楊艷慧， 趙興東, 劉 東， 牛關梅， 蘇理瑤， 呂 楠

(1.西北工業(yè)大學 材料學院，西安 710072； 2. 沈陽黎明航空發(fā)動機(集團)有限責任公司，沈陽 110043; 3.中鋁科學技術研究院，北京 102209)

振動時效消除GH4169合金輾擴成形環(huán)件的殘余應力的試驗研究

楊艷慧1， 趙興東2, 劉 東1， 牛關梅3， 蘇理瑤1， 呂 楠1

(1.西北工業(yè)大學 材料學院，西安 710072； 2. 沈陽黎明航空發(fā)動機(集團)有限責任公司，沈陽 110043; 3.中鋁科學技術研究院，北京 102209)

對輾擴成形的GH4169合金環(huán)件進行振動時效處理試驗，采用X射線法測試并比較振動前后環(huán)件內的殘余應力大小及變化情況，提出殘余應力消除率計算公式并對振動效果進行評價。結果表明，試驗工藝對環(huán)件端面徑向和周向殘余應力的正應力分量σr和σθ、以及壁面上周向殘余應力的正應力分量σθ有消減作用，其消減率為10%～20%；試驗工藝不能消減環(huán)件壁面上周向殘余應力的正應力分量σθ。

振動時效；殘余應力；GH4169合金；環(huán)件

隨著航空發(fā)動機推重比不斷提高，一方面發(fā)動機裝配間隙尤其是葉尖間隙(包括葉尖與機匣的間隙以及動、靜葉片的間隙)越來越小，機匣、葉片等零件的尺寸穩(wěn)定性要求越來越高；另一方面，機匣類零件的設計結構越來越復雜、尺寸越來越大、壁厚也越來越薄，機匣零件的截面剛度降低，零件在機加工過程及使用過程中的變形問題越顯突出[1]。已有研究表明[2-3]，毛坯鍛件初始殘余應力的釋放和重分布是零件加工和使用過程中變形的重要原因之一。因此，GH4169合金環(huán)件作為航空發(fā)動機機匣類零件的主要毛坯鍛件，其殘余應力的消除是保證零件尺寸穩(wěn)定，提高發(fā)動機裝配精度、使用性能和可靠性的重要環(huán)節(jié)。

振動時效(Vibratory Stress Relief， VSR)處理是繼自然時效(Natural Stress Relief,NSR)和熱時效(Thermal Stress Relief,TSR)之后出現的一種通過振動使材料內部的內應力得以松弛和減輕，從而使構件內殘余應力降低、尺寸穩(wěn)定而達到時效的方法[4]。目前，振動時效在黑色金屬和鋁合金材料中的應用較為廣泛,如對鑄鐵件、碳鋼焊接件、鋁合金中厚板等的振動時效處理,具有一定的去除殘余應力的效果[5-6]。DJURIC等[7]通過巴克豪森噪聲試驗，振動時效后的艾美鋼Armox 500T焊接接頭內的殘余應力發(fā)生較大變化。劉曉丹等[8]為控制波紋管端面變形，進行了波紋管振動時效試驗，結果表明，振動時效工藝消除膨脹波紋管殘余應力效果明顯。沈華龍等即針對高強度鋁合金中存在的殘余應力引起工件變形與尺寸不穩(wěn)定的問題，對高強度鋁合金厚板進行了振動時效處理，結果表明，雖然其殘余應力降低程度較低，但時效后鋁板尺寸穩(wěn)定性得到很大提高。廖凱等[9]在隨后的研究中發(fā)現，振動時效通過消減鋁合金厚板內的微區(qū)應力，促使板內部應力均化，從而實現了穩(wěn)定板形的目的。然而，振動時效技術仍然是門新技術，一方面，該技術的許多工藝方法尚處于探索階段；另一方面，該工藝在材料本身模量較大的高溫合金、鈦合金等材料中的應用尚少見報道。

因此，本文針對輾擴成形的GH4169合金環(huán)件的振動時效工藝進行試驗研究，探索該工藝對環(huán)件內殘余應力的消除效果。

1 輾擴成形環(huán)件

試驗所用GH4169合金為撫鋼生產的Φ250 mm棒材(爐號為09242200261)，冶煉方法為真空感應熔煉+真空自耗重熔，化學成分如表1所示。輾軋成形工藝過程為：鐓粗→沖孔→馬架擴孔，成形后的環(huán)件分別進行空冷和水冷。

表1 試驗用GH4169化學成分

2 振前模態(tài)諧響應分析

振動時效方法消減殘余應力的效果受工件自身形狀尺寸、裝夾方式、激振方向和激振頻率等有關。因此，本文在開始振動時效試驗前對不同尺寸GH4169合金環(huán)件進行有限元模態(tài)分析，分析采用的主要材料參數包括：密度8 240 kg/m3，彈性模量210 GPa，泊松比0.3。模態(tài)分析得到環(huán)件壁厚分別為20 mm、10 mm和8 mm時對應的諧響應峰值頻率，如表2所示。從表2可以看出，隨著環(huán)件壁厚減薄諧響應峰值頻率逐漸降低；另外，相同壁厚的環(huán)件軸向激勵時的諧響應頻率低于徑向激勵的諧響應峰值頻率。

表2 GH4169環(huán)件的諧響應分析結果

3 振動時效試驗

圖1 振動時效裝置及裝夾方式示意圖Fig.1 Vibration system and specimen clamp

采用圖1所示的振動裝置對GH4169合金環(huán)件進行振動時效試驗。時效時，采用一端全約束裝夾方式，并于環(huán)件另一端施加軸向/徑向激振力，激振力大小為75 N。為了對比時效效果，前三次振動采用了徑向振動，此時對應的諧響應峰值頻率>1 500 Hz(見表2)；每次振動時激振頻率逐漸增加，但受現有設備的能力(只能在低頻1 000 Hz內進行振動時效)最高激振頻率均<1 000 Hz；最后一次振動則采用了軸向激勵，最高激振頻率578 Hz，接近其諧響應峰值頻率(參見表2)。激振頻率及其振幅等參數如表3所示，表3中每個激振頻率下的振動時間均為10 min。從表3可以看出，整個振動時效分為4次振動，其中，第二次振動開始前，將環(huán)件翻面并繞中心軸轉動90°。

表3 振動時效主要工藝參數

為了評估試驗環(huán)件振動時效消除應力的效果，對激振前和每次激振后的環(huán)件進行了殘余應力測試。環(huán)件端面測試點記為A1、A4和A7，位于環(huán)件壁厚1/2處；壁面測試點記為B1、B2、B3和B4，位于環(huán)件高度的1/2處；測試點編號下標標示了各測試點的相對位置，即編號每增加1表示測試點沿環(huán)件周向瞬時針旋轉45°。另外，每個測試點均測量兩次，且環(huán)件端面各測試點的測試方向分別為徑向(r)和周向(θ)；壁面各測試點的測試方向分別為軸向(Z)和周向(θ)，不同方向測得的殘余應力的正應力分量分別記為σr、σθ和σZ，見圖2。殘余應力測試設備為加拿大PROTO公司的LXRD2000 X射線殘余應力分析儀，測試參數列于表3。為了提高測試精度，每次測量時分別采用0°、15°、30°和45°的投射夾角分別進行測量，并將其結果的平均值作為最終測量結果。

圖2 殘余應力測試位置及方向示意圖Fig.2 Schematic drawing of testing location and orientation

參數數值靶材Mn＿K?Alpha布拉格角/(°)151．88X射線發(fā)射管電壓/kV25．00衍射晶面(311)X射線發(fā)射管電流/mA20

4 測試結果

為了考察環(huán)件每次振動后殘余應力變化情況，表4列出了測試點不同方向上殘余應力的正應力分量σ的數值及其極差R的變化情況，并采用陰影和下劃線的方式標示出了各測試點殘余應力分量絕對值及其極差的最大和最小值，其中，極差R定義為：端面/壁面上各測試點中殘余應力σ最大與最小值之差

R=σmax-σmin

(1)

環(huán)件端面或壁面的殘余應力極差可在一定程度上體現環(huán)件測試面內的殘余應力分布的均勻程度，即極差越大，殘余應力分布越不均勻；反之,極差越小，殘余應力分布越均勻。

由表4可知，對于環(huán)件端面三個測試點，殘余應力(σr和σθ)絕對值及其極差(R)最大值大多出現在振前，最小值則出現于振動時效過程，即振動時效時殘余應力有不同程度消減；而對于環(huán)件壁面四個測試點，殘余應力(σZ和σθ)絕對值及其極差最大值大多數出現于第二次或第三次振動后，尤其B3和B4測試點的σθ絕對值最小值均出現于振前，即振動時效不但無法使σθ絕對值消減，反而使其繼續(xù)增大。由此可初步判斷，端面上三個測試點的殘余應力消除效果較壁面明顯。

表4 測試點的殘余應力

為了進一步考察振動時效對GH4169合金環(huán)件殘余應力的消除效果，圖3給出了各測試點振動時效前與每次振動后殘余應力值及其極差的對比和殘余應力消除率與振動次數的關系。圖中，殘余應力消除率的計算方法為

(2)

式中:σ0為振前的殘余應力數值；σi為第i次振動后的殘余應力數值。

同樣，采用與式(2)的形式計算R的變化率

(3)

式中:R0為振前的極差數值；Ri為第i次振動后的殘余應力極差數值。

由圖3可以看出，對于端面各測試點：除A4點處的σθ絕對值隨振動時效呈先增大后減小的變化趨勢外，端面上其余各測試點的殘余應力絕對值在四次振動過程中均較振前數值發(fā)生不同程度減小，即四次振動均為有效振動，且殘余應力消除率大多保持在10%～20%；其中，A1點的σθ值在第二次振動時趨于0，其消除率接近100%。另外，從圖3(b)可以看出，A4點處的σθ的消除率為負值，且第一次振動后期消除率即達到-1 689%，其原因是該點的σθ在振動時效前即很小只有1.9 MPa，在時效過程中σθ發(fā)生不同程度波動，波動范圍為-132～ 34 MPa。因此，應用本文中提出的殘余應力消減率的計算公式對振動時效進行評價時，應結合具體的殘余應力數值。

圖3 振動時效前后殘余應力及其極差對比和殘余應力消除率隨振動次數的變化曲線Fig.3 Comparison of residual stress before and after VSR and elimination ratio change with VSR times

由圖3(c)和圖3(d)給出的環(huán)件壁面各測試點殘余應力消除率隨振動次數的變化曲線可以看出，壁面各點殘余應力消除率出現了不同大小的負值，說明其殘余應力不但沒有消減反而變大(參見圖3(c)和圖3(d)中的殘余應力柱形圖)；并且，壁面各點的殘余應力消除率曲線基本呈現以第二次振動為中心的對稱分布形式；另外，σZ和σθ的變化規(guī)律是相反的，比如，B1和B2點處σZ在第二次振動時的消除率最低，但兩點處的σθ消除率卻最高，又比如B3點處σZ消除率最高，而改點處σθ消除率最低。

從圖3可以給出的環(huán)件端面和壁面上殘余應力極差的消除率變化曲線可以看出，端面殘余應力極差在振動時效過程中發(fā)生了消減，消除率為10%～20%；并且σr和σθ的極差消除率隨振動次數的變化規(guī)律一致；隨振動次數的增加壁面殘余應力極差消除率先減小后增加，σz和σθ極差在第四次振動后分別消除了15%和35%。

5 結 論

應用X射線法對外徑100 mm、壁厚8 mm的GH4169合金環(huán)件振動時效前后殘余應力進行了測量和對比。結果顯示：應用文中給出的振動時效工藝，可適當消減環(huán)件端面的殘余應力，σZ和σθ的消除率為10%～20%；壁面上σZ的消除率也可達到10%左右，但σθ不能得到消減；可消減端面和壁面上的殘余應力極差，其中，端面殘余應力極差消除率為10%左右，壁面上σz和σθ極差在第四次振動后分別消除了15%和35%。

[ 1 ] 王聰梅. 控制較大尺寸機匣件加工變形的工藝措施[J]. 航空制造技術, 2012(22): 96-98. WANG Congmei. Technology measures of controlling machining deformation for large case[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2012(22): 96-98.

[ 2 ] 康小明, 孫杰, 蘇財茂,等. 飛機整體結構件加工變形的產生和對策[J]. 中國機械工程, 2004,15(13): 1140-1143. KANG Xiaoming, SUN Jie, SU Caimao, et al. Sources and control of machining distortions in large integral structures[J]. China Mechanical Engineering, 2004, 15(13): 1140-1143.

[ 3 ] 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 Qiucheng, KE Yinglin. 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.

[ 4 ] RAO Delin, GE Jingguo, CHEN Ligong. Vibratory stress relief in manufacturing the rails of a maglev system[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering, 2004, 126(2): 388-391.

[ 5 ] 陳立功.不銹鋼焊接構件的振動時效與熱時效[J].金屬熱處理, 1997, 40(8): 24-27. CHEN Ligong. VSR and heat treatment of welded stainless steel part[J]. Heat Treatment of Metals, 1997, 40(8): 24-27.

[ 6 ] 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. SHEN Hualong, WU Yunxin, GUO Junkang. VSR technology used in high intensity aluminum alloy thick plates[J].Journal of Vibration and Shock, 2009, 28(8): 191-194.

[ 7 ] DJURIC D, VALLANT R, KERSCHBAUMER K, et al. Vibration stress relief treatment of welded high-strength martensitic steel[J]. Welding in the World, 2011, 55(1): 86-93.

[ 8 ] 劉曉丹, 陶興華, 韓振強. 振動時效工藝在消除膨脹波紋管殘余應力中的應用[J]. 振動與沖擊, 2015, 34(4): 171-174. LIU Xiaodan, TAO Xinghua, HAN Zhenqiang. Application of vibratory stress relief in relaxation of residual stress for expandable corrugated liners[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(4): 171-174.

[ 9 ] 廖凱, 吳運新, 郭俊康. 振動時效在鋁合金厚板應力消減中的局限與應用[J]. 振動與沖擊, 2012, 31(14): 70-73. LIAO Kai, WU Yunxin, GUO Junkang. Application of VSR technique in stress reduction of aluminum alloy thick plate and its limitation[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(14):70-73.

Vibratory stress relief of rolling formed GH4169 alloy ring

YANGYanhui1,ZHAOXingdong2,LIUDong1,NIUGuanmei3,SULiyao1,LüNan1

(1.School of Materials Science and Engineering, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2.Shenyang Liming Aero-engine Co., Ltd., Shenyang 110043,China； 3.Chinalco Research Institute of Science and Technology, Beijing 102209, China)

The vibratory stress relief (VSR) of a rolling formed GH4169 alloy ring was carried out. The residual stress measurements were performed on the ring surface using a standard X-ray diffraction before and after VSR. A formulation calculating the elimination ratio of residual stress was proposed. The results indicate that normal components of residual stressesin radial and circumferential directions on the end surface and those in axial direction on inner surface of the ring are relaxed about 10%-20%; however, the normal residual stresse in axial direction on inner surface of the ring isn’t weakened.

vibratory stress relief; residual stress; GH4169 alloy; ring

國家自然基金(51504195)；教育部高等學校博士學科點專項科研基金(20126102120022);中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金項目(3102015BJ2MZ20)

2015-11-02 修改稿收到日期：2016-03-31

楊艷慧 女，博士，講師，1979年生

TH113.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.04.017