2124鋁合金在蠕變時效成形過程中的回彈量

湛利華，譚斯格，黃明輝，許華陽

（中南大學機電工程學院，長沙410083）

0 引 言

時效成形技術始于20世紀50年代末，該技術是利用金屬的蠕變／應力松弛以及可時效強化特性，將成形與時效熱處理同步進行的一種加工方法［1－3］。典型的時效成形工藝過程分為3個階段［4］，如圖1所示。在常溫下，通過一定的加載方式使成形件產生彈性變形，并保持這種變形；然后將其與工裝一起放入加熱設備中，在人工時效溫度下保溫一段時間，在此過程中成形件受到蠕變、應力松弛等機制的作用，內部組織和性能發生較大改變；時效結束后，待成形件完全冷卻后去掉工裝的約束，施加到其上的部分彈性變形在蠕變和應力松弛的作用下，轉變為永久塑性變形，從而使成形件在完成時效強化的同時獲得所需的外形。

圖1 蠕變時效成形工藝示意Fig.1 Schematic diagram of creep aging forming process

至今，該方法已經用來制造可時效強化型鋁合金的整體帶筋和變厚度大曲率復雜外形的整體壁板［5－6］。例如，Bae公司的 AA7475飛機上翼壁板；美國B－1B超音速戰略轟炸機與空中客機A330／340，以及Bennetts與空中客機公司合作的最新A380客機的機翼壁板等［7］。時效成形技術的成形精確性以及可重復性使它能夠滿足當前機身及機翼壁板復雜曲率變化的特征，與其它傳統的冷加工成形方法相比，時效成形的壁板具有殘余應力低、成形工藝較簡單等特點［8－10］。

時效成形過程受溫度、材料、時效時間、厚度變化、初始變形及應力分布等多個因素的影響。為了實現大型整體壁板的高性能精確時效成形，這些因素對時效成形構件成形行為的影響規律，以及蠕變／應力松弛成形與時效熱處理強化成形之間的相互關系需要深入研究。Jeunechamps等［11］認為，在鋁合金時效工藝規范內由于彎曲應力低、時效時間短、時效溫度較低等原因，時效成形的回彈量比通常鈑金成形工藝的要大得多，甚至可以達到總應變量的70%以上。回彈是壁板類構件時效成形不可避免的現象，高精度地預測回彈量是實現構件精確成形的關鍵。為此，近年來國內外研究者已陸續開展了時效成形過程回彈影響因素的試驗研究。Ho等［12］研制了一套單曲率時效成形裝置，開展了AA7010鋁合金構件在不同時效時間、不同構件厚度等試驗因素下的回彈分析，但未在試驗數據的基礎上進一步推導相應的回彈預測模型；洪江波等［13］設計了YL12CZ鋁合金小曲率圓弧彎曲的時效成形試驗，有針對性地研究模具相對半徑、時效溫度和時效時間三個主要因素對回彈的影響，最終得到綜合了這三個因素的回彈量計算公式，但是試驗局限于單一曲率半徑的形式，與工程實際相比其成形條件過于簡化，而且得出的個別因素的影響規律相悖于已有的普通認識；北京航空制造工程所針對7075和2324鋁合金，開展了時效成形基礎工藝試驗以及數值模擬和模具型面優化等方面的研究，建立了2324鋁合金的蠕變本構模型，并編制了仿真子程序，得到了一定參數條件下回彈量與時效溫度、試樣厚度和時效時間等參數之間的回歸方程［14－15］。

為滿足氣動外形需要，航空航天用壁板類構件往往設計為復雜的變曲率結構，即構件上各點的曲率半徑不同。在時效成形過程中構件上各點因初始曲率半徑的差異，其蠕變／應力松弛行為也會存在差異，并相互影響，勢必導致構件上各曲率半徑處的回彈量異于相同條件下單一曲率半徑時效成形的，而且，以往大多數研究都只是局限于得到各個試驗因數與回彈量之間的影響規律，實質上根據蠕變理論以及模型擬合的準確性而言，必須要考慮各參數之間相互作用對回彈量的影響。

為此，作者設計了更加貼近工程實際的變曲率半徑的時效成形試驗裝置，考察了時效時間、時效溫度及彈性預變形半徑這三個試驗因素在兩兩作用下對可時效強化型2124鋁合金蠕變時效成形的影響，獲得了時效溫度、預變形半徑、時效時間對成形前后曲率半徑的影響，通過回歸分析，建立了蠕變時效成形構件曲率表征的回彈量與試驗因素之間的回歸方程；并通過試驗對比分析了純彎曲與橫力彎曲變形模式對回彈量的影響。

1 試樣制備與試驗方法

試驗用2124鋁鎂銅系可熱處理強化鋁合金（簡稱2124鋁合金）的化學成分（質量分數／%）為4.67Cu，1.46Mg，0.63Mn，0.18Fe，0.12Si，0.04Zn，0.01Ti，小于0.01Cr，小于0.01Ni，余 Al。其尺寸為400mm×80mm×2mm，將其在490℃固溶45min后迅速淬火冷卻。將該試樣固定于時效成形裝置上，如圖2所示，然后將其置于恒溫箱進行蠕變時效成形（簡稱時效成形）。

根據某型號飛機機翼上翼面內側和外側的三維模型知，展向翼與弦向翼面由若干曲率不同的直紋面光滑拼接而成，機翼表面曲度非常小，除了機翼邊緣的曲率較大外，大部分區域的曲率半徑為1 000～5 000mm。沿構件對稱線一側取5個點，5個點的曲率半徑各不相同，如圖3中所標出的1～5點（回彈后對應的1′～5′點），控制5個點的曲率半徑在1 000～5 000mm，時效溫度取3個水平，時效時間取4個水平，預變形半徑取5個水平。

圖2 蠕變時效成形工裝Fig.2 Creep aging forming die

試驗所采用的時效成形工裝為可調位置的上下四點對稱加載變形，如圖3所示，試樣的變形分為較為復雜的橫力彎曲變形（a區域）和純彎曲變形（b區域），純彎曲部分各段變形不再是單一曲率的圓弧，而且各點的曲率半徑也都不一樣，這樣的變形方式較為簡便，也更加接近實際工況。

圖3 試樣變形示意Fig.3 Sample deformation scheme

采用在不同變形區域的標記點（如圖3中的1～5點以及回彈后對應的1′～5′點）貼應變片以測量該點回彈前后的應變ε，采用式（1）計算回彈前后各個點的曲率半徑。

式中：y為中性層的厚度；R為該點的曲率半徑。

采用回彈前后曲率半徑的變化來定義回彈量S。

式中：R0為成形前加載狀態下構件外表面點的曲率半徑；Rf為時效成形完畢產生回彈后構件上相應點的曲率半徑。

2 試驗結果及回歸模型的建立

2.1 試驗結果

得到的回彈試驗結果如表1所示，其中，R為預變形半徑，θ為時效溫度，t為時效時間。

由表2可以看出，在時效溫度、時效時間和預變形半徑相同的情況下，純彎曲變形的回彈量大于橫力彎曲的。分析認為這可能由以下兩個原因造成，其一：橫力彎曲變形部分各個點的曲率半徑不同，各點的初始應力也不同，在時效成形回彈過程中彼此相互干涉，回彈大的點會受到相鄰點的牽制，從而導致其回彈量不同于單曲率條件下的；其二：對于初始預變形曲率半徑相同的純彎曲和橫力彎曲部分的點，橫力彎曲部分點的初始應力要大于純彎曲部分的，由蠕變力學知初始應力大則蠕變應變大，即在總應變保持不變的條件下，因蠕變引起的不可回復塑性應變增大，從而使彈性應變減少，導致回彈量降低。

3.2 回歸模型

3.2.1 回彈量與預變形半徑和時效時間的回歸分析

由圖4可以看出，回彈量S隨著預變形半徑對數的增大而增大。這是因為預變形半徑越大，初始應力越小，蠕變應變越小，從而彈性回復越大，回彈量越大。

明確劃分各級護理人員的職責以及工作標準,并將具體的職責層層分解具體到個人,術前完善器械以及儀器相關檢查,術前1d集中訪視患者,并于術日護理人員在手術室門口做好迎接、交接工作,根據手術內容護理做好相應的配合,術后常規管理,手術全程中需進行質量監控。

表1 蠕變時效成形試驗因素與回彈量結果Tab.1 Creep aging forming experimental factors and springback results

表3 純彎曲與橫力彎曲在不同試驗因素下的回彈量Tab.3 Springback for pure bending and shearing bending at different experiment factors

另可看出，回彈量與一定時效時間下的預變形半徑的對數lnR存在線性關系，進行回歸分析可以得到回彈量S關于lnR與時效時間的回歸方程。

圖4 時效時間和lnR對回彈量的影響Fig.4 Effects of lnRand creep aging time on springback

3.2.2 回彈量與預變形半徑和時效溫度的回歸分析

溫度對蠕變時效成形有決定性的影響，溫度每升高約20℃，回彈量減少10%～15%，對于2124鋁合金，在220℃左右回彈可以完全消除［16］，但是在鋁合金的時效規范許可溫度下，回彈難以消除。

由圖5可知，在一定的預變形半徑下，回彈量與時效溫度成線性關系，進行回歸分析可以得到回彈量與預變形半徑和時效溫度的回歸方程。

3.2.3 回彈量與時效溫度和時效時間的回歸分析

由圖6可以看出，隨著時效時間的延長，回彈量逐漸減小。這是因為時效時間越長，蠕變變形越大，導致回彈減小。

另可看出，回彈量與時效時間成線性關系，進行回歸分析可以得到回彈量與時效時間和時效溫度的回歸方程。

3.2.4 綜合回歸分析及回歸模型驗證

從斜率來看，時效溫度是所有因素中對回彈量影響最大的，且隨著時效溫度的升高回彈量迅速減小。

由以上分析可得到時效溫度、時效時間和預變形半徑兩兩因素作用下回彈量的回歸方程，再通過多項式回歸分析得到最終回彈量與以上三個因素總的回歸方程，如式（6）所示：

從式（6）可以看出，回彈量受多種因素的影響，回彈量與時效溫度、預變形半徑、時效時間的關系式與前面的分析結果相一致。

將幾組試驗的工藝參數數據輸入式（6），計算該工藝下的回彈量，并與試驗值進行比較，如圖7所示，可以看出，在本試驗條件下，基于多項式回歸建立的兩兩因素作用下的回彈模型預測結果與試驗值符合較好，最大誤差僅為9.62%。可知，通過系統的試驗數據分析，采用回歸分析建立的回彈量預測模型，能較好地反映一定工況下蠕變時效成形工藝參數與成形后試樣回彈的關系。

圖7 回彈量回歸值與試驗值的對比Fig.7 Comparison between the experimental values and the regression values

由以上分析可知，變曲率蠕變時效成形與以往單一曲率成形相比，在考慮各因素相互作用的情況下，雖然各因素對回彈的影響趨勢基本相同，但是影響程度不盡相同，其內在影響機理還需進一步深入研究。

3 結 論

（1）時效溫度對回彈量的影響最為顯著，且隨著溫度的升高回彈量快速減小，二者成近似為線性關系；預變形半徑的對數與回彈量成線性關系，且隨著預變形半徑的增加，回彈量也增大；隨著時效時間的延長回彈量逐漸減小，二者也成近似線性關系。

（2）回彈預測模型可以對時效成形后構件的回彈行為進行較為合理的預測。

（3）在時效溫度、時效時間、預變形半徑等參數相同的情況下，純彎曲變形的回彈量大于橫力彎曲變形的。

［1］HOLMAN M C.Autoclave age forming large aluminium aircraft panels［J］.Journal of Mechanical Working Technology，1989，20：477－488.

［2］SALLAH M，PEDDIESON J，FOROUDASTAN S.A mathe－matical model of autoclave age forming［J］.Journal of Materials Processing Technology，1991，28（1／2）：211－219.

［3］NARIMET S P，PEDDIESON J，BUNCHANAN G R.A simulation procedure for panel age forming［J］.Journal of Engineering Materials and Technology，1998，120（3）：183－190.

［4］HO K C，LIN J，DEAN T A.Constitutive modelling of primary creep for age forming an aluminum alloy［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，153／154（11）：122－127.

［5］LIN J，HO K C，DEAN T A.An integrated process for modelling of precipitation hardening and springback in creep ageforming［J］.International Journal of Machine Tools and Manufacture，2006，46（11）：1266－1270.

［6］ZHU A W，STARKE E A.Materials aspects of age－forming of Al－xCu alloys［J］.Journal of Materials Processing Technology，2001，117（3）：354－358.

［7］LEVERS A，PRIOR A.Finite element analysis of shot peening［J］.Journal of Materials Processing Technology，1998，80／81：304－308.

［8］WATCHAM K.Airbus A380takes creep aging forming to new heights［J］.Materials Word，2004，12（2）：10－11.

［9］PITCHER P D，STYLES C M.Creep age－forming of 2024A，8090and 7449alloys［J］.Journal of Materials Science Forum，2000，331／337：455－460.

［10］JEUNECHAMPS P P，HO K C，LIN J，et al.A closed form technique to predict springback in creep age forming［J］.International Journal of Mechanical Sciences，2006，48（6）：621－629.

［11］HO K C，LIN J，DEAN T A.Modelling of springback in creep forming thick aluminium sheets［J］.International Journal of Plasticity，2004，20：733－751.

［12］甘忠，洪江波.LY12CZ鋁合金材料的時效成形理論與試驗研究［D］.西安：西北工業大學，2005：58－80.

［13］曾元松，黃遐，黃碩.蠕變時效成形技術研究現狀與發展趨勢［J］.塑性工程學報，2008，15（3）：1－8.

［14］黃遐，曾元松，黃碩.鋁合金2324蠕變時效成形實驗研究［J］.塑性工程學報，2009（3）：136－139.

［15］ZHAN Li－hua，LIN Jian－guo，DEAN T A.A review of the development of creep age forming：Experimentation，modeling and applications［J］.International Journal of Machine Tools ＆Manufacture，2010，51（1）：1－17.

［16］周憲斌，常和生，戴美云.時效應力松弛校形原理及其在蒙皮制造中的應用［J］.北京航空航天大學學報，1992（2）：65－71.