基于蠕變時效交互作用機(jī)理的2219鋁合金統(tǒng)一本構(gòu)建模

李喜財，湛利華

(1. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實驗室，湖南 長沙，410083；2. 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

基于蠕變時效交互作用機(jī)理的2219鋁合金統(tǒng)一本構(gòu)建模

李喜財1,2，湛利華1,2

(1. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實驗室，湖南 長沙，410083；2. 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

在不同的時效溫度和試驗應(yīng)力條件下，對 2219鋁合金開展蠕變時效行為研究。隨后，分別對蠕變試樣進(jìn)行力學(xué)性能測試和透射電鏡觀察，以獲得該合金在蠕變時效過程中的力學(xué)性能演變規(guī)律和析出相演變規(guī)律；進(jìn)一步查明材料蠕變量、析出相特征尺寸與力學(xué)性能的關(guān)系。在此基礎(chǔ)上，建立基于成形成性耦合作用機(jī)理的 2219鋁合金蠕變時效本構(gòu)方程，采用粒子群算法(POS)對方程中的材料常數(shù)進(jìn)行擬合，并將蠕變應(yīng)變和屈服強(qiáng)度的擬合結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。研究結(jié)果表明：試驗應(yīng)力、時效溫度和時效時間都會對 2219鋁合金的蠕變行為產(chǎn)生重要影響；通過提高試驗應(yīng)力或時效溫度，可以縮短蠕變第二階段的時間，加速蠕變第三階段(蠕變破壞階段)的到來。蠕變應(yīng)變和屈服強(qiáng)度的擬合結(jié)果的相對誤差分別為2.70%和0.70%?；诔尚纬尚择詈献饔脵C(jī)理的鋁合金蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)方程能夠較好地反映蠕變與時效形性演變規(guī)律。

2219鋁合金；蠕變時效；本構(gòu)建模

隨著現(xiàn)代航空航天事業(yè)的飛速發(fā)展，航空航天工業(yè)對大型構(gòu)件成形后的力學(xué)性能要求不斷提高，同時要求減小結(jié)構(gòu)質(zhì)量，延長服役壽命[1]。蠕變時效成形技術(shù)是實現(xiàn)航空航天大型壁板構(gòu)件高性能精確成形的新方法，該技術(shù)利用金屬的蠕變特性，將蠕變成形與時效成性同步進(jìn)行[2]。蠕變時效成形技術(shù)與傳統(tǒng)塑性成形技術(shù)相比，能簡化加工流程，降低鋁合金在成形過程中產(chǎn)生加工裂紋的可能性[3]，并且能夠釋放構(gòu)件內(nèi)部殘余應(yīng)力，從而提高構(gòu)件的耐疲勞和抗應(yīng)力腐蝕能力。同時，蠕變時效成形得到的構(gòu)件表面質(zhì)量和尺寸穩(wěn)定性較好，有利于提高裝配質(zhì)量[4]。蠕變時效成形的難點(diǎn)是在不同的蠕變時效條件下，材料的蠕變行為預(yù)測和性能控制，以及蠕變時效結(jié)束后，材料的回彈預(yù)測。因此，建立相應(yīng)的本構(gòu)方程，將蠕變時效過程中的形變和性能變化聯(lián)系起來，是十分重要的工作。通過建立蠕變與時效交互作用機(jī)理的本構(gòu)方程，并將其引入蠕變時效成形過程有限元分析模型中，可以預(yù)測成形后構(gòu)件的物理性能和形狀，這將為航空航天大型壁板、瓜瓣等的高性能精確成形制造提供理論參考[5]。KOWALEWSKI等[6]提出了基于成形機(jī)理的鋁合金蠕變失效統(tǒng)一本構(gòu)模型，模型采用3個狀態(tài)變量和雙曲正弦函數(shù)描述了從蠕變時效初期到試樣斷裂的整個蠕變過程中的應(yīng)變強(qiáng)化、應(yīng)力松弛、空穴形核與長大等行為。HO等[7]應(yīng)用統(tǒng)一理論和時效動力學(xué)原理，將應(yīng)變的變化與微觀組織的演化相結(jié)合，建立了一套基于成形成性作用機(jī)理的統(tǒng)一蠕變時效本構(gòu)模型，該本構(gòu)模型中首次考慮了時效過程中析出相強(qiáng)化對材料蠕變行為的影響。LI等[8]提出了適應(yīng)于 7B04鋁合金的蠕變時效本構(gòu)模型，將 7×××系鋁合金時效理論融入蠕變本構(gòu)模型中，體現(xiàn)了鋁合金在蠕變時效過程中的微觀組織的演變規(guī)律。ZHAN等[9]開展了不同工藝條件對 7055鋁合金蠕變時效過程中蠕變行為、微觀組織演變以及力學(xué)性能的影響研究，揭示了球狀析出相的演變過程，建立了7055鋁合金宏微觀耦合統(tǒng)一蠕變時效本構(gòu)模型。張勁等[5]研究了2124鋁合金在不同溫度和應(yīng)力狀態(tài)下微觀組織和力學(xué)性能的演變規(guī)律，基于試驗結(jié)果并結(jié)合對蠕變機(jī)制和時效強(qiáng)化的考慮，建立了適用于2124鋁合金的蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)模型。2219鋁合金是Al-Cu-Mn系高強(qiáng)鋁合金，具有較高的室溫強(qiáng)度、高溫性能和焊接性能，廣泛應(yīng)用于航天運(yùn)載火箭貯箱結(jié)構(gòu)中。為探究蠕變時效成形技術(shù)在 2219鋁合金航天貯箱結(jié)構(gòu)等大型復(fù)雜高筋壁板成形制造中的應(yīng)用，需要系統(tǒng)研究其蠕變時效行為，建立2219鋁合金的蠕變時效耦合本構(gòu)方程。本文作者通過對2219鋁合金蠕變時效行為的研究，建立基于成形成性耦合作用機(jī)理的高強(qiáng)鋁合金蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)方程。

1 實驗材料及方法

本次研究選用的材料為某公司提供的 2219鋁合金軋制板材，合金的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))如表 1所示。

表 1 2219鋁合金主要化學(xué)成分表(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Main chemical composition of AA2219 %

沿鋁合金板材的軋制方向取樣，用線切割機(jī)加工出高溫蠕變試驗機(jī)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，其具體尺寸如圖 1所示。線切割完成之后，對試樣進(jìn)行打磨處理，以減小加工表面缺陷對試樣性能的影響。

打磨完成后，先對試樣進(jìn)行固溶淬火處理。固溶制度為：固溶溫度535 ℃；保溫時間35 min；固溶爐溫差控制小于或等于±5 ℃；保溫結(jié)束后，對試樣進(jìn)行室溫水淬，轉(zhuǎn)移時間小于35 s。

圖 1 高溫蠕變試樣尺寸圖Fig. 1 Schematic diagram of creep test specimen geometry

固溶淬火結(jié)束后，在高溫蠕變試驗機(jī)上進(jìn)行蠕變時效拉伸試驗，試驗方案如下：時效溫度分別為165，175和185 ℃；每個時效溫度下對應(yīng)的試驗應(yīng)力分別為120，140，160和180 MPa；總的時效時間為18 h。同時進(jìn)行時效溫度為 175 ℃的人工時效試驗(即試驗應(yīng)力為0 MPa)，以獲得該材料在人工時效條件下的力學(xué)性能。

為了研究材料的強(qiáng)化相析出和力學(xué)性能隨時效時間的演變規(guī)律，設(shè)定高溫蠕變時效試驗的時效時間為1，3，6，8，12和18 h，隨后進(jìn)行材料的力學(xué)性能測試及透射電鏡顯微組織試驗。

2 實驗結(jié)果

對高溫蠕變時效試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到 2219鋁合金在不同試驗條件下蠕變應(yīng)變隨時效時間變化的曲線，如圖2所示。

圖2 2219鋁合金在不同時效溫度和試驗應(yīng)力條件下的拉伸蠕變曲線Fig. 2 Creep aging curves of AA2219 at different aging temperatures and tested stresses

對蠕變時效處理后的試樣進(jìn)行力學(xué)性能測試，得到在時效溫度為175 ℃，應(yīng)力分別為0 MPa和160 MPa時，2219鋁合金的屈服強(qiáng)度變化曲線，如圖3所示。

圖3 2219鋁合金在175 ℃，不同應(yīng)力下的屈服強(qiáng)度變化曲線Fig. 3 Yield strength curves of AA2219 creep aged at 175 ℃and different stresses

通過TEM試驗，得到2219鋁合金經(jīng)過了535 ℃固溶，室溫水淬火后，在175 ℃時效溫度和160 MPa應(yīng)力作用下，不同時效時間后的材料微觀的 TEM 照片，如圖4所示。

采用粒徑分布計算軟件對 TEM 電鏡掃描結(jié)果開展統(tǒng)計學(xué)計算，得到析出相尺寸、形狀因子和相對體積分?jǐn)?shù)隨時間變化統(tǒng)計結(jié)果，如圖5所示。

3 本構(gòu)建模與分析

3.1 實驗結(jié)果分析

由圖2可以看出：在相同時效溫度、相同時間下，試驗應(yīng)力越大，試樣的蠕變應(yīng)變量越大。當(dāng)時效溫度為175 ℃，時效時間為12 h時，試樣在140，160和180 MPa應(yīng)力下的蠕變應(yīng)變分別為0.080%，0.128%和0.200%。這是由于外部載荷的作用使材料內(nèi)部產(chǎn)生大量的位錯并出現(xiàn)滑移，位錯的主要障礙是位錯產(chǎn)生的長程應(yīng)力場。而要克服該應(yīng)力場必須依靠切應(yīng)力來完成[10]，所以，外加載荷越大，位錯就越容易通過該阻礙。這表明，增加試驗應(yīng)力可以增加蠕變應(yīng)變[11]。在相同的試驗應(yīng)力和時效時間下，時效溫度越高，蠕變應(yīng)變越大。當(dāng)試驗應(yīng)力為160 MPa，時效時間為12 h時，試樣在165，175和185 ℃時效溫度下的蠕變應(yīng)變分別為0.067%，0.128%和0.756%。

圖4 2219鋁合金在175 ℃，160 MPa應(yīng)力下不同時效時間的TEM電鏡圖Fig. 4 TEM images of AA2219 creep aged at 175 ℃, 160 MPa and different aging time

圖5 2219鋁合金在175 ℃和160 MPa條件下的試驗值與本構(gòu)模型擬合值對比Fig. 5 Comparison of experimental data and fitted results of AA2219 creep aged at 175 ℃, 160 MPa

另外，從圖2可看出：提高試驗應(yīng)力和時效溫度能夠縮短蠕變第二階段的時間，加速蠕變第三階段(蠕變破壞階段)的到來。如在165 ℃時效溫度下，當(dāng)試驗應(yīng)力為140 MPa時，蠕變第二階段大約持續(xù)12 h，而當(dāng)試驗應(yīng)力為 160 MPa時，蠕變第二階段大約持續(xù)9 h；在160 MPa試驗應(yīng)力下，當(dāng)時效溫度為165 ℃時，蠕變第二階段大約持續(xù)9 h；當(dāng)時效溫度為175 ℃時，蠕變第二階段大約只持續(xù)6 h。

從圖3可以得出：在時效溫度為175 ℃、無應(yīng)力作用下，該合金的峰值時效時間為18 h，此時材料的屈服強(qiáng)度為297.5 MPa；而應(yīng)力的存在可以顯著縮短峰值時效時間，并提高材料性能，例如當(dāng)試驗應(yīng)力為160 MPa時，峰值時效時間為12 h，材料的屈服強(qiáng)度為319.6 MPa，相比于無應(yīng)力時效峰值時間縮短了6 h，性能提高了7.43%。

3.2 蠕變時效本構(gòu)模型的建立

基于蠕變時效試驗結(jié)果，結(jié)合時效強(qiáng)化機(jī)制與蠕變機(jī)理，參考相關(guān)文獻(xiàn)[5, 7, 12?13]的推導(dǎo)過程，建立基于成形成性機(jī)理的2219鋁合金宏、微觀耦合蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)方程，將方程列出如下：

在蠕變時效過程中材料屈服強(qiáng)度的變化反映了材料微觀組織的演變對材料性能的影響，同時，屈服強(qiáng)度的改變會影響到材料的蠕變應(yīng)變的變化，因此，屈服強(qiáng)度是連接材料微觀演變與宏觀蠕變應(yīng)變的橋梁，將蠕變時效過程變?yōu)橐粋€宏、微觀耦合的有機(jī)整體[14]。相關(guān)研究[14]表明，鋁合金材料的屈服強(qiáng)度σy由鋁基體強(qiáng)度σ0、固溶強(qiáng)化強(qiáng)度σSS、析出強(qiáng)化強(qiáng)度σppt與位錯強(qiáng)化強(qiáng)度σdis4部分組成。式(2)中的σ0為合金的基體強(qiáng)度，即固溶處理后材料的屈服強(qiáng)度，由試驗得到，其值為140 MPa。固溶強(qiáng)化強(qiáng)度是指固溶原子溶入到鋁基體中使晶格發(fā)生畸變，阻礙了位錯運(yùn)動的發(fā)生，從而使材料強(qiáng)度得到提升。位錯強(qiáng)化是指材料在變形過程中，隨著變形程度的增加，晶體內(nèi)部組織阻礙滑移現(xiàn)象的發(fā)生，導(dǎo)致材料流變強(qiáng)度的提升[15?16]。

對蠕變時效過程中材料強(qiáng)化析出相的定量描述，通常采用析出相平均尺寸、空間分布以及體積分?jǐn)?shù) 3個參數(shù)中的 2個完成[8]。本文使用析出相平均長度 L和相對體積分?jǐn)?shù)fv2個參數(shù)來定義強(qiáng)化析出相，同時綜合析出相的形狀特征，使用形狀因子q這一參數(shù)。析出相相對體積分?jǐn)?shù)以及形狀因子的計算公式如下：

式中：N為析出相的個數(shù)；L為析出相平均尺寸長度；h為析出相平均尺寸寬度；a為統(tǒng)計區(qū)域的長度；b為統(tǒng)計區(qū)域的寬度； fv*為相對體積分?jǐn)?shù)的峰值。

3.3 材料常數(shù)的確定

在本模型材料常數(shù)的擬合過程中，采用粒子群算法(PSO)，對175 ℃和160 MPa試驗條件下所得試驗結(jié)果進(jìn)行擬合，但是由于該模型中方程個數(shù)和材料常數(shù)都比較多，因此，在求解時應(yīng)分步進(jìn)行，具體步驟如下：

1) 根據(jù)2219鋁合金在蠕變時效過程中析出相形狀因子隨時間變化的統(tǒng)計結(jié)果，計算并確定與其相關(guān)的材料常數(shù)；

2) 根據(jù)2219鋁合金在蠕變時效過程中析出相平均長度和相對體積分?jǐn)?shù)隨時間變化的統(tǒng)計結(jié)果，計算并確定與析出相平均長度和相對體積分?jǐn)?shù)相關(guān)的材料常數(shù)；

3) 根據(jù)2219鋁合金在蠕變時效過程中屈服強(qiáng)度變化數(shù)據(jù)，計算并確定與屈服強(qiáng)度相關(guān)的材料常數(shù)；

4) 根據(jù)上面擬合出的各個材料常數(shù)，對2219鋁合金在相應(yīng)時效溫度和應(yīng)力(如175 ℃，160 MPa)下的蠕變應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合，得到最后的材料常數(shù)值。

對擬合所得的全部材料常數(shù)進(jìn)行整理，見表2。

表2 2219鋁合金蠕變時效本構(gòu)方程材料常數(shù)Table 2 Material constants in CAF constitutive equations of AA2219

3.4 擬合結(jié)果誤差分析及驗證

將基于建立的蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)模型得到的蠕變應(yīng)變曲線、析出相特征尺寸和力學(xué)性能演變規(guī)律曲線與試驗曲線進(jìn)行對比，如圖5和圖6所示。

圖 6 2219鋁合金在175 ℃和160 MPa條件下蠕變應(yīng)變的試驗值與擬合值對比Fig. 6 Comparison of experimental and fitted creep strain of AA2219 creep aged at 175 ℃, 160 MPa

對蠕變應(yīng)變擬合值和試驗值進(jìn)行偏差和相對誤差的統(tǒng)計分析。

首先采用最小二乘法，對擬合值的偏差進(jìn)行分析，計算公式為

式中：n為試驗曲線的條數(shù)；m為每條試驗曲線上試驗點(diǎn)的個數(shù)；ijε為第i條試驗曲線上的第j個點(diǎn)；ijε′為第i條擬合曲線上的第j個點(diǎn)。

蠕變應(yīng)變擬合值的偏差計算結(jié)果為Δ=9.83×10?8。

用最小二乘法計算完偏差之后，對擬合值的平均相對誤差f進(jìn)行計算，計算公式為

式中：S為蠕變應(yīng)變試驗曲線與時間軸圍成圖形的面積；S′為蠕變應(yīng)變擬合曲線與時間軸圍成圖形的面積。

蠕變應(yīng)變擬合值的相對誤差計算結(jié)果為2.70%。

應(yīng)用本構(gòu)方程和擬合得到的材料常數(shù)對175 ℃和140 MPa應(yīng)力條件下的蠕變應(yīng)變曲線進(jìn)行驗證計算，將驗證計算結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比，如圖6所示。同時，應(yīng)用式(13)和式(14)對驗證計算結(jié)果進(jìn)行偏差與相對誤差分析計算，所得偏差和相對誤差分別為8.25×10?8和 8.82%。

進(jìn)一步對屈服強(qiáng)度擬合值的相對誤差進(jìn)行計算，結(jié)果為 0.70%。應(yīng)用本構(gòu)方程和擬合得到的材料常數(shù)對175 ℃條件下人工時效得到的材料屈服強(qiáng)度隨時效時間的演變曲線進(jìn)行驗證計算，得到該條件下的材料性能驗證曲線，如圖5(d)所示。同時，對其進(jìn)行相對誤差計算，結(jié)果為2.08%。

通過對擬合結(jié)果的相對誤差與偏差分析可以看出：基于宏微觀耦合機(jī)理建立的本構(gòu)模型能夠較好地反映蠕變與時效形性演變規(guī)律。

4 結(jié)論

1) 試驗應(yīng)力和時效溫度是影響2219鋁合金蠕變行為的重要因素，增加試驗應(yīng)力、提高時效溫度可以縮短蠕變第二階段的時間，加速蠕變第三階段(蠕變破壞階段)的到來。在165 ℃時效溫度下，當(dāng)試驗應(yīng)力從140 MPa提高到160 MPa時，蠕變第二階段時間約縮短3 h；在160 MPa試驗應(yīng)力下，時效溫度從165 ℃提高到175 ℃時，蠕變第二階段時間大約縮短4 h。

2) 試驗應(yīng)力的存在可以明顯縮短峰值時效時間，并提高材料力學(xué)性能。在 175 ℃無應(yīng)力作用下 2219鋁合金的峰值人工時效時間為18 h，此時材料的屈服強(qiáng)度為297.5 MPa；當(dāng)試驗應(yīng)力為160 MPa時，相比于無應(yīng)力條件下的時效，峰值時效時間縮短6 h，性能提高7.43%。

3) 建立了基于成形成性耦合作用機(jī)理的2219鋁合金蠕變時效本構(gòu)方程，并通過粒子群算法(POS)對方程中的材料常數(shù)進(jìn)行擬合；對本構(gòu)方程的蠕變應(yīng)變和屈服強(qiáng)度的擬合結(jié)果進(jìn)行相對誤差分析，相對誤差分別為2.70%和0.70%；應(yīng)用本構(gòu)方程驗證了175 ℃和140 MPa應(yīng)力條件下的蠕變應(yīng)變量，平均相對誤差為8.82%，驗證了175 ℃及0 MPa條件下材料力學(xué)性能隨時間演變規(guī)律，平均相對誤差為 2.08%。基于成形成性耦合作用機(jī)理的 2219鋁合金統(tǒng)一蠕變時效本構(gòu)方程能夠較好地反映蠕變與時效形性演變規(guī)律。

[1] 曾元松, 黃遐. 大型整體壁板成形技術(shù)[J]. 航空學(xué)報, 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] 楊友良. 2219鋁合金壁板蠕變時效成形過程建模與實驗研究[D]. 長沙: 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 2016: 1?9.YANG Youliang. Process modelling and experimental studies on creep age forming of 2219 aluminum alloy plate[D]. Changsha:Central South University. School of Mechanical and Electrical Engineering, 2016: 1?9.

[3] 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(xué)報, 2013, 23(2): 320?326.ZHAN Lihua, LI Jie, HUANG Minghui, et al. Creep aging behavior of 2524 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23(2): 320?326.

[4] 尹旭妮, 湛利華, 趙俊. 2219鋁合金穩(wěn)態(tài)蠕變本構(gòu)方程的建立[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2014, 24(9): 2250?2256.YIN Xuni, ZHAN Lihua, ZHAO Jun. Establishment of steady creep constitutive equation of 2219 aluminum alloys[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(9): 2250?2256.

[5] 張勁, 鄧運(yùn)來, 楊金龍, 等. 2124 鋁合金蠕變時效實驗及本構(gòu)模型研究[J]. 金屬學(xué)報, 2013, 49(3): 379?384.ZHANG Jin, DENG Yunlai, YANG Jinlong, et al. Experimental studies and constitutive modeling for creep aging of 2124 Al alloys[J]. The Journal of Matel, 2013, 49(3): 379?384.

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

[7] 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.

[8] LI Chao, WAN Min, WU Xiangdong, et al. Constitutive equations in creep of 7B04 aluminum alloys[J]. Materials Science and Engineering A, 2010, 527(16): 3623?3629.

[9] ZHAN Lihua, LIN Jianguo, DEAN T A, et al. Experimental studies and constitutive modelling of the hardening of aluminium alloy 7055 under creep age forming conditions[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2011, 53(8): 595?605.

[10] 汪軍. 鈦合金的蠕變行為研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院, 2008: 39?41.WANG Jun. A study on creep behavior of titanium alloy[D].Harbin: Harbin Institute of Technology. School of Materials Science and Engineering, 2008: 39?41.

[11] 李炎光, 湛利華, 譚斯格. 工藝參數(shù)對 2124合金蠕變時效成形的影響[J]. 特種鑄造及有色合金, 2011, 31(6): 580?582.LI Yanguang, ZHAN Lihua, TAN Sige. Effects of processing parameters on creep aging forming in 2124 aluminum alloy[J].Special Casting and Nonferrous Metals, 2011, 31(6): 580?582.

[12] ZHANG Jin, DENG Yunlai, ZHANG Xinming. 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(7): 8?15.

[13] 湛利華, 張嬌, 賈樹峰. 2219鋁合金應(yīng)力時效強(qiáng)度演變規(guī)律及其強(qiáng)化模型[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2016, 47(7):2235?2241.ZHAN Lihua, ZHANG Jiao, JIA Shufeng. Strength evolution rule and its model for stress aging of 2219 aluminum alloy[J].Journal of Central South University (Science and Technology),2016, 47(7): 2235?2241.

[14] 許曉龍. 蠕變時效統(tǒng)一本構(gòu)建模與成形模面回彈補(bǔ)償[D]. 長沙: 中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 2014: 15?33.XU Xiaolong. Unified constitutive modelling on creep aging and springback modification of forming tool surface[D]. Changsha:Central South University. School of Mechanical and Electrical Engineering, 2014: 15?33.

[15] TEIXEIRA D C J, CRAM D G, BOURGEOIS L, et al. On the strengthening response of aluminum alloys containing shear-resistant plate-shaped precipitates[J]. Acta Materialia, 2008,56(20): 6109?6122.

[16] YANG Youliang, ZHAN Lihua, SHEN Rulin, et al. Effect of pre-deformation on creep age forming of 2219 aluminum alloy:Experimental and constitutive modelling[J]. Materials Science &Engineering A, 2017, 683: 227?235.

Unified constitutive modeling of creep aging behavior of AA2219 based on interaction of creep and aging interactive mechanism

LI Xicai1,2, ZHAN Lihua1,2

(1. State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China;2. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The creep aging behavior of AA2219 was studied at different aging temperatures and stresses. Then, series of mechanical property tests and TEM tests were carried out to obtain the evolutions of the mechanical property and precipitate behavior. The relationship of the creep strain, the precipitates size and the mechanical properties were also investigated. Based on the experimental results, a set of unified constitutive model of AA2219 was established based on the interaction of creep and aging mechanisms. The material constants of the established model were fitted by the particle swarm optimization(POS) method. The fitted results and experimental data of creep strain and yield strength were compared. The results show that test stress, aging temperature and aging time can affect the creep behavior of AA2219 significantly. The duration of the second creep stage is shortened and the arrival of the third creep stage (the damage stage)is brought ahead when the test stress or the aging temperature increase. The relative errors of fitting results of the creep strain and yield strength are 2.70% and 0.70% separately, which shows that the unified constitutive model based on the interaction of creep forming and age hardening can be well used to describe the creep aging behavior.

AA2219 alloy; creep aging; constitutive model

TG146.21

A

1672?7207(2017)11?2942?07

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.014

2016?11?03；

2017?01?19

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)項目(2014CB046602)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51235010)；國防科工局重大項目課題(JCKY2014203A001) (Project(2014CB046602) supported by the National Basic Research Development Program(973 Program) of China; Project(51235010) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(JCKY2014203A001) supported by the State Administration of Science Technology and Industry for National Defense)

湛利華，博士，教授，從事材料制備研究；E-mail: yjs-cast@mail.csu.edu.cn

(編輯 劉錦偉)