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    7050鋁合金柱件淬火及深冷過程變形預(yù)測(cè)*

    2022-11-25 11:19:38龔利華劉存平
    現(xiàn)代機(jī)械 2022年5期
    關(guān)鍵詞:內(nèi)應(yīng)力冷處理淬火

    龔利華,楊 越,劉 勇,劉存平

    (宜賓職業(yè)技術(shù)學(xué)院智能制造學(xué)院,四川 宜賓 644003)

    超高強(qiáng)7050鋁合金需要經(jīng)過最后一道固溶時(shí)效熱處理工藝提高綜合性能。但固溶后的淬火過程引入較大的內(nèi)應(yīng)力,內(nèi)應(yīng)力總有向平衡態(tài)轉(zhuǎn)變的趨勢(shì),使材料從外層到中心內(nèi)部性能不穩(wěn)定,而后期時(shí)效處理對(duì)應(yīng)力消除效果也不明顯[1],進(jìn)而造成開裂、翹曲、變形等,縮短壽命[2]。因此,有必要對(duì)淬火及其消除工藝過程中的應(yīng)力變形進(jìn)行分析。

    目前,對(duì)殘留材料內(nèi)部的應(yīng)力測(cè)量較困難,且測(cè)量時(shí)間長,測(cè)量?jī)r(jià)格較高,而數(shù)值分析軟件已大量應(yīng)用于材料內(nèi)應(yīng)力的分析,且分析結(jié)果可靠[3]。深冷處理對(duì)材料殘留的內(nèi)應(yīng)力消除效果較好,其工藝為淬火后放入-196 ℃液氮,再經(jīng)過沸水或更高溫度的鹽浴處理[4-6],形成與淬火后過程內(nèi)外相反的溫差,與淬火殘留的拉壓內(nèi)應(yīng)力相反,從而抵消大部分殘留內(nèi)應(yīng)力。由于柱形棒料為多數(shù)鋁合金鑄件的初始形狀,本文以7050鋁合金柱形為研究對(duì)象,采用數(shù)值分析軟件Abaqus,預(yù)測(cè)淬火后的內(nèi)應(yīng)力與變形量,并分析深冷處理后的內(nèi)應(yīng)力與變形量,以提高柱件材料使用穩(wěn)定性。

    1 熱處理數(shù)值分析的基本方程

    熱處理過程后的內(nèi)應(yīng)力與變形均為溫差造成的不均勻收縮導(dǎo)致,因此數(shù)值過程需進(jìn)行溫度求解。若材料各向同性,根據(jù)能量守恒定律,可以得出分析瞬態(tài)熱傳導(dǎo)的基本方程(基于三維直角坐標(biāo)系):

    (1)

    其中,λ—熱傳導(dǎo)系數(shù)(w/m/℃);Q—內(nèi)熱源熱流密度(J/kg);ρ—密度(kg/m3);cp—定壓比熱容(J/kg/℃);t—時(shí)間(s);淬火冷卻時(shí),工件溫度T隨淬火過程進(jìn)行不斷變化,而ρ、cP、Q、λ與T相關(guān)。由于鋁合金淬火第二相析出量很少,分析時(shí),Q≈0。

    已知(1)式初始條件下的溫度分布,以及溫度或換熱邊界條件,可以求解熱處理過程溫度場(chǎng)。

    初始條件t=0時(shí)刻表達(dá)式:

    (2)

    給定物體某一邊界條件上的輻射換熱,對(duì)流換熱條件:

    q=HC·(T-T∞)+HS·(T-T∞)

    =H∑·(T-T∞)

    (3)

    其中:H∑=HC+HS;q—通過邊界的熱量密度;T∞為介質(zhì)溫度;HC—間對(duì)流換熱系數(shù)(工件—介質(zhì));HS—與環(huán)境的輻射換熱系數(shù)。

    由微小彈塑性變形理論,總應(yīng)變包括以下幾部分:

    ε=εe+εp+εth+ε0+εtr

    (4)

    式中:εe—彈性應(yīng)變張量;εp—塑性應(yīng)變張量;εth—熱應(yīng)變張量;ε0—附加應(yīng)變張量;εtr—相變塑性應(yīng)變張量,忽略相變,εtr≈0。

    2 淬火過程數(shù)值模擬模型建立

    提高固溶溫度有利于粗大第二相的溶解,提高時(shí)效析出動(dòng)力,當(dāng)固溶溫度達(dá)到482 ℃時(shí),合金中的s相幾乎全部溶解[7]。本文柱件模擬固溶溫度確定為482 ℃,淬火至室溫(25 ℃)水中。鋁合金實(shí)際淬火變形較小,其產(chǎn)生的熱量也相對(duì)較少??刹捎庙樞蝰詈戏治龃慊疬^程,即將求解出的溫度場(chǎng)分布作為已知條件,導(dǎo)入柱件進(jìn)行熱應(yīng)力分析,最后得到淬火應(yīng)力和變形,分析過程為:熱分析→溫度場(chǎng)→熱應(yīng)力→殘余應(yīng)力,變形。

    由柱件結(jié)構(gòu)特點(diǎn),模擬分析其2D軸對(duì)稱模型。建立的分析模型與網(wǎng)格如圖1,熱傳導(dǎo)、應(yīng)力應(yīng)變單元分析分別采用DCAX4、CAX4R,分析過程中采用相同的網(wǎng)格劃分。為了使模擬過程變形與內(nèi)應(yīng)力更可靠,模擬過程中隨溫度變化的熱物性參數(shù)必須準(zhǔn)確輸入。其熱膨脹系數(shù)通過熱處理分析儀測(cè)量,熱膨脹曲線如圖2所示,其他熱物性能及力學(xué)性能參數(shù)均參考文獻(xiàn)[9-10]。

    圖1 7050鋁合金柱件分析模型

    圖2 7050鋁合金熱膨脹系數(shù)

    3 淬火數(shù)值模擬結(jié)果與分析

    淬火后殘留于柱件的內(nèi)應(yīng)力沿徑向、軸向、環(huán)向分別為σr、σz、σt,其大小及分布特征如圖3所示。從圖可以看出,柱件表層的內(nèi)應(yīng)力受壓,其值高達(dá)229.3 MPa,從表層到中心,壓應(yīng)力逐漸減小,拉應(yīng)力逐漸增加。沿徑向內(nèi)應(yīng)力、軸向內(nèi)應(yīng)力、σ環(huán)向內(nèi)應(yīng)力變化范圍分別為-211~118 MPa (圖3(a)),-222~207 MPa (圖3(b))、-221~121 MPa(圖3(c))。

    圖3 沿r、z、t方向的殘余應(yīng)力分布

    沿分析模型軸向(OA)、徑向(OB)兩個(gè)方向,淬火及深冷處理后的變形量如表1,由表可以看出,由心部到表層,軸徑兩方向材料收縮量逐漸增大,軸向表層收縮量高達(dá)0.500 mm,徑向收縮量高達(dá)0.254 mm。若柱件材料各向同性,利用分析得到的熱膨脹系數(shù),計(jì)算淬火時(shí)由T0到T1軸、徑兩個(gè)方向的變形量,理論計(jì)算公式如下:

    表1 淬火及深冷處理后沿OA、OB方向的變形量

    ΔL=L0αT(T0-T1),ΔR=R0αT(T0-T1)

    (5)

    其中,L0、R0分別為初始時(shí)刻試樣長度、半徑,平均線膨脹系數(shù)為αT。

    固溶溫度為482 ℃,淬火溫度為室溫(25 ℃)時(shí),按式(5)理論計(jì)算得到軸向(OA)、徑向(OB)兩個(gè)方向變形量分別為:ΔL=0.480 mm,ΔR=0.240 mm,與模型仿真相近。

    整個(gè)淬火過程應(yīng)力演變?nèi)鐖D4。主要包括三個(gè)階段,第一階段為剛淬火時(shí),整個(gè)柱件溫度較高,處于塑性變形狀態(tài),且表層金屬溫降速率明顯高于心部,形成圖4(a)所示的表層受拉心部受壓的狀態(tài),此時(shí)無內(nèi)應(yīng)力殘留于金屬內(nèi)部。第二階段為柱件尺寸產(chǎn)生改變的階段,當(dāng)表層溫度降至彈性狀態(tài),材料強(qiáng)度提高,中心溫度處于塑性狀態(tài)時(shí),仍可產(chǎn)生收縮變形,此時(shí)仍無內(nèi)應(yīng)力殘留,如圖4(b)。在第三個(gè)階段,表層與心部溫度均降至彈性變形狀態(tài),隨著淬火的進(jìn)行,心部溫度溫降梯度更高,心部收縮受到表層金屬的阻礙,整個(gè)柱件產(chǎn)生變形,呈現(xiàn)表層受壓,心部受壓的殘留內(nèi)應(yīng)力狀態(tài),如圖4(c)。

    圖4 淬火時(shí)應(yīng)力演變簡(jiǎn)圖

    4 深冷處理數(shù)值分析結(jié)果與分析

    對(duì)淬火后的柱件進(jìn)行深冷處理,首先在侵入-196 ℃的液氮中,保溫30 min,然后在200 ℃水浴中保溫15 min,沿軸向(OA)、徑向(OB)兩個(gè)方向殘留內(nèi)應(yīng)力變化如圖5所示,可以看出,深冷處理可有效消除柱件殘留內(nèi)應(yīng)力和變形量。軸向的殘留內(nèi)應(yīng)力較大,為z、t方向,其中σz=σt,如圖5(a)。深冷處理后σr、σz應(yīng)力大小范圍從0.4~207 MPa,-211.3~93 MPa降低為0.2~154.9 MPa,-102.6~66.5 MPa,徑向方向的殘留內(nèi)應(yīng)力σr、σz、σt分別從4.3~92.7 MPa,-216.3~207.1 MPa,-216.3~92.7 MPa下降至1.92~66.5 MPa,-106.3~154.9 MPa,-94.3~66.5 MPa,如圖5(b)。表層壓應(yīng)力由211.3 MPa降低至106.5 MPa最大消除量達(dá)51%,而心部最大拉應(yīng)力消除量為28%。深冷處理后收縮變形如表1所示,其軸向最大變形量從0.500 mm下降到0.3320 mm,徑向最大收縮量從0.254 mm下降到0.165 mm,變形量分別減少33.6%、35%。

    圖5 淬火后與深冷處理后r,t,z方向殘余應(yīng)力對(duì)比

    深冷處理過程和淬火過程應(yīng)力演變?cè)硐嗨?,深冷處理時(shí)溫度由-196 ℃提高至200 ℃,溫差較大,高達(dá)396 ℃。而金屬表層和心部溫差與淬火時(shí)相反,深冷時(shí)形成內(nèi)壓外拉的應(yīng)力。因此,可以抵消部分淬火殘余應(yīng)力,徑向軸向兩個(gè)方向的收縮量也相應(yīng)降低。

    5 結(jié)論

    1)建立7050鋁合金柱件淬火過程2D分析模型,模擬出柱件殘留于內(nèi)部的應(yīng)力大小及分布情況,在柱件表面應(yīng)力狀態(tài)呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài),其值高達(dá)211 MPa;從表層到心部,應(yīng)力狀態(tài)由壓變?yōu)槔?,心部的拉?yīng)力最大,軸向方向達(dá)到207 MPa。

    2)根據(jù)熱分析儀測(cè)量結(jié)果,擬合得到鋁合金熱膨脹系數(shù)與溫度的曲線,由測(cè)量熱膨脹系數(shù)計(jì)算柱件軸向和徑向方向變形量,其中ΔL=0.480 mm,ΔR=0.240 mm,與模型仿真相近。

    3)7050鋁合金柱件深冷處理后,表面殘留的壓應(yīng)力消除量最高可達(dá)51%,心部殘留的拉應(yīng)力為28%。沿軸方向最大收縮量從0.500 mm減少到0.332 mm,徑向收縮則從0.254 mm減少到0.165 mm,深冷處理對(duì)殘余應(yīng)力及收縮變形有一定改善。

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