7050鋁合金結構件熱處理與冷成形過程殘余應力演化規律的數值模擬

王 浩，肖納敏，李惠曲，王 曉

(中國航發北京航空材料研究院，北京 100095)

飛機鋁合金整體框構件是飛機重要承力結構部件之一，其內在質量是飛機安全性的重要保障。為了減輕飛機整體質量，同時確保整體框結構的強度滿足性能需求，輕質高強的7050鋁合金成為飛機整體框構件的適用材料。7×××系鋁合金是目前航空航天領域中應用廣泛的一類高強高韌鋁合金，其構件通常需要經過開坯鍛造以及固溶-淬火-時效熱處理，以提高材料的強度、韌性、抗疲勞性能以及耐腐蝕性能[1]。然而，上述制造工藝在獲得材料優異性能的同時，也會使得鋁合金構件中產生較大的淬火殘余應力。后續機械加工過程中，構件內部淬火殘余應力會隨著材料的去除不斷釋放，進而產生嚴重的機械加工變形[2-4]。

鋁合金構件殘余應力的產生，主要受到以下幾類因素影響：首先是幾何結構，復雜的幾何結構易導致構件在鍛造過程受到的累積塑性變形不均勻；其次是熱處理工藝，淬火冷卻過程溫度劇烈變化并使得各部位冷卻速率差異較大，導致熱應力分布不均勻；另外是材料特性，由于材料經歷了固溶時效熱處理，殘余應力在高溫階段的回復與低溫階段的累積都影響著最終殘余應力的分布。在實際制造過程中，這幾類因素相互影響，導致零件的殘余應力分布規律很難憑經驗進行預測與控制[5-7]。

對大型鋁合金整體鍛件來說，消減殘余應力普遍采取的方法是在機械加工前進行冷變形。冷變形的主要原理是通過外部引入應力，使材料發生微小的彈塑性變形，抵消、釋放鍛件內部不均勻分布的殘余應力。國內外在鋁合金殘余應力及其消減工藝領域開展了較多的研究[8-10]。姚詩杰等[11]采用分段冷壓使7050鋁合金方形件的殘余應力得到大幅度消減，冷壓后殘余應力均小于130 MPa。袁武華等[12]發現帶有波紋曲面結構的7050鋁合金試塊冷壓后殘余應力消減效果約為50%～70%，且波紋曲面參數對冷壓消減殘余應力效果影響顯著。Muammer等[13]的研究表明2%冷變形量可使7050鋁合金試塊淬火殘余應力消減70%以上，且最佳的冷變形量與鍛件材料、幾何結構和淬火工藝有關。目前，鋁合金殘余應力消減相關研究更多集中在簡單結構的鋁合金試樣，對于帶有復雜結構的大型鋁合金結構件淬火殘余應力的消減研究相對較少。因此，深入研究變形量、變形方式等冷變形工藝參數對大型復雜鋁合金結構件殘余應力的影響規律，對實際工程構件殘余應力的控制非常關鍵。本研究針對7050鋁合金開發高精度熱力耦合數值模型，通過對鋁合金試塊和結構件熱處理和冷變形全過程建模仿真，分析殘余應力的產生和演化。在此基礎上，針對實際工程構件提出合理的冷變形工藝方案，進而實現鋁合金結構件殘余應力消減和機械加工變形控制。

1 仿真模型與材料參數

仿真參數是保障仿真結果可靠性的重要環節。重點針對7050鋁合金彈性常數、熱導率、比熱容、熱膨脹系數、高溫應力-應變曲線、等效界面換熱系數等對傳熱與變形有重要影響的參數開展測試。測試材料采用鍛前O1狀態的7050鋁合金坯料。

1.1 7050鋁合金本構模型

本構模型是準確描述材料在加工過程中應力、應變等力學響應的關鍵環節。本工作所研究的加工工藝包含熱處理與冷成形兩個主要工序。這兩個工藝過程的主要特點是小變形和彈塑性響應。傳統的高溫塑性成形模型以剛塑性為主，如常見的Sellars雙曲正弦模型[14]，如式(1)所示：

(1)

(2)

式中：A為材料因子；m1為溫度系數；m2為應變硬化系數；m3為應變率硬化系數；m4為應變軟化系數；m5為與溫度相關的應變硬化系數；m7為溫度修正系數；m8為與溫度相關的應變率硬化系數；m9為溫度指數。由于鋁合金工藝溫度范圍在500 ℃以內，為了提高計算效率，上述模型可以簡化為如下形式：

(3)

式中:A,m1,m2,m3,m4,m8等參數通過實驗測得的應力-應變曲線進行擬合獲得。

在鍛件坯料上取樣，準備φ8 mm×12 mm的小型柱狀試樣。采用Gleeble熱力模擬試驗機進行高溫保溫實驗和不同溫度下(室溫,350,375,400,425 ℃)的單道次熱壓縮實驗。高溫與室溫下典型7050鋁合金應力-應變曲線如圖1所示。通過上述實驗曲線擬合獲得的Al7050合金本構模型參數如表1所示。

表1 7050鋁合金Hansel-Spittel本構模型參數Table 1 Hansel-Spittel constitutive model parameters of 7050 aluminium alloy

圖1 7050鋁合金375 ℃(a)與室溫(b)應力-應變曲線Fig.1 Stress-strain curves of 7050 aluminium alloy at 375 ℃(a) and room temperature(b)

1.2 7050鋁合金材料熱物性參數

除了材料本構模型，材料的彈性模量、熱導率、比熱、熱膨脹系數以及界面換熱系數等參數也都顯著影響仿真計算結果。本工作在O1態鍛件的基礎上，實測了7050鋁合金在不同溫度下的各種熱物性參數，如表2所示。

表2 7050鋁合金比熱、熱導率與熱擴散率Table 2 Specific heat, thermal conductivity and thermal diffusivity of 7050 aluminium alloy

采用RFDA HTVP 1750-C測試材料的彈性性能。測得20～300 ℃下7050鋁合金的彈性模量、剪切模量和泊松比值如表3所示。

表3 7050鋁合金的彈性常數Table 3 Elastic constant of 7050 aluminium alloy

采用UnithermTM-1252 Ultra High Temperature Dilatometer測試熱膨脹系數，測得的不同溫度下7050鋁合金的熱膨脹系數如表4所示。

表4 7050鋁合金的熱膨脹系數Table 4 Thermal expansion coefficient of 7050 aluminium alloy

采用熱電偶測溫方式測量鍛件表面不同位置溫度變化，基于實測溫度曲線、導熱微分方程和牛頓冷卻公式，利用反求方法求得鍛件/空氣、鍛件/淬火液的動態界面換熱系數。最終反求擬合得到的換熱系數如圖2所示?？梢钥闯觯缑鎿Q熱系數隨溫度不斷變化。鍛件/空氣界面換熱系數隨溫度升高而不斷增大，而鍛件/水界面換熱系數在250 ℃左右最大。

圖2 反求獲得的界面換熱系數(a)鍛件/空氣界面換熱系數;(b)鍛件/水界面換熱系數Fig.2 Heat transfer coefficient by reverse calculation(a)forging/air heat transfer coefficient;(b)forging/water heat transfer coefficient

2 結果與分析

2.1 7050鋁合金試塊淬火和冷變形過程殘余應力仿真與實驗對比分析

首先研究不帶任何筋條結構的鋁合金試塊在固溶淬火以及冷壓過程殘余應力的演化規律。鋁合金試塊長寬高尺寸為120 mm×150 mm×90 mm。為提升計算效率，取試塊的八分之一進行對稱建模，模擬分析淬火冷卻、冷壓以及卸載回彈過程中試塊殘余應力的演變。仿真工藝參數與實驗過程保持一致，主要工藝參數如下：加熱溫度477 ℃；加熱時間1800 s；出爐轉移時間30 s；淬火溫度60 ℃；淬火時間600 s；空冷時間1200 s；壓下量為試塊高度的1%,3%,5%，壓下時間5 s，冷壓完成后卸載。

2.1.1 淬火熱處理和冷壓殘余應力仿真分析

淬火后7050鋁合金試塊的殘余應力分布如圖3所示。可以看出，淬火后試塊表面最小主應力與最大主應力都是負值，說明表面為三向壓應力狀態。心部最大主應力與最小主應力都是正值，心部為三向拉應力狀態，最大拉應力約為250 MPa。從表面到心部，壓應力逐步過渡為拉應力。這種表面受壓、心部受拉是典型厚截面構件淬火冷卻后的應力分布特征。如不采取殘余應力消減措施，在隨后的機加過程中，隨著表面壓應力層材料的不斷去除，心部較大的拉應力釋放易導致構件發生扭曲變形。

圖3 淬火后鋁合金試塊中心1/4截面最大(a)和最小(b)主應力分布Fig.3 Max-(a) and min-principal(b) stress distribution in quarter section after quenching

隨后分析不同壓下量的冷壓縮對試塊淬火殘余應力的影響。圖4為不同壓下量冷壓時試塊沿高度方向的主應力對比?？梢?，即便施加1%壓下量，也能顯著改變試塊內部的應力分布。隨著壓下量的增加，心部的壓應力也相應增加。比較來說，壓應力狀態改變并非和壓下量呈線性變化，壓應力的增加幅度要隨著壓下量的增加而逐漸減小。當壓下量超過3%時，壓下量的增加對其心部壓應力狀態的改變幅度逐漸減弱。因此，從工程實際的角度考慮，3%變形量是一個比較理想的預變形量，可以保證殘余應力消減效果取得比較好的消減效果。

圖4 不同壓下量冷壓時高度方向主應力對比圖 (a)最大主應力；(b)最小主應力Fig.4 Max- and min-principal stress distribution in height direction during cold compression at various parameters(a)max-principal stress；(b)min-principal stress

2.1.2 卸載回彈對殘余應力消減的影響

實際工藝中由于冷變形量一般都不會太大，材料的彈性變形對冷變形效果會有較大的影響。因此，有必要模擬冷壓后的模具卸載對殘余應力的影響。將淬火冷卻和冷壓后試塊殘余應力的模擬結果導入卸載回彈模擬過程，分析卸載回彈對試塊內殘余應力分布規律的影響。

不同壓下量冷壓卸載后試塊高度方向從表面到心部不同位置的最大與最小主應力分布如圖5所示。可以看出，卸載回彈過程中，彈性變形的回復對殘余應力具有較大影響?？偟膩碚f，壓下量越大，卸載回彈對冷壓效果的影響越小。對比圖4，5可以看出，1%壓下量時，卸載后，試塊心部的三向壓應力隨著回彈幾乎全部釋放。當壓下量增加至3%時，雖然卸載后試塊心部壓應力有所松弛，但仍然保持三向壓應力狀態。當變形量從3%增加到5%時，卸載對殘余應力的影響有所減小，這是由于材料塑性變形量隨著冷壓變形量增大而增大，卸載后彈性變形的影響降低。卸載回彈對試塊表層的應力分布具有明顯影響，這主要與表層所受的摩擦力有關。總的來看，卸載回彈會削弱冷壓帶來的壓應力效果，變形量越大，其卸載回彈的影響越弱。3%變形量是一個較理想的預變形量，仍然可以在卸載后保持一定程度的內部壓應力狀態。

圖5 不同壓下量卸載后高度方向最大(a)和最小(b)主應力分布圖Fig.5 Max-(a) and min-principal stress(b) distribution in height direction after unload at various parameters

為了進一步驗證仿真結果，采用超聲技術[15]對試塊的殘余應力進行了實驗掃描分析。試塊淬火后以及3%冷壓后的殘余應力超聲聲速掃查圖分別如圖6所示?？梢钥闯?，淬火后的殘余應力聲速分布圖與仿真殘余應力分布規律吻合較好。由于表面大冷卻速度的影響，淬火后表層和心部出現明顯的殘余應力分布差異。經過冷壓縮后，試塊表層和心部的殘余應力聲速分布發生了明顯改變，聲速分布相比淬火后更加均勻。可見，冷壓能夠有效消減試塊內部殘余應力。

圖6 淬火與冷壓后鋁合金試塊殘余應力超聲聲速掃查圖(a)淬火后超聲掃查；(b)3%冷壓縮后超聲掃查Fig.6 Ultrasonic measurement of residual stress after quenching and cold compression(a)ultrasonic measurement after quenching;(d)ultrasonic measurement after 3% cold compression

2.2 7050鋁合金結構件淬火和冷變形過程殘余應力仿真與實驗對比分析

實際構件復雜的結構因素會對殘余應力分布規律以及冷成形工藝的制定產生一定影響，因此，本工作在簡單形狀鋁合金試塊的殘余應力分析的基礎上，進一步分析帶有筋條結構的構件殘余應力產生和變化規律。

2.2.1 結構件淬火過程殘余應力仿真分析

采用圖7所示的7050鋁合金構件進行仿真分析。構件尺寸為400 mm×1300 mm，帶有筋條及輻板等典型結構特征。根據實際零件制造工藝參數模擬7050鋁合金構件固溶淬火、冷壓以及卸載回彈過程中殘余應力的變化。為了節省計算時間，同樣取鍛件的八分之一進行對稱建模。淬火應力模擬結果導入后續冷壓和卸載回彈過程中，以研究冷壓與卸載對殘余應力分布的影響。固溶淬火工藝參數如下：加熱溫度477 ℃；加熱時間1800 s；出爐轉移時間30 s；淬火溫度60 ℃；淬火時間600 s；空冷時間1200 s。

圖7 鋁合金筋條結構件示意圖Fig.7 Shape of aluminium component with rib structure

熱處理過程中構件殘余應力分布結果如圖8所示。從主應力分布云圖中可看出，在加熱和轉移階段，由于溫度保持較高，構件內部殘余應力較小，絕對值不超過20 MPa。殘余應力的累積主要產生在溫度變化最為劇烈的淬火階段。淬火之后，構件表面最大主應力為負值，心部最小主應力都是正值，說明表面為三向壓應力狀態、心部為三向拉應力狀態。從表面到心部，壓應力逐步過渡為拉應力。在淬火過程中，由于表面冷卻速度較快，其收縮量較大，形成了收縮壓應力，而心部冷速較慢，在表面收縮條件下，對心部形成了拉應力。從具體數值來看，淬火后的內部殘余應力最高可達200 MPa以上。此外，筋條幾何結構對表面殘余應力有一定影響。淬火后，鍛件筋條與輻板連接過渡圓角區域最大主應力和最小主應力相對于腹板表層區域更小，說明筋條與輻板圓角過渡區域所受壓應力比輻板表層區域更大。

圖8 熱處理過程7050鋁合金鍛件1/4截面(長度方向)應力分布(a)最大主應力分布;(b)最小主應力分布Fig.8 Quarter section (along length direction) stress distribution of 7050 aluminium forging during heat treatment(a)max-principal stress distribution;(b)min-principal stress distribution

2.2.2 結構件冷壓縮過程殘余應力仿真分析與實驗對比

在淬火殘余應力分析的基礎上，開展冷變形工藝仿真。由于鍛件帶有筋條結構，因此可采用多種冷變形方式。為了考察不同冷變形方式對殘余應力的影響，在試塊仿真分析的基礎上，分析冷壓縮以及冷拉伸兩種不同方式對殘余應力的影響。

冷壓縮工藝示意圖如圖9所示。冷壓過程如下：先用平砧冷壓鍛件周邊筋條，壓下量為筋條高度(140 mm)的5%，約為7 mm，再冷壓鍛件輻板部位，壓下量為輻板厚度(40 mm)的2%，約為0.8 mm。冷壓過程中構件殘余應力沿長度方向1/4截面分布如圖10所示。可以看出，在冷壓鍛件周邊筋條部位時，筋條部位等效應力急劇增大，筋條部分區域最大主應力為負值，鍛件心部拉應力有所降低。筋條冷壓卸載后，鍛件產生回彈，輻板所受拉應力區域的面積和大小均未得到明顯改善，如圖10(a)所示。這一結果表明，由于筋條部位面積不大，冷壓的效果范圍也局限于筋條對應的厚度方向，同時由于部分應力被周圍的材料所分散，因此，對整體結構的應力改善有限。

圖9 鍛件冷壓縮示意圖(a)冷壓筋條;(b)冷壓輻板Fig.9 Cold compression of forging(a)cold compression at rib region;(b)cold compression at plate region

圖10 鍛件冷壓縮前后應力分布(選取截面圖)(a)鍛件冷壓過程等效應力分布;(b)鍛件冷壓過程最大主應力分布Fig.10 Stress state before and after cold compression(a)effective stress distribution during cold compression;(b)max-principal stress distribution during cold compression

在冷壓構件輻板部位時，輻板部位等效應力也急劇增大，輻板處最大主應力為負值，輻板區域受壓應力。卸載后，鍛件產生回彈，輻板區域壓應力有所釋放，但中心部位的拉應力仍有較大幅度改善，如圖10(b)所示?？梢?，對輻板的冷壓可以改善中心內部的拉殘余應力狀態，由于變形協調性的原因，可以適當增加輻板的變形量，從而降低卸載對應力消減的不利影響。總體來看，冷壓變形可以改善殘余應力的均勻性。輻板冷壓變形量可以大于2%，更有利于增加預變形的效果。

7050鋁合金結構件冷壓縮前后殘余應力的超聲殘余應力測試結果如圖11所示。對比可見，冷壓筋條后，輻板和筋條的連接處與輻板中心應力的差異較大，這是由于冷壓筋條時金屬向腹板部位流動，而輻板位置金屬未變形，因而在超聲掃查中表現為圖11(b)中輻板與筋條連接處的聲速不均勻，這也驗證了仿真分析中只冷壓筋條無法明顯改善結構件整體殘余應力分布。從圖11(c)中可以看出，冷壓輻板后，筋條、腹板及筋條根部整體應力分布更加均勻，相比于淬火后，結構件超聲掃查聲速分布均勻性明顯改善?？梢姡鋲狠棸灞壤鋲航顥l更能夠改善結構件內部的殘余應力，與仿真結果具有較高的一致性。

圖11 淬火與冷壓后鋁合金試塊超聲聲速掃查圖(a)淬火后；(b)冷壓筋條后；(c)冷壓輻板后Fig.11 Ultrasonic measurement of quenching and cold compression aluminum alloy test block(a)after quenching;(b)after cold compression on lib region;(c)after cold compression on web region

2.2.3 結構件冷拉伸過程殘余應力仿真分析與實驗驗證

冷拉過程如下：在模具的作用下，通過模具對外周筋條施加向外的作用力，向外沿鍛件寬度方向進行冷拉伸，如圖12所示。拉伸量通過壓下量來等效設計，為模具未拉伸前相對高度的3%，約5.2 mm。圖13為冷拉前后鍛件的最大主應力和最小主應力分布的仿真結果?？梢钥闯?，冷拉對鍛件心部的應力狀態改變較大。冷拉前，心部絕大多數部位為三向拉應力狀態，最大主應力約200 MPa。冷拉結束后，心部拉應力得到一定釋放，其最大拉應力值也在50～100 MPa之間。殘余應力的整體分布較為均勻，無論是筋條部位還是輻板部位，應力狀態均得到了改善。此外，冷拉前鍛件筋條圓角過渡區域存在部分應力集中的狀況，冷拉后應力集中得到緩解。卸載對殘余應力的改變較小，因此該預變形量是合適的，能夠較好地改善鍛件的殘余應力狀態。

圖12 鍛件冷拉伸示意圖Fig.12 Cold tension of forging

圖13 冷拉伸前后鍛件1/4截面(長度方向)最大(a)與最小(b)主應力分布Fig.13 Max-(a) and min-principal(b) stress distribution of quarter section (along length direction) before and after cold stretching

圖14為冷拉前后結構件的超聲殘余應力測試圖?？梢?，淬火后，結構件各部位超聲掃查聲速不均勻，各輻板區域應力差別較大。經過3%冷拉伸后，輻板部位和筋條圓角過渡區域超聲聲速均勻性得到明顯改善，可見冷拉伸后，結構件內部淬火后的殘余應力得到了釋放，應力分布變得更加均勻。

圖14 淬火(a)與冷拉伸(b)后鋁合金結構件殘余應力超聲聲速掃查圖Fig.14 Ultrasonic measurement of residual stress after quenching (a) and cold stretching (b)

為了進一步驗證冷拉伸對鋁合金結構件殘余應力的消減作用，分別對兩件結構件(一件未經冷拉伸，一件冷拉伸)進行了機械加工，并測量加工完成后零件的翹曲變形情況。實驗結果表明，經3%冷拉伸后，零件機加工完成后最大變形部位翹曲量約為1.07 mm，而未經冷拉伸的零件加工完成后發生嚴重扭曲變形，變形量超過50 mm，如圖15所示。由此可見，3%冷拉伸可大大減小鋁合金結構件機加工翹曲變形，這也驗證了冷拉伸工藝用來消減大型復雜鋁合金結構件殘余應力的有效性。

圖15 冷拉伸前后零件機加工變形對比圖Fig.15 Improvement of machining distortion by cold stretching

3 結論

(1)7050鋁合金構件的殘余應力累積主要產生在固溶淬火階段，典型的厚截面構件淬火后殘余應力呈外壓內拉分布。

(2)對于帶有筋條和輻板結構的大型復雜鋁合金結構件冷壓縮工藝，當變形量超過2%后，壓縮輻板對心部的應力狀態改善效果較好，而壓縮筋條只改善筋條局部位置的應力狀態。

(3)3%壓下量的冷拉伸工藝對結構件整體應力狀態改變較大，無論是筋條部位還是輻板部位，殘余應力分布均勻性均得到有效改善。經3%壓下量冷拉伸后，鋁合金結構件機加工變形得到明顯改善。