不同淬火工藝對 7075 鋁合金厚板殘余應力的影響

發布時間：2022-04-06所屬分類：工程師職稱論文瀏覽：1次

摘 要： 摘 要：對 7075 鋁合金厚板進行固溶處理后，分別采用浸沒淬火和噴淋淬火再進行預拉伸處理。運用裂紋柔度法檢測 2 種淬火板和相應的預拉伸板內部的殘余應力，研究不同淬火工藝對鋁厚板殘余應力產生和預拉伸后重新分布的影響。研究結果表明：淬火速率越大，鋁厚板內產生

　　摘 要：對 7075 鋁合金厚板進行固溶處理后，分別采用浸沒淬火和噴淋淬火再進行預拉伸處理。運用裂紋柔度法檢測 2 種淬火板和相應的預拉伸板內部的殘余應力，研究不同淬火工藝對鋁厚板殘余應力產生和預拉伸后重新分布的影響。研究結果表明：淬火速率越大，鋁厚板內產生的殘余應力也越大，浸沒淬火試樣的殘余壓應力和殘余拉應力分別比噴淋淬火試樣的殘余壓應力和殘余拉應力大 60%和 73.6%;經過預拉伸處理后，淬火應力得到極大消減，殘余應力被控制在±20 MPa 以內，滿足后續加工的要求;當拉伸量為 1.8%，2.2%和 2.5%時，殘余應力的消減效果相當。

　　關鍵詞：殘余應力;裂紋柔度法;鋁合金;預拉伸

　　航空工業的發展對高強航空鋁材的性能提出了越來越高的要求，例如要求獲得極高的比強度和比剛度、均勻的厚板組織和機械性能、較小的殘余應力等[1]。淬火及時效作為一種綜合熱處理工藝，可用來提高鋁合金的強度性能。淬火工藝雖然能夠大大提高鋁合金厚板的機械性能，但同時不可避免地使板材內部產生較高殘余應力。殘余應力的存在對材料的機械性能和材料抗疲勞、抗腐蝕特性產生極大影響，降低了材料的壽命和穩定性，這直接影響了厚板的后續再加工穩定性[1−2]，因此，有必要研究熱處理工藝對鋁厚板殘余應力的影響。Prime 等[3−5]運用裂紋柔度法對美鋁 (ALCOA)產品進行了殘余應力測試，得到了淬火板和相應的預拉伸板內部的殘余應力分布;Koc 等[6]運用有限元法，對鋁厚板的淬火過程、預拉伸和機械壓縮等應力消減過程進行了模擬，預測了鋁厚板內部的淬火應力和經過應力消減工藝后的殘余應力水平。王秋成等[7−11]對淬火鋁厚板和預拉伸板內部殘余應力分布進行了類似的研究。然而，人們對采用不同淬火工藝的淬火板、不同拉伸量的預拉伸板內部的殘余應力狀況的研究較少。本文作者對鋁厚板生產中常用的 2 種淬火方式即浸沒淬火和噴淋淬火進行對比研究，分析不同的淬火工藝對殘余應力分布、預拉伸處理后殘余應力重新分布的影響。

　　1 實驗

　　1.1 實驗條件

　　測試對象為國產 7075 鋁合金軋制板，板材尺寸 (長×寬×厚)為 1 200 mm×220 mm×50 mm，材料的成分(質量分數)為：Zn(5.2%∼5.7%)，Mn(1.9%∼2.6%)， Cu(1.2%∼2.3%)，Al(余量)。固溶處理后，分別采用浸沒淬火和噴淋淬火，淬火溫度為 475 ℃，淬火介質為 25 ℃自來水。浸沒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上升過高;噴淋淬火采取鋁板側立放置、從兩邊噴水的方法，在水池兩側壁各安置一組噴嘴，每組上下各一排，每排 9 個噴嘴呈對稱分布，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，將板材沿長度方向截為長度為 400 和 800 mm 的 2 塊板材，長度為 400 mm 的板材可視為保持了淬火應力狀態，對長度為 800 mm 的板材繼續進行預拉伸處理，拉伸實驗在 5 MN 液壓拉伸機上進行。為了研究拉伸量對應力消減效果的影響，做了 3 個不同拉伸量(1.8%，2.2%和 2.5%)的預拉伸板。采用裂紋柔度法檢測不同狀態鋁厚板內部的殘余應力�？紤]到鋁厚板淬火過程中存在邊緣效應[12]，試樣從相應的淬火板和預拉伸板的長度和寬度中間部位應力分布均勻區截取，尺寸均為 120 mm×120 mm×50 mm(長×寬× 厚)，切割加工在鋸床上進行。在切割過程中，采取慢速切割，以減少加工對試件初始應力的影響。

　　1.2 測試原理與方法

　　裂紋柔度法的測量原理是：在被測量物體表面引入一條深度逐漸增加的裂紋來釋放殘余應力[4]，通過測量物體表面特定點的應變來計算殘余應力。圖 1 所示為測試原理圖。設板材為均勻連續材料，殘余應力沿板的長度 X 方向、寬度 Y 方向的分布基本不變，只沿厚度 Z 方向存在較大的應力梯度，且其分布為厚度坐標 Z 的函數，可以表示為一個展開的級數形式：

　　采用 MARC 有限元軟件計算柔度函數，根據試樣的對稱性，以線切割的切縫為對稱軸取半個試樣劃分網格，采用 8 節點平面單元 QUAD8，靠近切縫區域網格尺寸為 0.2 mm×1.0 mm，遠離切縫端網格尺寸為 1 mm×1 mm。材料的彈性模量取 71 GPa，泊松比取 0.33。在模型內部加載初始應力，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模擬裂紋的產生。實驗中，采用 DK77 線切割機引入裂紋，電極絲為直徑 0.18 mm 鉬絲，進給速度為 1 mm/min ，加工后切縫寬約為 0.5 mm 。選用 BX120−5AA 應變片，柵(長×寬)為 5 mm×3 mm，切割位置和應變片貼片位置如圖 1 所示，為了保證數據的可靠性，貼片位置并排安置 3 片應變片，工作應變片和補償片接入靜態應變儀 YE2533 組成 1/4 電橋，沿板厚度方向切割深度每增加 1mm，等待數據穩定后記錄應變數據。方塊試樣完成軋向的測試后，直接取切割后試樣的一半用于測試橫向的應變數據。

　　2 實驗結果

　　圖 2 所示為測試得到的浸沒淬火板和噴淋淬火板內部殘余應力沿板厚方向的分布。從應力分布曲線可以看出：鋁厚板經過淬火處理后，板內殘余應力表現出外壓內拉的分布。浸沒淬火板表層的壓應力峰值 (絕對值)達到 130.42 MPa，心部的拉應力峰值達到 (a) 軋向; (b) 橫向 1—浸沒淬火;2—噴淋淬火圖 2 鋁厚板內部淬火殘余應力 Fig.2 Residual stresses in aluminum alloy thick-plates after quenching 90.12 MPa，壓應力絕對值略大于拉應力;而噴淋淬火板表層的壓應力峰值為 52.1 MPa，心部的拉應力峰值為 23.8 MPa。浸沒淬火板的壓應力和拉應力比噴淋淬火板的壓應力和拉應力分別大 60%和 73.6%�？梢姡�浸沒淬火和噴淋淬火由于淬火速率的差異，使得淬火殘余應力相差較大。圖 2(b)所示為 2 種淬火板內橫向殘余應力沿板厚方向的分布，可以看出：橫向殘余應力在厚度方向的分布規律與軋制方向的相似，只是值略小。

　　圖 3 和圖 4 所示分別為浸沒淬火−預拉伸板和噴淋淬 火−預拉伸板內部殘余應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：預拉伸處理后的浸沒淬火板內殘余應力，不論是軋向應力還是橫向應力，均已被消減至±20 MPa 以內，而預拉伸處理后的噴淋淬火板內的殘余應力，軋向應力和橫向應力則均被消減至±10 MPa 以內。與圖 2 對比可以看出：經過預拉伸處理后，大幅度地消減了板內的淬火應力，且淬火應力越大消減效果越明顯。浸沒淬火板中壓應力的消減率達到 80%以上，拉應力的消減率接近 80%，而噴淋淬火板中壓應力消減率達到 80%，拉應力的消減率接近 70%。

　　相關知識推薦：論文優先審稿收費嗎

　　對于噴淋淬火−預拉伸板，隨著拉伸量的增大，殘余應力消減效果增加，預拉伸 2.5%時的殘余應力明顯低于預拉伸 1.8%的板材的殘余應力(圖 4)。對于浸沒淬火−預拉伸板(圖 3)，軋向應力消減效果以拉伸量為 1.8%的板材最好，而橫向應力消減效果以拉伸量為 2.2%的板材最好，當拉伸量增大到 2.5%左右時，殘余應力反而略大于預拉伸 1.8%的板材的拉伸應力。這可以從 2 個方面來解釋：第一，與劇烈的浸沒淬火相比，噴淋淬火獲得的殘余應力分布較均勻，在預拉伸階段，殘余應力分布的均勻性使得預殘余處理后，噴淋淬火板表現出隨著拉伸量增大其應力減小的規律，而浸沒淬火板則沒表現出此規律;第二，隨著拉伸量的增加，塑性變形不均勻性出現的概率也隨之增加，使得應力出現回升，當板內殘余應力較大時，這種規律表現得更為明顯。

　　采用同種淬火工藝的預拉伸板，比較不同拉伸量所對應的應力可以看出：不論哪種淬火板，也不論軋向應力還是橫向應力，拉伸量不同引起的應力差值都在 5 MPa 以內，即應力消減的實際效果相當�？梢姡� 1.8%~2.5%的拉伸量都是適宜的。

　　3 討論

　　鋁厚板淬火應力主要來自熱應力。淬火急冷時，由于工件表層和心部的冷卻狀態不同而有溫度差，隨著時間的推移產生熱應力以及最終狀態的殘余應力。淬火過程中，當工件表層溫度和心部溫度之差達到最大時，其外表和心部的拉應力和壓應力也隨之達到最大值。溫差達到最大值后，隨著溫度差減小，應力狀態在淬火后期發生反向，最終得到外表為壓應力，心部為拉應力的狀態[13]。冷卻時的溫度差對殘余應力起支配作用。因此，通過合理控制淬火速率，可以降低淬火過程中工件表層和心部的最大溫差，從而減小殘余應力。

　　為了分析 2 種淬火方式引起的淬火應力差異，對鋁厚板淬火過程進行數值模擬�；�于熱場的相關理論，通過測試淬火溫降曲線，得到鋁厚板淬火過程的換熱系數。在模擬過程中所用到的其他熱物理參數和力學性能參數(如比熱容、熱導率等)均隨溫度變化而變化[14]。圖 5 所示為鋁厚板浸沒淬火和噴淋淬火時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，充分驗證了模型的準確性。對于噴淋淬火，測試條件與實際淬火工況相同，對于浸沒淬火，為了便于測試，采用端淬的方法，在淬火過程中，熱電偶插入鋁板心部測試溫度變化。

　　圖 6 所示為計算得到的鋁厚板換熱系數曲線。從圖 6 可以看出：2 種淬火方式的換熱系數峰值出現在不同的溫度段，浸沒淬火時換熱系數峰值出現在 150~250 ℃，而噴淋淬火時換熱系數峰值出現在 100~200 ℃。可見：浸沒淬火時，鋁板能更快地進入核態換熱階段。對于溫度高于 200 ℃的高溫階段，浸沒淬火的換熱系數值明顯高于噴淋淬火的換熱系數;淬火前期，浸沒淬火冷卻速度更大，程度更劇烈，而噴淋淬火相對比較緩和。

　　以反求得到的界面換熱系數作為對流換熱邊界條件，對浸沒淬火和噴淋淬火進行仿真，得到了淬火溫度場。圖 7 所示為仿真得到的鋁厚板表層和心部的淬火溫度場曲線。可見：采用浸沒淬火時，鋁板表層和心部的最大溫差達到 167 ℃;采用噴淋淬火時，最大溫差僅為 50 ℃。在噴淋淬火過程中，鋁板表面和心部的溫度差較小且基本保持一致，而浸沒淬火初期鋁板表面和心部存在很大的溫度差;隨時間推移，溫度差逐漸變小�？梢姡涸诖慊饻囟取⒋慊鸾橘|、介質溫度等淬火條件相同的情況下，浸沒淬火能在極短的時間 1—心部;2—表面 (a) 浸沒淬火; (b) 噴淋淬火圖 7 仿真得到的淬火溫度場曲線 Fig.7 Simulated temperature curves of quenching 內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，從而導致較大的淬火殘余應力。而噴淋淬火采用高壓噴射淬火介質，使其強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有浸沒淬火那么迅速，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力的產生。

　　噴淋淬火通過控制噴射淬火介質的壓力、溫度和流量等來控制工件淬火過程中的冷卻速率。而浸沒淬火只能通過改變介質溫度、濃度以及通過攪拌來控制淬火介質的冷卻速度，不能控制冷卻過程的冷卻速率變化。與浸沒淬火相比，采用噴淋淬火能使淬火殘余應力減少 60%~73.6%，因此，噴淋淬火對于減小淬火殘余應力具有較大的實用價值。然而，7×××鋁合金存在淬火敏感性，其力學性能隨淬火速率的減小而降低[15]。因此，要降低淬火殘余應力，就必須在保證鋁厚板其他機械性能的前提下，合理控制淬火速率。在鋁厚板其他機械性能滿足工業要求的條件下，合理選擇噴淋淬火參數，可以獲得較小的殘余應力。

　　4 結論

　　(1) 淬火鋁厚板內部殘余應力呈外壓內拉分布，淬火速率越大，產生的殘余應力越大。

　　(2) 預拉伸能大幅度消減淬火冷卻速度引起的殘余應力差異，經過 1.8%~2.5%變形量的預拉伸后，浸沒淬火板和噴淋淬火板內部殘余應力分別降至±20 MPa 和±10 MPa，滿足后續加工要求。

　　(3) 當拉伸量為 1.8%~2.5%時，應力消減效果相差不大，可見該范圍內的拉伸量都是可取的。

　　(4) 淬火速率引起的殘余應力差異，源自淬火過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可以有效控制淬火殘余應力。——論文作者：龔海，吳運新，廖凱

　　參考文獻：

　　[1] 柯映林, 董輝躍. 7075 鋁合金厚板預拉伸模擬分析及其在淬火殘余應力消除中的應用[J]. 中國有色金屬學報, 2004, 14(4): 639−645. KE Ying-lin, DONG Hui-yue. Pre-stretching process and its application in reducing residual stress of quenched 7075 aluminum alloy thick-plate[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metal, 2004, 14(4): 639−645.

　　[2] 王秋成, 柯映林. 航空高強度鋁合金殘余應力的抑制與消除 [J]. 航空材料學報, 2002, 22(3): 59−62. WANG Qiu-cheng, KE Ying-lin. Control and relief of residual stresses in high-strength aluminum alloy parts for aerospace industry[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2002, 22(3): 59−62.

　　[3] Prime M B, Gnaupel-Herold T. Residual stress measurements in a thick, dissimilar aluminium alloy friction stir weld[J]. Acta Materialia, 2006, 54: 4013−4021.

　　[4] Prime M B, Hill M R. Residual stress, stress relief, and inhomogeneity in aluminum plate[J]. Scripta Materialia, 2000, 46(1): 77−82.

　　[5] Prime M B, Hill M R. Uncertainty analysis, model error, and order selection for series-expanded, residual-stress inverse solutions[J]. Journal of Engineering Materials and Technology, 2006, 11: 175−185.

　　[6] Koc M, Culp J, Altan T. Prediction of residual stresses in quenched aluminum blocks and their reduction through cold working processes[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 174: 342−354.

　　[7] 王秋成, 柯映林, 邢鴻燕. 板類構件內部殘余應力測試技術研究[J]. 浙江大學學報: 工學版, 2005, 39(3): 381−384. WANG Qiu-cheng, KE Ying-lin, XING Hong-yan. Study on measurement method of interior stress distributions in engineering rolled-plates[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2005, 39(3): 381−384.

　　[8] 王秋成, 柯映林, 章巧芳. 7075 鋁合金板材殘余應力深度梯度的評估[J]. 航空學報, 2003, 24(4): 336−338. WANG Qiu-cheng, KE Ying-lin, ZHANG Qiao-fang. Evaluation of residual stress depth profiling in 7075 aluminum alloy plates[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2003, 24(4): 336−338.

　　[9] 王樹宏, 左敦穩, 潤長生, 等. LY12, B95 和 7050 鋁合金預拉伸厚板內部殘余應力分布特征評估與分析[J]. 材料工程, 2004, 10: 32−35. WANG Shu-hong, ZUO Dun-wen, RUN Chang-sheng, et al. Evaluation and comparison of residual stress in thick pre-stretched aluminum plates of LY12, B95 and 7050[J]. Material Engineering, 2004, 10: 32−35.

　　[10] 王樹宏. 航空鋁合金厚板初始殘余應力及其對銑削變形影響的基礎研究[D]. 南京: 南京航空航天大學機電工程學院, 2005: 12−20. WANG Shu-hong. Study on initial residual stresses and their effects on milling distortion for thick aero aluminium alloy plate[D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautic. School of Mechanical and Electronic Engineering, 2005: 12−20.

　　[11] 王樹宏, 馬康民, 馬俊. 預拉伸鋁合金板7075T7351內部殘余應力分布測試[J]. 空軍工程大學學報: 自然科學版, 2004, 5(3): 19−21. WANG Shu-hong, MA Kang-min, MA Jun. Method of measuring the residual stress distribution in pre-stretched aluminum alloy plate 7075T7351[J]. Journal of Air Force Engineering University: Natural Science Edition, 2004, 5(3): 19−21.