LY12蠕變時效成形機制及回彈規(guī)律研究

（南京航空航天大學機電學院，南京210016）

蠕變時效成形是一種將蠕變成形與時效強化相結(jié)合的金屬成形工藝。成形后的零件具有強度高，韌性好、耐疲勞和應力腐蝕性能好的特點。因此，蠕變時效成形被認為是最有發(fā)展前景的航空制造工藝之一。典型的蠕變時效成形工藝包括彈性加載、蠕變時效和卸載回彈3個步驟[1-3]。在國外，這項工藝已獲得深入研究并已應用于實際生產(chǎn)。例如：BAE航空公司制造的Hawk飛機的上機翼板；灣流GIV的上機翼板；B-1B遠程轟炸機和空客A330/A340客機的機翼制造都采用了該工藝。在國內(nèi)，該工藝的研究主要集中于各高校和科研院所，且處于基礎研究階段[1-3]。隨著我國大飛機項目的開展，該工藝迫切需要發(fā)展。

蠕變時效階段，強化相析出，使材料的微觀組織發(fā)生改變，材料的屈服強度發(fā)生相應的變化。鋁合金的時效過程復雜，各合金系的時效序列不同，LY12鋁合金的蠕變時效微觀組織轉(zhuǎn)變研究較少。為獲取最佳材料性能，時效時間不能無限長，因此，蠕變時效回彈不可消除?，F(xiàn)有的建立回彈函數(shù)的試驗方法，周期較長，費用較高。本文以飛機壁板廣泛采用的LY12鋁合金為對象，研究其蠕變時效過程的微觀組織演變特征。開發(fā)ABAQUS/CREEP，提出模擬研究蠕變時效回彈規(guī)律的方法。

1 試驗材料與方法

試驗所用材料為軋制LY12鋁合金板材，厚度為2.0 mm，熱處理工藝為淬火和自然時效（CZ），其化學成分見表1。在加熱爐內(nèi)進行固溶處理，固溶再結(jié)晶溫度為500℃，時間為1h[4]。按照國家標準(GB/T 2039—2012)[5]制備試樣，如圖1所示，在持久蠕變試驗機上進行蠕變拉伸試驗。蠕變時效溫度分別為160℃、175℃、190℃和210℃，蠕變時效時間分別為0.5h、3h、6h、12h、18h和24h，蠕變應力分別為150MPa、175MPa、200MPa和225MPa。透射樣品制備方法：樣品機械減薄至 0.08mm左右，然后進行雙噴減薄。使用 JEM-2010F型透射電鏡進行TEM 分析，加速電壓為 200 kV[6-8]。

表1 LY12化學成分表 %

圖1 蠕變拉伸試樣Fig.1 Creep tensile sample

2 結(jié)果與分析

2.1 蠕變時效強化機制

2.1.1 微觀組織變化

LY12鋁合金主要強化相為時效析出強化相Al2CuMg（S相）和不可溶解彌散相Al20Cu2Mn3（T相）。對溫度為190℃，應力為200MPa下的蠕變樣品進行TEM分析，研究LY12鋁合金不同時效處理階段的微觀組織的演變與強化機制。

（1）S相顆粒的TEM形貌觀察。

S相是LY12鋁合金的主要析出相，其形狀為板條狀，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，屬于熱力學穩(wěn)定相。S相一般與基體形成非共格界面，界面能較大，形核功較大。S'相形成時與基體完全或部分共格，界面能較小，形核功較小。因此析出相首先形成形核功較小的S'相作為過渡相，再演變?yōu)槠胶夥€(wěn)定相S相。S相在不同時效階段的變化過程如圖2所示。

圖2（a）為時效0.5h的TEM像，過飽和固溶體中的Cu和Mg原子從Al基體中不斷擴散釋放出來，析出偏聚形成GP區(qū)，形狀呈蝶形薄片狀。

圖2（b）為時效3h的TEM像，Cu和Mg原子大量地擴散釋放出來，S'相開始形成，但其數(shù)量還是較少，S'相的形貌為板條狀，分布不均勻。同時出現(xiàn)大量黑色襯度的橢圓狀短線，類似于S'相的襯度，但并不完全等于S'相，它有明顯不同于基體襯度的薄片狀析出相結(jié)構(gòu)，寬度為2～4nm，厚度為1nm左右。

圖2（c）、2（d）、2（e）分別為時效6h、12h、18h的TEM像，主要為S'相的長大過程。6h時S'相吸收鋁基體中的Cu、Mg原子，繼續(xù)長大，其體積分數(shù)也增大，但仍保持薄板狀。12h時S'相主要在寬度上有所長大，厚度變化很小，說明了S'相在寬度方向上長大的速度大于S'相在厚度方向上的增長速度。18h時S'相數(shù)量與12h相比，寬度厚度明顯增加，其體積分數(shù)也增大，但仍然保持薄板狀。

圖2（f）為時效24h的TEM像，是析出相的粗化過程（S相），析出相數(shù)量明顯減少，錯綜復雜，相互纏結(jié)，表明合金已經(jīng)處于過時效階段。

圖2 S相演變特征Fig.2 Evolution characteristics of S facie

（2）T相顆粒的TEM形貌觀察。

圖3 T相演變特征Fig.3 Evolution characteristics of T facie

LY12鋁合金中T相顆粒是在均勻化熱處理過程中析出的，主要作用是在高溫熱處理或者形變熱處理過程中阻礙晶界滑移，起到高溫強化作用。T相顆粒主要合金元素為Al、Cu和Mn，還有少量的Fe和Si元素。圖3（a）為固溶處理，圖3（b）為時效10min，圖3（c）為時效24h狀態(tài)下的T相圖，可知棒狀T相顆粒在時效階段很穩(wěn)定，時效狀態(tài)與均勻化熱處理過程的T相顆粒尺寸一致。如圖3（b）所示T相顆粒橫截面類似長方形，其寬度大約為130nm，垂直于長軸方向投影形狀為長棒形，其長度約為500nm。由圖3（c）可知T相在合金中的分布較為凌亂，并無明顯取向特征。

2.1.2 對屈服強度的影響

時效材料的屈服強度反映了析出相的強化作用和固溶量減少引起的弱化作用的綜合效果，如圖4所示。時效開始階段，材料的屈服強度隨著析出相的形核而逐漸增加（圖2（a））。隨著析出相數(shù)量上的增多及尺寸上的增大，母體中固溶量減少，這使得由過飽和固溶溶質(zhì)所誘發(fā)的強化作用減小。然而，此時析出相對整體屈服強度的強化作用要高于固溶量減少所引起的弱化作用，因此，整體屈服強度表現(xiàn)為隨時效時間繼續(xù)增強（圖2（b）、圖2（c）、圖2（d））。隨后，由固溶量減少所引起的弱化能力趨于平衡值，同時，析出相的厚度、寬度及密度達到最優(yōu)值，此時，屈服強度達到最大值（圖2（e））。隨著時效時間的繼續(xù)增加，析出相開始粗化（圖2（f）），析出相數(shù)量減小，間隙增大，這使得對位錯的阻礙作用減少，宏觀反應為整體屈服強度的下降。

圖4 綜合機制Fig.4 Comprehensive mechanism

宏觀的屈服強度顯示了微觀位錯的遷移程度，大量位錯在沿滑移面的運動過程中，如果遇到障礙物（如析出相）的阻礙，會造成位錯纏結(jié)，引起屈服強度的增大，障礙物的尺寸大小和間距共同決定了對位錯的阻礙程度。獲取材料的最大屈服強度需合理控制時效機制，保證析出相在尺寸、數(shù)量和間距上達到最優(yōu)組合。

2.2 回彈函數(shù)

經(jīng)典本構(gòu)模型[9]為：

經(jīng)典本構(gòu)模型形式較簡單、材料常數(shù)偏少、缺少材料內(nèi)應力的描述項。為更好地描述蠕變時效過程，根據(jù)蠕變時效的變形特征，對經(jīng)典模型進行修正并建立如下蠕變時效本構(gòu)模型

式中：A，B，C，m，n，材料常數(shù)；ε為應變，%；σ為應力，MPa；t為時間，h；σ0為內(nèi)應力，MPa。

采用Matlab結(jié)合最小二乘法非線性多參數(shù)（麥夸特法(Levenberg-Marquardt)+通用全局優(yōu)化算法）對160℃、175℃、190℃和210℃的蠕變拉伸曲線進行擬合，得到蠕變本構(gòu)方程中材料常數(shù)如表2所示。

將建立的非線性蠕變本構(gòu)方程（1）采用FORTRAN95語言開發(fā)為ABAQUS/CREEP。根據(jù)蠕變時效成形的工藝過程，取模型1/4建立有限元模型，如圖5所示。模具型面為單曲率圓柱面，采用解析剛體單元。板料采用S4R殼單元。對工裝型面進行全約束，板料加對稱邊界條件，分別約束一個方向的位移和其余兩個方向的自由度約束。加載方式為氣壓均布載荷，大小為140MPa，線性加載。

表2 材料常數(shù)

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

板料卸載回彈后，提取板料的曲率半徑，定義公式

式（3）中，R0為完全貼模時的曲率半徑，RN為蠕變時效N小時后卸載回彈的曲率半徑， ΔRN為曲率半徑差。式（4）中α為回彈率。

分析回彈時，在ABAQUS中新建一個分析模塊進行回彈計算。將蠕變時效的分析結(jié)果導入該模塊，然后卸載回彈。設定LY12的彈性模量E=68600MPa（常溫卸載回彈）。將各條件下模擬的時效回彈結(jié)果進行數(shù)據(jù)處理，得到相應的回彈關(guān)系式。

圖6為175℃，不同模具半徑下，回彈率隨保溫時間的變化曲線。由數(shù)據(jù)可知，回彈率隨保溫時間的增長逐漸降低，并趨于平衡值。在保溫時間一定時，回彈率隨模具半徑的減小而降低。試驗研究得知[10]：回彈率與保溫時間的對數(shù)函數(shù)有線性相關(guān)性。對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得關(guān)系式

圖7為模具半徑為500mm，不同時效溫度下，回彈率隨保溫時間的變化曲線。由數(shù)據(jù)可知，回彈率隨保溫時間的增長逐漸降低。在時效時間和模具半徑一定時，回彈率隨時效溫度的升高而降低。對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得關(guān)系式

圖8為時效時間為6h，不同模具半徑下，回彈率隨時效溫度的變化曲線。由數(shù)據(jù)可知，回彈率隨時效溫度的增長逐漸降低。在時效時間和時效溫度一定時，回彈率隨模具半徑的減小而降低。對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得關(guān)系式：

圖6 回彈-保溫時間半徑關(guān)系（不同模具半徑）Fig.6 Relation between springback and holding time（different mould radii）

圖7 回彈-保溫時間關(guān)系圖（不同溫度）Fig.7 Relation between springback and holding time（different temperatures）

圖8 回彈-溫度關(guān)系Fig.8 Relation between springback and temperature

將同模具半徑的溫度/時間-回彈公式、同溫度的模具半徑/時間-回彈、同時間的溫度/半徑-回彈公式進行統(tǒng)一回歸，構(gòu)造統(tǒng)一回彈函數(shù)：

文獻[10]采用剛性單曲率圓柱模具和機械加載的方式進行了LY12的回彈研究。本文將公式（8）的計算值與文獻[10]中的蠕變試驗值對比，如表3所示。

表3 數(shù)據(jù)對比

由表3知，回彈函數(shù)計算值和試驗值較為接近，證明該函數(shù)模擬回彈精度較高。計算值與試驗值存在一定誤差，誤差值分別為7.99%和5.44%。分析認為：計算值是基于理想狀態(tài)進行的，試驗時在取放工件時會有熱量散失，同時很難將溫度一直控制在恒定理想狀態(tài)。

3 結(jié)論

（1）研究了LY12蠕變時效成形過程析出相的演變特征，其中S相隨時效過程形核、長大和粗化，T相在整個時效過程較穩(wěn)定，隨機取向。合理控制析出相的尺寸、數(shù)量和間距，得到的最優(yōu)組合就是獲取材料最佳蠕變時效性能的必要條件。

（2）采用開發(fā)ABAQUS/CREEP的方法建立了蠕變回彈函數(shù)，驗證結(jié)果表明計算精度較高。

[1]HO K C，LIN J，DEAN T A. Constitutive modeling of primary creep for age forming an aluminium alloy[J]. Journal of Materials Processing Technology，2004，153(1): 122-127.

[2]RIBEIRO F C, MARINHO E P, INFORZAT D J, et al. Creep age forming: a short review of fundaments and applications[J]. Journal of Achievements in Materials & Manufacturing Engineering, 2010,43(1): 353-361.

[3]CHEN G Q, FU X S, ZHAO F. Microstructure and mechanical properties of 2A12 aluminum alloy after age forming [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2012, 22(8):1975-1980.

[4]竇連福，劉建華.固溶溫度對硬鋁LY12組織性能的影響[J].物理測試，2000(5):16-18.DOU Lianfu, LIU Jianhua. Effect of solution temperature on microstructures and properties of hard aluminium LY12[J]. Physics Examination and Testing, 2000(5):16-18.

[5]GB/T 2039—1997金屬材料單軸拉伸蠕變試驗方法[S].GB/T 2039—1997 Metallic materials—Uniaxial creep testing method in tension[S].

[6]韓德偉，張建新，金相試樣制備與顯示技術(shù)[M]. 長沙:中南大學出版社，2005, 188-206.HAN Dewei, ZHANG Jianxin. Metallographic sample preparation and display technology[M]. Changsha: Central South University Press, 2005:158-206.

[7]湛利華，李杰，黃明輝，等. 2524 鋁合金的蠕變時效行為[J].中國有色金屬學報，2013, 23(2)： 320-326.ZHAN Lihua, LI Jie, HUANG Minghui, et al. Creep ageing behavior of 2524 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferous Metals, 2013,23(2)： 320-326.

[8]黃遐，曾元松.鋁合金7075蠕變時效成形回彈規(guī)律[J].塑性工程學報, 2012, 19(2): 79-82.HUANG Xia, ZENG Yuansong. Study on springback during creep age forming of aluminiun alloy 7075[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2012,19(2): 79-82.

[9]穆霞英.蠕變力學[M].北京：西安交通大學出版社，1990:14-16.MU Xiaying. Creep mechanics [M]. Beijing: Xi’an Jiaotong University Press, 1990: 14-16.

[10]洪江波.LY12CZ鋁合金材料的時效成形理論與試驗研究[D].西安：西北工業(yè)大學，2005.HONG Jiangbo. Theoretical and experimental research on creep age forming of aluminiun alloy LY12CZ[D]. Xi’an: Northwestern Polytechnical University, 2005.