廖 凱，吳運新，郭俊康

(1.中南林業(yè)科技大學 機電工程學院，長沙 410004;2.中南大學 機電工程學院，長沙 410083;3.桂林電子科技大學，桂林 541004)

振動時效(VSR，vibration stress relief)利用振動來消減殘余應(yīng)力，在黑色金屬領(lǐng)域應(yīng)用較為廣泛，如對鑄鐵件和碳鋼焊接件等的振動時效處理，已獲得較低的應(yīng)力水平和高性能構(gòu)件，其應(yīng)用的效果比較明顯［1］。鋁合金厚板為了更適合加工，其制備過程中產(chǎn)生的較強殘余應(yīng)力需要做消減處理，常用機械方法和熱處理方法，考慮到厚板的大規(guī)格工藝要求，機械預拉伸方法在工廠中被廣泛采用，但由于生產(chǎn)成本過高和成材率低等缺點，使得尋求一種新方法來實現(xiàn)這一目標成為急需。振動時效在工業(yè)中成功用于焊接件應(yīng)力消減，使之極可能成為鋁合金厚板應(yīng)力消減的新工藝，其特點表現(xiàn)在:工藝耗能少(是常規(guī)熱處理工藝的2%左右)、建設(shè)投資低、工作效率高、環(huán)境污染小和實現(xiàn)產(chǎn)品性能的優(yōu)化［2－3］，因此這一技術(shù)在鋁合金厚板制備中也越來越受到關(guān)注。

國內(nèi)外開展這方面研究的機構(gòu)和學者不多，尤其是量化評價振動時效工藝在鋁合金厚板殘余應(yīng)力消減中的實踐效果。James等［4－6］在應(yīng)力消減機理方面和應(yīng)力演變數(shù)學模型方面做了研究，包括最初的應(yīng)力循環(huán)內(nèi)應(yīng)力消減強度較大、主滑移面應(yīng)力卸載機理、應(yīng)力消減程度與加載應(yīng)力大小和塑性變形層深度的相關(guān)性等，這些為振動時效運用奠定了廣泛的基礎(chǔ)。沈華龍等［7－9］在這方面取得了一些成果，主要包括用于厚板振動時效的硬件平臺建設(shè)，以及針對厚板進行了大量的振動時效實驗，在不同的時效工藝條件下，并取得了很多寶貴實驗經(jīng)驗。就已有數(shù)據(jù)和文獻可以看出，振動時效在厚板制備應(yīng)用方面有其獨到的作用，主要體現(xiàn)在均化應(yīng)力方面。本文擬從振動時效在厚板應(yīng)力消減微觀機理分析出發(fā)，論述該工藝在厚板制備中的應(yīng)用局限性，并闡述其應(yīng)用的突破方向。

1 微觀機理

振動時效其本質(zhì)是在構(gòu)件中施加交變應(yīng)力，在一定頻率的交變應(yīng)力作用下共振，以達到動應(yīng)力強度與本身殘余應(yīng)力的疊加大于材料的屈服極限，使材料屈服以達到消減殘余應(yīng)力的目的。

1.1 振動時效的應(yīng)用

其局限性表現(xiàn)在三個方面:其一，鋁合金厚板內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布雖然沿板厚分布并存在不均勻特征，但這屬于結(jié)構(gòu)性應(yīng)力，宏觀上分析不存在如焊接件縫口應(yīng)力集中的現(xiàn)象，振動時效利用交變共振方式引起材料屈服這一功用在厚板上難以實現(xiàn)，如圖1(a)所示為厚板淬火應(yīng)力典型分布［10－11］。其二，板類件固有頻率較低，考慮到材料的力學性能改變和組織結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性要求，不宜采用較大的動應(yīng)力加載方式，因此，大部分情況下無法進行預期高于屈服強度的動力，即動應(yīng)力與殘余應(yīng)力疊加后仍遠小于屈服極限 σa+σR＜σ0.2。第三，板類件彎曲變形可以使得表層材料產(chǎn)生較大彈性應(yīng)力，但延伸至板內(nèi)的應(yīng)力變化影響更小，特別是對于較厚的鋁合金板件，振動時效對應(yīng)力消減的效果難以評價，至少運用已有的X射線衍射技術(shù)和力學測試技術(shù)都不能準確的評價［12－14］，如圖 1(b)為板類件振動時效形式。

宏觀上看，振動時效在結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布特征的鋁合金厚板應(yīng)用上，具有一定的局限性，具體表現(xiàn)為對板內(nèi)殘余應(yīng)力的消減效果不明顯。微觀上看，如果材料內(nèi)部存在局部微結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中或應(yīng)力梯度變化大的區(qū)域，則即使在低于宏觀屈服強度的條件下，也極有可能使材料形成微屈服，消減局部結(jié)構(gòu)處的應(yīng)力水平。

圖1 Fig.1

使用7075高強鋁合金為試驗材料，保證表面平整光亮，試樣尺寸為:180×30×10(mm)，長度方向為軋向。對試樣進行無應(yīng)力退火處理，退火工藝為加熱到480℃保溫2小時后，隨爐退火。然后使用噴砂機對試樣鋁板的表面進行噴砂處理，噴料為石英砂，噴砂壓力為2 MPa。表面應(yīng)力用PROTO公司的X射線衍射儀進行測試。

噴砂處理后，鋁板表面發(fā)白，圖2為使用X射線法測量試樣表面殘余應(yīng)力分布。與圖1(a)比較，最大的區(qū)別是應(yīng)力梯度的強弱差異，淬火板結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布比較平緩，應(yīng)力梯度較小，而噴砂板表面應(yīng)力梯度很大。如表1所示，取表面1mm深度內(nèi)應(yīng)力變化的平均梯度來進行比較，可見噴砂板表層微結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力集中現(xiàn)象嚴重。

圖2 厚板表面噴砂處理后淺層應(yīng)力分布Fig.2 Stress distrbution of surface layer after sand blasting in thick plate

對上述噴砂厚板進行振動時效處理，當加載應(yīng)力為80 MPa時(疊加應(yīng)力仍＜σ0.2)，加載循環(huán)為10000次時，噴砂板表面殘余應(yīng)力則迅速下降至13.58 MPa，且為拉應(yīng)力。當加載循環(huán)為20000次時，表面殘余拉應(yīng)力下降為9.38 MPa?？梢娫诏B加應(yīng)力低于材料屈服強度的情況下，振動時效對表層應(yīng)力梯度較大狀態(tài)的板類件應(yīng)力消減效果十分明顯，這一現(xiàn)象需要從振動時效對材料的微觀作用機理進行研究。

1.2 厚板內(nèi)部微結(jié)構(gòu)差異

微屈服容易發(fā)生在應(yīng)力梯度大的區(qū)域，尤其是材料存在組織不均勻和晶格缺陷時，在一定交變力作用下，容易形成位錯聚集移動，造成微屈服變形，使構(gòu)件內(nèi)部應(yīng)力水平發(fā)生變化，在一定程度上可以起到均化厚板結(jié)構(gòu)應(yīng)力的作用。

根據(jù)鋁合金金相研究［15－16］，厚板淬火軋制后，其晶粒分布沿深度由表面及中心大致分為三個區(qū)域:絕大部分為細小的亞晶表層區(qū)、細小亞晶和粗大的再結(jié)晶晶粒過渡區(qū)(1/4～3/8深度處)、大部分粗大晶粒和小部分亞晶的中心區(qū)。

細晶與粗晶共存是一種普遍的存在形式，如圖3(a)為過渡區(qū)微區(qū)內(nèi)亞晶與粗晶組織結(jié)構(gòu)。淬火組織造成的收縮變形，使亞晶位錯滑移并在與粗晶相鄰晶界處阻塞堆積，相似機理，粗晶也會由于滑移系位向而使位錯線阻塞在某個晶界段，由于晶粒形狀和分布具有隨機性，因此總存在造成這兩種晶粒的作用力交叉的有利位向晶粒。從而造成粗晶呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)σ拉，周圍細小亞晶粒則仍為壓應(yīng)力σ壓，在這個區(qū)域應(yīng)力梯度變化明顯，是一個應(yīng)力集中區(qū)，在振動能量足夠大時，很容易形成微區(qū)變形，消減周圍應(yīng)力強度。

圖3 晶粒分布模型概況圖Fig.3 Model of grain distribution

粗大的第二相和彌散相會存在于亞晶與粗晶組織結(jié)構(gòu)中，晶界和晶內(nèi)都存在，如圖3(b)為中心區(qū)微區(qū)內(nèi)，粗晶占據(jù)大部分晶體結(jié)構(gòu)，其中分布了亞晶和析出相。一般認為，F(xiàn)e、Si元素以及S相等硬度高的脆性相，降低了微區(qū)的塑性變形能力，造成了晶粒間應(yīng)力不均勻，因此結(jié)構(gòu)內(nèi)晶粒間各向異性特征十分突出。這些特征在析出相周圍造成晶粒彼此變形能力的差異，出現(xiàn)晶粒應(yīng)力強度變化，在結(jié)構(gòu)周圍容易形成強－弱－強鏈狀應(yīng)力分布形式。厚板越往心部，材料的組織不均勻度越明顯，微區(qū)應(yīng)力變化也越明顯，極易形成高應(yīng)力梯度，造成微結(jié)構(gòu)間能量不穩(wěn)定，在激振力作用下，形成微屈服。

1.3 機理

由于材料中總是存在著微觀缺陷，尤其是組織不均勻時在微區(qū)內(nèi)形成的應(yīng)力集中區(qū)，在交變力的作用下，導致位錯移動逐漸形成塞積群，加劇應(yīng)力集中，并在一定強度下以晶格應(yīng)變的形式釋放，即微屈服。這種微屈服通過位錯的運動，使相鄰晶格的應(yīng)變狀態(tài)得到新的平衡，即原來高能量不穩(wěn)定狀態(tài)變成了低能穩(wěn)定狀態(tài)。板內(nèi)微屈服不一定有明顯的宏觀變形，也就不存在明顯的宏觀應(yīng)力變化，但是大面積相似結(jié)構(gòu)微屈服的形成就能夠影響宏觀變形，并使構(gòu)件的應(yīng)力水平下降。如之前的試驗結(jié)果，表面噴砂試樣殘余應(yīng)力梯度遠遠大于淬火試樣，所以由于位錯的滑移產(chǎn)生的塑性變形從而降低應(yīng)力強度的效果會更加顯著。當然，試樣表面由于缺少外部自由度約束，位錯運動抗力小，也容易產(chǎn)生位錯運動和微屈服，引起殘余應(yīng)力的變化。

厚板淬火軋制形成的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，受工藝本身的局限，使振動時效難以對其進行宏觀應(yīng)力的直接消減，或者說無法產(chǎn)生明顯宏觀屈服，但是對板內(nèi)組織不均勻處造成的微屈服過程，會一定程度上均化板內(nèi)應(yīng)力水平，對穩(wěn)定板型或厚板尺寸穩(wěn)定性起到積極作用，這是振動時效在厚板制備中一個應(yīng)用特點。

另外，過大的動應(yīng)力會對厚板性態(tài)產(chǎn)生影響，諸如降低材料疲勞壽命，造成疲勞損傷等，在本研究中考慮到這一點，因此加載的振動應(yīng)力強度以疊加后應(yīng)力接近屈服為宜，對材料內(nèi)部結(jié)構(gòu)不致產(chǎn)生明顯改變。如圖4所示，說明了振動時效沒有改變材料微觀組織結(jié)構(gòu)形式，實驗測試發(fā)現(xiàn)其對材料力學性能尤其是強度和彈性模量等沒有明顯影響。

圖4 直接人工時效與振動后人工時效晶內(nèi)Cr、Mn相，Mg-Zn2(η’)晶界處析出相分布情況 (a)(b)為直接人工時效，(c)(d)振動20000次后人工時效Fig.4 Cr、Mn and precipitates(η’)distribution on grain boundary between artificial aging and VSR+artificial aging(a)only artificial aging;(b)VSR+artificial aging

2 實驗研究

厚板制備后內(nèi)部形成的高強殘余應(yīng)力，會使厚板在長期存放后板形尺寸不穩(wěn)定，這與板內(nèi)殘余應(yīng)力不均勻、自然時效過程以及析出相改變微區(qū)應(yīng)力場有關(guān)，為提高板形尺寸穩(wěn)定性，可對淬火板進行振動時效處理。實驗材料為采用2塊1000mm×500mm×20mm的2A12鋁合金厚板，固溶淬火方法固溶溫度480℃，保溫兩個小時+水浴淬火，其中只對板1在淬火之后進行振動時效處理，并與板2進行應(yīng)力狀態(tài)和變形狀態(tài)對比。

2.1 實驗條件

振動時效裝置如圖1(b)所示，將激振器的偏心角調(diào)整至30°，使用半自動方式進行振前掃頻，利用加速度傳感器和應(yīng)變片測量得到的動態(tài)應(yīng)變信號和試件的一階固有頻率。實驗中鋁板在激振頻率為5000 r/min時振動最強烈，且能保持穩(wěn)定，計算得激振力約為3267 N(備注:這個力與厚板本身殘余應(yīng)力疊加后仍小于材料屈服極限)，時效時間設(shè)為30 min。

板形測試在三坐標儀上進行，將鋁板放置在三點支撐的測量平臺上，使用Brwon＆Sharpe公司生產(chǎn)的GLOBAL STATUS575型三坐標測量機對鋁板表面變形情況進行測量，該測量機長度測量最大允許誤差MPEE=2.5+4L/1000μm，最大允許探測誤差 MPEP=2.5μm。測試位置如圖1。

2.2 實驗方法

將放置1月厚板前后相同測量點的高度坐標相減，得到兩種狀態(tài)下鋁板的變形量曲面圖，如圖5所示。由圖中可以看出經(jīng)過振動時效處理的鋁合金厚板，在放置一個月前后其表面變形量較小，尺寸穩(wěn)定性較好。相反，未經(jīng)過振動時效處理的鋁合金厚板變形量比較大，尺寸穩(wěn)定性相對較差。以高度坐標差的平均值△作為衡量變形量的特征值，計算得到經(jīng)過振動時效的鋁板放置一月前后高度坐標差的平均值為Δ=－1.93 um，而未經(jīng)過振動時效為Δ=14.75 um，為經(jīng)過振動時效處理的7.65倍。

圖5 放置1月前后淬火板變形差Fig.5 Deformation of quenched plate after one months

2.3 分析與討論

構(gòu)件尺寸穩(wěn)定性較好從一個側(cè)面說明了其內(nèi)部應(yīng)力水平的均勻化程度較高，也即是淬火初始產(chǎn)生的內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)組織間高應(yīng)力梯度得到極大程度緩解，降低了構(gòu)件中各組織不均勻區(qū)殘余應(yīng)力差值Δσ=σmaxσmin，這也符合學者 Naotake Yoshihara與 Yoshimichi Hino提出“殘余應(yīng)力幅度”判據(jù)，即對于一個特定的殘余應(yīng)力分布形式，構(gòu)件中最大殘余應(yīng)力與最小殘余應(yīng)力的差值與構(gòu)件潛在尺寸變形線性相關(guān)。

3 結(jié)論

通過兩個實驗試樣的比較，可以看出振動時效在厚板尺寸穩(wěn)定性方面發(fā)揮了作用，這對厚板預變形和后期加工都有積極的作用。振動時效不僅在宏觀上可以消減殘余應(yīng)力(如焊接件)，在微觀上同樣可以通過位錯移動和最小能量法則促使晶格變形的微屈服形式(包括高應(yīng)力梯度情形)以消減微區(qū)應(yīng)力，實現(xiàn)厚板內(nèi)部應(yīng)力均化和板形穩(wěn)定目的，這將是振動時效在厚板應(yīng)用上的優(yōu)勢。

［1］王宴沁，華云松.振動時效技術(shù)的研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢［J］.機械制造，2011，49(557):66－68.

［2］蘆亞萍，馬振宇，賈權(quán)仕，等.振動時效機理的研究［J］.機械科學與技術(shù)，2001，7:587－589.

［3］馬振宇，蘆亞萍，賈叔仕.振動時效微觀機理研究［J］.機械工程師，2003，2:30－32.

［4］James M R.The relaxation of residual stresses during fatigue，residual stress and stress relaxation［C］.Proceedings of 28th Army Materials Research conference.Plenum Press，1982:297－314.

［5］Iida K，Takanashi M.Relaxation of welding residual stresses by reversed and repeated loadings［J］.Welding Research，1999，45(8):27 －40.

［6］Farrahi G H，Lebrun J L，Couratin D.Effect of shot peening on residual stress and on fatigue life of a spring steel［J］.Fatigue Fract Engng Mater Struct，1995，18:211 －220.

［7］沈華龍，吳運新，郭俊康.高強度鋁合金厚板振動時效工藝的研究［J］.振動與沖擊，2009，28(8):191－194.

［8］胡永會，吳運新，郭俊康.基于應(yīng)力功恒等法的振動時效研究［J］.噪聲與振動控制，2010，6:27－33.

［9］郭俊康.鋁合金厚板振動時效的微屈服機理探討與試驗研究［D］.長沙:中南大學，2010.

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

［11］龔 海，吳運新，廖 凱.預拉伸對7075鋁合金厚板殘余應(yīng)力分布的影響［J］.材料熱處理學報，2010，30(6):201－205.

［12］陳 冷，張清輝，毛衛(wèi)民.殘余應(yīng)力及其分布的X射線二維衍射分析與計算［J］.材料熱處理學報，2006，1(2):120－124.

［13］唐志濤，劉戰(zhàn)強，艾 興，等.基于裂紋柔度法的鋁合金預拉伸板內(nèi)部殘余應(yīng)力測試［J］.中國有色金屬學報，2007，17(9):1404 －1409.

［14］Schajer G S，Prime M B.Use of inverse solutions for residual stress measurement［J］.Journal of Engineering Materials and Technology，2006，128(3):375 －382.

［15］張新明，韓念梅，劉勝膽，等.7050鋁合金厚板織構(gòu)、拉伸性能及斷裂韌性的不均勻性［J］.中國有色金屬學報，2010，20(2):202 －208.

［16］鄧運來，張新明，劉 暎，等.冷軋高純鋁柱狀晶粒的組織與微取向的不均勻性［J］.中國有色金屬學報，2005，15(8):1173－1178.