.

[15]于登云，賴松柏，陳同祥.大型空間站整體壁板結(jié)構(gòu)技術(shù)進(jìn)展[J].中國(guó)空間技術(shù)，2011(5)：31-40.

YU Dengyun,LAI Songbai,CHEN Tongxiang.Review on integral stiffened shell structure technology of large space station[J].Chinese Space Science and Technology,2011(5)：31-40.

[16]IDEM K,PEDDIESON J.Simulation of the age forming process[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering,2005,127(1): 165-172.

[17]KOWALEWSKI Z L,HAYHURST D R,DYSON B F.Mechanisms-based creep constitutive equations for an aluminium alloy[J].The Journal of Strain Analysis for Engineering Design,1994,29(4): 309-316.

[18]HUANG L,WAN M,CHI C L,et al.FEM analysis of spring-backs in age forming of aluminum alloy plates[J].Chinese Journal of Aeronautics.2007,20(6): 564-569.

[19]HO K C,LIN J,DEAN T A.Constitutive modelling of primary creep for age forming an aluminium alloy[J].Journal of Materials Processing Technology,2004,153-154:122-127.

[20]LI C,WAN M,WU X D,et al.Constitutive equations in creep of 7B04 aluminum alloys[J].Materials Science and Engineering: A,2010,527(16-17): 3623-3629.

[21]ZHANG J,DENG Y,ZHANG X.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): 8-15.

[22]ZHAN L H,LIN J,HUANG M H.Experimental studies and constitutive modeling of the hardening of aluminum alloy 7055 under creep age forming conditions[J].International Journal of Mechanical Sciences,2011,53(8):595-605.

[23]YANG Y L,ZHAN L H,XU Xiaolong.Constitutive modeling for Al-Cu-Mg alloy in creep aging process[J].Strength of Materials,2016,48(1): 23-31.

[24]KARAFILLIS A P,BOYCE M C.Tooling design in sheet metal forming using springback calculations[J].International Journal of Mechanical Sciences,1992 ,34(2):113-131.

[25]KARAFILLIS A P,BOYCE M C.Tooling design accommodatingspringback errors[J].Journal of Materials Processing Technology,1992,32(1/2):499-508.

[26]NACEUR H,GUO YQ,BEN-ELECHI S.Responsesurface methodology for design of sheet forming parameters to control springback effects[J].Computers & Structures,2006,84(26):1651-1663.

[27]NACEUR H,BEN-ELECHI S,BATOZ J L,et al.Response surface methodology for the rapid design of aluminum sheet metal forming parameters[J].Materials & Design,2008,29(4): 781-790.

[28]GAN W,WAGONER R H.Die design method for sheet springback[J].International Journal of Mechanical Sciences,2004,46(7):1097-1113.

[29]GAN W,WAGONERR H,MAO K,et al.Practical methods for the design of sheet formed components[J].Journal of Engineering Materials and Technology,2004,126(4): 360-367.

[30]黃霖,萬(wàn)敏.鋁合金厚板時(shí)效成形回彈補(bǔ)償算法[J].航空學(xué)報(bào),2008,129(5):1406-1410.

HUANG Lin,WAN Min.Compensation algorithm for springback in age forming for aluminum alloy thick plate[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2008,129(5):1406-1410.

[31]甘忠，錢(qián)志偉，馮爽，等.基于拋物線法的迭代補(bǔ)償算法[J].塑性工程學(xué)報(bào)，2014,21(6):62-70.

GAN Zhong,QIAN Zhiwei,FENG Shuang,et al.Parabola based iterative compensation algorithm for age forming of integral panel of aluminum alloy[J].Journal of Plasticity Engineering,2014,21(6):62-70.

[32]許曉龍.蠕變時(shí)效統(tǒng)一本構(gòu)建模與成形模面回彈補(bǔ)償[D].長(zhǎng)沙：中南大學(xué),2014.

XU Xiaolong.Unified constitutive modelling on creep aging and springback modification of forming tool surface[D].Changsha: Central South University,2014.

[33]洪江波.LY12CZ 鋁合金材料的時(shí)效成形理論與試驗(yàn)研究[D].西安：西北工業(yè)大學(xué),2005.

HONG Jiangbo.Theoretical and experimental research on age forming of LY12CZ aluminum alloy material[D].Xi’an: Northwestern Polytechnical University,2005.

[34]尹旭妮.2219鋁合金蠕變時(shí)效行為研究及本構(gòu)建模[D].長(zhǎng)沙：中南大學(xué),2015.

YIN Xuni.Research on creep aging behavior and constitutive modeling of 2219 aluminum alloy[D].Changsha: Central South University,2015.

[35]ZHAN L H,TAN S G,YANG Y L,et al.A research on the creep age forming of 2524 aluminum alloy:springback,mechanical properties,and microstructures[J/OL].Advances in Mechanical Engineering,2014[2016-04-26].http://dx.doi.org/10.1155/2014/707628.

[36]YANG Y L,ZHAN L H,LI J.Constitutive modeling and springback simulation for 2524 aluminum alloy in creep age forming [J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China.2015,25(9): 3048-3055.

[37]LI Y,SHI Z,LIN J,et al.Experimental investigation of tension and compression creep-ageing behaviour of AA2050 with different initial tempers[J].Materials Science and Engineering: A,2016,657:299-308.

[38]黃曉婧，王俊彪，張賢杰.鋁合金時(shí)效蠕變與時(shí)效應(yīng)力松弛關(guān)系研究[J].航空制造技術(shù),2011(11): 99-101.

HUANG Xiaojing， WANG Junbiao,ZHANG Xianjie.Research on relationship between aging creep and stress relaxation Alalloy[J].Aeronautical Manufacturing Technology,2011(11): 99-101.

[39]SHA J,PARK J,HINOKI J S.Bend stress relaxation of advanced SiC-based fibers and its prediction to tensile creep[J].Mechanics of Materials,2007,39(2): 175-182.

[40]張姣.2219鋁合金電脈沖輔助蠕變/應(yīng)力松弛時(shí)效行為及建模研究[D].長(zhǎng)沙：中南大學(xué),2015.

ZHANG Jiao.Study on the creep/stress relaxation aging behavior and modelling under the effect of electrical pulses of 2219 aluminum alloy[D].Changsha: Central South University,2015.

[41]呂鳳工，黃霞，曾元松.7B04 鋁合金帶筋構(gòu)件的蠕變時(shí)效變形行為研究[J].鍛壓技術(shù)，2015,40(3): 99-104.

Lü Fenggong,HUANG Xia,ZENG Yuansong.Research on deformation behavior of creep age forming for 7B04 aluminum alloy stiffened components[J].Forging and Stamping Technology,2015,40(3): 99-104.

[42]劉大海,黎俊初,熊洪淼,等.2A12 鋁合金筋板件攪拌摩擦焊工藝及焊后時(shí)效成形[J].材料熱處理學(xué)報(bào),2013,34(2):126-132.

LIU Dahai,LI Junchu,XIONG Hongmiao,et al.Friction stir welding of 2A12 aluminum ribweb parts andcreep age forming after welding[J].Transactions of Materials and Heat Treatment,2013,34(2):126-132.

[43]LAM A C L,SHI Z S,YANG H L,et al.Creep-age forming AA2219 plates with different stiffener designs and pre-form age conditions: Experimental and finite element studies[J].Journal of Materials Processing Technology,2015,219: 155-163.

[44]LAM A C L,SHI Z S,LIN J G,et al.Influences of residual stresses and initial distortion on springback prediction of 7B04-T651 aluminium plates in creep-age forming[J].International Journal of Mechanical Sciences,2015,103: 115-126.

[45]湛利華,許曉龍,賈樹(shù)峰,等.7055鋁合金加筋板蠕變時(shí)效成形有限元仿真[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2013(8): 2104-2109.

ZHAN Lihua,XU Xiaolong,JIA Shufeng,et al.Finite element simulation for creep age forming of 7055 aluminum alloy stiffened panel[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals,2013(8): 2104-2109.

[46]周亮,鄧運(yùn)來(lái),晉坤,等.預(yù)處理對(duì)2124 鋁合金板材蠕變時(shí)效微結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能的影響[J].材料工程,2010(2): 81-85.

ZHOU Liang,DENG Yunlai,JIN Kun，et al.Effect of pre-treatment on microstructures and mechanical properties of 2124 Al alloy creep aging sheet[J].Journal of Materials Engineering,2010(2): 81-85.

[47]趙建華,陳澤宇,李思宇,等.初始狀態(tài)對(duì)2124鋁合金蠕變時(shí)效行為與力學(xué)性能的影響[J].材料工程，2012(10): 63-67.

ZHAO Jianhua,CHEN Zeyu,LI Siyu,et al.Effect of initial states on creep age behaviors and mechanical properties of 2124 aluminum alloy [J].Journal of Materials Engineering,2012(10): 63-67.

[48]YANG Y L,ZHAN L H,MA Q Q,et al.Effect of pre-deformation on creep age forming of AA2219 plate: Springback,microstructures and mechanical properties[J].Journal of Materials Processing Technology,2016,229: 697-702.

[49]ZHAN L H,MA Z Y,ZHANG J,et al.Stress relaxation ageing behavior and constitutive modelling of a 2219 aluminium alloy under the effect of an electric pulse[J].Journal of Alloys and Compounds,2016,679:316-323.

[50]JESHVAGHANIA R A,ZOHDI H,SHAHVERDI H R,et al.Influence of multistep heat treatments in creep age forming of 7075 aluminum alloy: Optimization for springback,strength and exfoliation corrosion[J].Materials Characterization,2012,73:8-15.

[51]王宇，鄧運(yùn)來(lái)，康建可，等.振動(dòng)對(duì)7055 鋁合金蠕變時(shí)效成形的影響[J].航空材料學(xué)報(bào)，2014,34(3)：81-85.

WANG Yu,DENG Yunlai,KANG Jiangke,et al.Effects of vibration on creep aging forming of 7055 aluminum alloy[J].Journal of Aeronautical Materials,2014,34(3)：81-85.