發(fā)布時(shí)間：2022-04-06所屬分類：工程師職稱論文瀏覽：1次
摘 要： 摘 要：對(duì) 7075 鋁合金厚板進(jìn)行固溶處理后，分別采用浸沒(méi)淬火和噴淋淬火再進(jìn)行預(yù)拉伸處理。運(yùn)用裂紋柔度法檢測(cè) 2 種淬火板和相應(yīng)的預(yù)拉伸板內(nèi)部的殘余應(yīng)力，研究不同淬火工藝對(duì)鋁厚板殘余應(yīng)力產(chǎn)生和預(yù)拉伸后重新分布的影響。研究結(jié)果表明：淬火速率越大，鋁厚板內(nèi)產(chǎn)生
摘 要：對(duì) 7075 鋁合金厚板進(jìn)行固溶處理后，分別采用浸沒(méi)淬火和噴淋淬火再進(jìn)行預(yù)拉伸處理。運(yùn)用裂紋柔度法檢測(cè) 2 種淬火板和相應(yīng)的預(yù)拉伸板內(nèi)部的殘余應(yīng)力，研究不同淬火工藝對(duì)鋁厚板殘余應(yīng)力產(chǎn)生和預(yù)拉伸后重新分布的影響。研究結(jié)果表明：淬火速率越大，鋁厚板內(nèi)產(chǎn)生的殘余應(yīng)力也越大，浸沒(méi)淬火試樣的殘余壓應(yīng)力和殘余拉應(yīng)力分別比噴淋淬火試樣的殘余壓應(yīng)力和殘余拉應(yīng)力大 60%和 73.6%;經(jīng)過(guò)預(yù)拉伸處理后，淬火應(yīng)力得到極大消減，殘余應(yīng)力被控制在±20 MPa 以內(nèi)，滿足后續(xù)加工的要求;當(dāng)拉伸量為 1.8%，2.2%和 2.5%時(shí)，殘余應(yīng)力的消減效果相當(dāng)。
關(guān)鍵詞：殘余應(yīng)力;裂紋柔度法;鋁合金;預(yù)拉伸
航空工業(yè)的發(fā)展對(duì)高強(qiáng)航空鋁材的性能提出了越來(lái)越高的要求，例如要求獲得極高的比強(qiáng)度和比剛度、均勻的厚板組織和機(jī)械性能、較小的殘余應(yīng)力等[1]。淬火及時(shí)效作為一種綜合熱處理工藝，可用來(lái)提高鋁合金的強(qiáng)度性能。淬火工藝雖然能夠大大提高鋁合金厚板的機(jī)械性能，但同時(shí)不可避免地使板材內(nèi)部產(chǎn)生較高殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力的存在對(duì)材料的機(jī)械性能和材料抗疲勞、抗腐蝕特性產(chǎn)生極大影響，降低了材料的壽命和穩(wěn)定性，這直接影響了厚板的后續(xù)再加工穩(wěn)定性[1−2]，因此，有必要研究熱處理工藝對(duì)鋁厚板殘余應(yīng)力的影響。Prime 等[3−5]運(yùn)用裂紋柔度法對(duì)美鋁 (ALCOA)產(chǎn)品進(jìn)行了殘余應(yīng)力測(cè)試，得到了淬火板和相應(yīng)的預(yù)拉伸板內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布;Koc 等[6]運(yùn)用有限元法，對(duì)鋁厚板的淬火過(guò)程、預(yù)拉伸和機(jī)械壓縮等應(yīng)力消減過(guò)程進(jìn)行了模擬，預(yù)測(cè)了鋁厚板內(nèi)部的淬火應(yīng)力和經(jīng)過(guò)應(yīng)力消減工藝后的殘余應(yīng)力水平。王秋成等[7−11]對(duì)淬火鋁厚板和預(yù)拉伸板內(nèi)部殘余應(yīng)力分布進(jìn)行了類似的研究。然而，人們對(duì)采用不同淬火工藝的淬火板、不同拉伸量的預(yù)拉伸板內(nèi)部的殘余應(yīng)力狀況的研究較少。本文作者對(duì)鋁厚板生產(chǎn)中常用的 2 種淬火方式即浸沒(méi)淬火和噴淋淬火進(jìn)行對(duì)比研究，分析不同的淬火工藝對(duì)殘余應(yīng)力分布、預(yù)拉伸處理后殘余應(yīng)力重新分布的影響。
1 實(shí)驗(yàn)
1.1 實(shí)驗(yàn)條件
測(cè)試對(duì)象為國(guó)產(chǎn) 7075 鋁合金軋制板，板材尺寸 (長(zhǎng)×寬×厚)為 1 200 mm×220 mm×50 mm，材料的成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：Zn(5.2%∼5.7%)，Mn(1.9%∼2.6%)， Cu(1.2%∼2.3%)，Al(余量)。固溶處理后，分別采用浸沒(méi)淬火和噴淋淬火，淬火溫度為 475 ℃，淬火介質(zhì)為 25 ℃自來(lái)水。浸沒(méi)淬火采取直接將鋁板投入水池中的方法，水池中的水保持一定的流量以確保水溫不會(huì)上升過(guò)高;噴淋淬火采取鋁板側(cè)立放置、從兩邊噴水的方法，在水池兩側(cè)壁各安置一組噴嘴，每組上下各一排，每排 9 個(gè)噴嘴呈對(duì)稱分布，噴水壓力為 0.34 MPa，水流量約為 136 L/min，噴射面形狀為圓錐形。淬火完成后，將板材沿長(zhǎng)度方向截為長(zhǎng)度為 400 和 800 mm 的 2 塊板材，長(zhǎng)度為 400 mm 的板材可視為保持了淬火應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)長(zhǎng)度為 800 mm 的板材繼續(xù)進(jìn)行預(yù)拉伸處理，拉伸實(shí)驗(yàn)在 5 MN 液壓拉伸機(jī)上進(jìn)行。為了研究拉伸量對(duì)應(yīng)力消減效果的影響，做了 3 個(gè)不同拉伸量(1.8%，2.2%和 2.5%)的預(yù)拉伸板。采用裂紋柔度法檢測(cè)不同狀態(tài)鋁厚板內(nèi)部的殘余應(yīng)力。考慮到鋁厚板淬火過(guò)程中存在邊緣效應(yīng)[12]，試樣從相應(yīng)的淬火板和預(yù)拉伸板的長(zhǎng)度和寬度中間部位應(yīng)力分布均勻區(qū)截取，尺寸均為 120 mm×120 mm×50 mm(長(zhǎng)×寬× 厚)，切割加工在鋸床上進(jìn)行。在切割過(guò)程中，采取慢速切割，以減少加工對(duì)試件初始應(yīng)力的影響。
1.2 測(cè)試原理與方法
裂紋柔度法的測(cè)量原理是：在被測(cè)量物體表面引入一條深度逐漸增加的裂紋來(lái)釋放殘余應(yīng)力[4]，通過(guò)測(cè)量物體表面特定點(diǎn)的應(yīng)變來(lái)計(jì)算殘余應(yīng)力。圖 1 所示為測(cè)試原理圖。設(shè)板材為均勻連續(xù)材料，殘余應(yīng)力沿板的長(zhǎng)度 X 方向、寬度 Y 方向的分布基本不變，只沿厚度 Z 方向存在較大的應(yīng)力梯度，且其分布為厚度坐標(biāo) Z 的函數(shù)，可以表示為一個(gè)展開(kāi)的級(jí)數(shù)形式：
采用 MARC 有限元軟件計(jì)算柔度函數(shù)，根據(jù)試樣的對(duì)稱性，以線切割的切縫為對(duì)稱軸取半個(gè)試樣劃分網(wǎng)格，采用 8 節(jié)點(diǎn)平面單元 QUAD8，靠近切縫區(qū)域網(wǎng)格尺寸為 0.2 mm×1.0 mm，遠(yuǎn)離切縫端網(wǎng)格尺寸為 1 mm×1 mm。材料的彈性模量取 71 GPa，泊松比取 0.33。在模型內(nèi)部加載初始應(yīng)力，約束切縫邊的所有自由度，采用生死單元法逐漸去除切縫位置的單元來(lái)模擬裂紋的產(chǎn)生。實(shí)驗(yàn)中，采用 DK77 線切割機(jī)引入裂紋，電極絲為直徑 0.18 mm 鉬絲，進(jìn)給速度為 1 mm/min ，加工后切縫寬約為 0.5 mm 。選用 BX120−5AA 應(yīng)變片，柵(長(zhǎng)×寬)為 5 mm×3 mm，切割位置和應(yīng)變片貼片位置如圖 1 所示，為了保證數(shù)據(jù)的可靠性，貼片位置并排安置 3 片應(yīng)變片，工作應(yīng)變片和補(bǔ)償片接入靜態(tài)應(yīng)變儀 YE2533 組成 1/4 電橋，沿板厚度方向切割深度每增加 1mm，等待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后記錄應(yīng)變數(shù)據(jù)。方塊試樣完成軋向的測(cè)試后，直接取切割后試樣的一半用于測(cè)試橫向的應(yīng)變數(shù)據(jù)。
2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果
圖 2 所示為測(cè)試得到的浸沒(méi)淬火板和噴淋淬火板內(nèi)部殘余應(yīng)力沿板厚方向的分布。從應(yīng)力分布曲線可以看出：鋁厚板經(jīng)過(guò)淬火處理后，板內(nèi)殘余應(yīng)力表現(xiàn)出外壓內(nèi)拉的分布。浸沒(méi)淬火板表層的壓應(yīng)力峰值 (絕對(duì)值)達(dá)到 130.42 MPa，心部的拉應(yīng)力峰值達(dá)到 (a) 軋向; (b) 橫向 1—浸沒(méi)淬火;2—噴淋淬火圖 2 鋁厚板內(nèi)部淬火殘余應(yīng)力 Fig.2 Residual stresses in aluminum alloy thick-plates after quenching 90.12 MPa，壓應(yīng)力絕對(duì)值略大于拉應(yīng)力;而噴淋淬火板表層的壓應(yīng)力峰值為 52.1 MPa，心部的拉應(yīng)力峰值為 23.8 MPa。浸沒(méi)淬火板的壓應(yīng)力和拉應(yīng)力比噴淋淬火板的壓應(yīng)力和拉應(yīng)力分別大 60%和 73.6%。可見(jiàn)，浸沒(méi)淬火和噴淋淬火由于淬火速率的差異，使得淬火殘余應(yīng)力相差較大。圖 2(b)所示為 2 種淬火板內(nèi)橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向的分布，可以看出：橫向殘余應(yīng)力在厚度方向的分布規(guī)律與軋制方向的相似，只是值略小。
圖 3 和圖 4 所示分別為浸沒(méi)淬火−預(yù)拉伸板和噴淋淬 火−預(yù)拉伸板內(nèi)部殘余應(yīng)力沿板厚方向的分布，拉伸量分別為：1.8%，2.2%和 2.5%。從圖 3 和 4 可以看出：預(yù)拉伸處理后的浸沒(méi)淬火板內(nèi)殘余應(yīng)力，不論是軋向應(yīng)力還是橫向應(yīng)力，均已被消減至±20 MPa 以內(nèi)，而預(yù)拉伸處理后的噴淋淬火板內(nèi)的殘余應(yīng)力，軋向應(yīng)力和橫向應(yīng)力則均被消減至±10 MPa 以內(nèi)。與圖 2 對(duì)比可以看出：經(jīng)過(guò)預(yù)拉伸處理后，大幅度地消減了板內(nèi)的淬火應(yīng)力，且淬火應(yīng)力越大消減效果越明顯。浸沒(méi)淬火板中壓應(yīng)力的消減率達(dá)到 80%以上，拉應(yīng)力的消減率接近 80%，而噴淋淬火板中壓應(yīng)力消減率達(dá)到 80%，拉應(yīng)力的消減率接近 70%。
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對(duì)于噴淋淬火−預(yù)拉伸板，隨著拉伸量的增大，殘余應(yīng)力消減效果增加，預(yù)拉伸 2.5%時(shí)的殘余應(yīng)力明顯低于預(yù)拉伸 1.8%的板材的殘余應(yīng)力(圖 4)。對(duì)于浸沒(méi)淬火−預(yù)拉伸板(圖 3)，軋向應(yīng)力消減效果以拉伸量為 1.8%的板材最好，而橫向應(yīng)力消減效果以拉伸量為 2.2%的板材最好，當(dāng)拉伸量增大到 2.5%左右時(shí)，殘余應(yīng)力反而略大于預(yù)拉伸 1.8%的板材的拉伸應(yīng)力。這可以從 2 個(gè)方面來(lái)解釋：第一，與劇烈的浸沒(méi)淬火相比，噴淋淬火獲得的殘余應(yīng)力分布較均勻，在預(yù)拉伸階段，殘余應(yīng)力分布的均勻性使得預(yù)殘余處理后，噴淋淬火板表現(xiàn)出隨著拉伸量增大其應(yīng)力減小的規(guī)律，而浸沒(méi)淬火板則沒(méi)表現(xiàn)出此規(guī)律;第二，隨著拉伸量的增加，塑性變形不均勻性出現(xiàn)的概率也隨之增加，使得應(yīng)力出現(xiàn)回升，當(dāng)板內(nèi)殘余應(yīng)力較大時(shí)，這種規(guī)律表現(xiàn)得更為明顯。
采用同種淬火工藝的預(yù)拉伸板，比較不同拉伸量所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力可以看出：不論哪種淬火板，也不論軋向應(yīng)力還是橫向應(yīng)力，拉伸量不同引起的應(yīng)力差值都在 5 MPa 以內(nèi)，即應(yīng)力消減的實(shí)際效果相當(dāng)。可見(jiàn)， 1.8%~2.5%的拉伸量都是適宜的。
3 討論
鋁厚板淬火應(yīng)力主要來(lái)自熱應(yīng)力。淬火急冷時(shí)，由于工件表層和心部的冷卻狀態(tài)不同而有溫度差，隨著時(shí)間的推移產(chǎn)生熱應(yīng)力以及最終狀態(tài)的殘余應(yīng)力。淬火過(guò)程中，當(dāng)工件表層溫度和心部溫度之差達(dá)到最大時(shí)，其外表和心部的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力也隨之達(dá)到最大值。溫差達(dá)到最大值后，隨著溫度差減小，應(yīng)力狀態(tài)在淬火后期發(fā)生反向，最終得到外表為壓應(yīng)力，心部為拉應(yīng)力的狀態(tài)[13]。冷卻時(shí)的溫度差對(duì)殘余應(yīng)力起支配作用。因此，通過(guò)合理控制淬火速率，可以降低淬火過(guò)程中工件表層和心部的最大溫差，從而減小殘余應(yīng)力。
為了分析 2 種淬火方式引起的淬火應(yīng)力差異，對(duì)鋁厚板淬火過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。基于熱場(chǎng)的相關(guān)理論，通過(guò)測(cè)試淬火溫降曲線，得到鋁厚板淬火過(guò)程的換熱系數(shù)。在模擬過(guò)程中所用到的其他熱物理參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)(如比熱容、熱導(dǎo)率等)均隨溫度變化而變化[14]。圖 5 所示為鋁厚板浸沒(méi)淬火和噴淋淬火時(shí)板厚中心的溫降曲線。從圖 5 可以看出：二者具有很好的一致性，充分驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。對(duì)于噴淋淬火，測(cè)試條件與實(shí)際淬火工況相同，對(duì)于浸沒(méi)淬火，為了便于測(cè)試，采用端淬的方法，在淬火過(guò)程中，熱電偶插入鋁板心部測(cè)試溫度變化。
圖 6 所示為計(jì)算得到的鋁厚板換熱系數(shù)曲線。從圖 6 可以看出：2 種淬火方式的換熱系數(shù)峰值出現(xiàn)在不同的溫度段，浸沒(méi)淬火時(shí)換熱系數(shù)峰值出現(xiàn)在 150~250 ℃，而噴淋淬火時(shí)換熱系數(shù)峰值出現(xiàn)在 100~200 ℃。可見(jiàn)：浸沒(méi)淬火時(shí)，鋁板能更快地進(jìn)入核態(tài)換熱階段。對(duì)于溫度高于 200 ℃的高溫階段，浸沒(méi)淬火的換熱系數(shù)值明顯高于噴淋淬火的換熱系數(shù);淬火前期，浸沒(méi)淬火冷卻速度更大，程度更劇烈，而噴淋淬火相對(duì)比較緩和。
以反求得到的界面換熱系數(shù)作為對(duì)流換熱邊界條件，對(duì)浸沒(méi)淬火和噴淋淬火進(jìn)行仿真，得到了淬火溫度場(chǎng)。圖 7 所示為仿真得到的鋁厚板表層和心部的淬火溫度場(chǎng)曲線。可見(jiàn)：采用浸沒(méi)淬火時(shí)，鋁板表層和心部的最大溫差達(dá)到 167 ℃;采用噴淋淬火時(shí)，最大溫差僅為 50 ℃。在噴淋淬火過(guò)程中，鋁板表面和心部的溫度差較小且基本保持一致，而浸沒(méi)淬火初期鋁板表面和心部存在很大的溫度差;隨時(shí)間推移，溫度差逐漸變小。可見(jiàn)：在淬火溫度、淬火介質(zhì)、介質(zhì)溫度等淬火條件相同的情況下，浸沒(méi)淬火能在極短的時(shí)間 1—心部;2—表面 (a) 浸沒(méi)淬火; (b) 噴淋淬火圖 7 仿真得到的淬火溫度場(chǎng)曲線 Fig.7 Simulated temperature curves of quenching 內(nèi)使鋁厚板溫度降低到常溫，但心部溫度始終高于表層溫度直至鋁板接近常溫，從而導(dǎo)致較大的淬火殘余應(yīng)力。而噴淋淬火采用高壓噴射淬火介質(zhì)，使其強(qiáng)烈地噴射在鋁板表面，水流從鋁板表面均勻地帶走熱量，因此，鋁板表層溫度下降程度沒(méi)有浸沒(méi)淬火那么迅速，使得鋁厚板的表層和心部的溫度梯度也較小，從而大大減小了淬火殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。
噴淋淬火通過(guò)控制噴射淬火介質(zhì)的壓力、溫度和流量等來(lái)控制工件淬火過(guò)程中的冷卻速率。而浸沒(méi)淬火只能通過(guò)改變介質(zhì)溫度、濃度以及通過(guò)攪拌來(lái)控制淬火介質(zhì)的冷卻速度，不能控制冷卻過(guò)程的冷卻速率變化。與浸沒(méi)淬火相比，采用噴淋淬火能使淬火殘余應(yīng)力減少 60%~73.6%，因此，噴淋淬火對(duì)于減小淬火殘余應(yīng)力具有較大的實(shí)用價(jià)值。然而，7×××鋁合金存在淬火敏感性，其力學(xué)性能隨淬火速率的減小而降低[15]。因此，要降低淬火殘余應(yīng)力，就必須在保證鋁厚板其他機(jī)械性能的前提下，合理控制淬火速率。在鋁厚板其他機(jī)械性能滿足工業(yè)要求的條件下，合理選擇噴淋淬火參數(shù)，可以獲得較小的殘余應(yīng)力。
4 結(jié)論
(1) 淬火鋁厚板內(nèi)部殘余應(yīng)力呈外壓內(nèi)拉分布，淬火速率越大，產(chǎn)生的殘余應(yīng)力越大。
(2) 預(yù)拉伸能大幅度消減淬火冷卻速度引起的殘余應(yīng)力差異，經(jīng)過(guò) 1.8%~2.5%變形量的預(yù)拉伸后，浸沒(méi)淬火板和噴淋淬火板內(nèi)部殘余應(yīng)力分別降至±20 MPa 和±10 MPa，滿足后續(xù)加工要求。
(3) 當(dāng)拉伸量為 1.8%~2.5%時(shí)，應(yīng)力消減效果相差不大，可見(jiàn)該范圍內(nèi)的拉伸量都是可取的。
(4) 淬火速率引起的殘余應(yīng)力差異，源自淬火過(guò)程中工件表層和心部的溫度梯度差異，選擇合理的淬火參數(shù)可以有效控制淬火殘余應(yīng)力。——論文作者：龔海，吳運(yùn)新，廖凱
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