史建猛，李賓良，張海寶

（中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司， 西安 710089）

時(shí)效成形是利用材料蠕變與應(yīng)力松弛特性，使待成形零件的彈性預(yù)應(yīng)變?cè)谝欢ǖ臏囟认?，?jīng)過一定的時(shí)間部分轉(zhuǎn)化為塑性應(yīng)變，從而實(shí)現(xiàn)零件成形的一種工藝方法，具有零件殘余應(yīng)力小、工藝可重復(fù)性好、能夠提高可時(shí)效鋁合金的抗疲勞性能等優(yōu)點(diǎn)[1]。已有的研究往往忽略了升溫速率波動(dòng)對(duì)成形件塑性應(yīng)變量的影響，而在生產(chǎn)過程中利用熱壓罐加熱大型模具和飛機(jī)整體壁板時(shí)，升溫速率波動(dòng)是不可避免的[2]。對(duì)于解決大尺寸、變厚度、內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜的大型機(jī)翼整體壁板成形制造問題，時(shí)效成形技術(shù)是一個(gè)重要的研究方向。由于時(shí)效成形機(jī)理尚不明確、壁板零件形狀復(fù)雜、成形工藝參數(shù)多以及成形過程的非線性，使得時(shí)效應(yīng)力松弛成形工藝參數(shù)難以準(zhǔn)確確定、時(shí)效應(yīng)力松弛成形過程難以描述，所以需要進(jìn)行大量的基礎(chǔ)試驗(yàn)，才能找出時(shí)效應(yīng)力松弛成形的優(yōu)化成形條件[3]。

7055鋁合金是在7050和7150的基礎(chǔ)上進(jìn)一步提高Zn的含量發(fā)展起來的，其鍛件、厚板和擠壓件主要用于抗壓結(jié)構(gòu)[4]。本文選取飛機(jī)壁板廣泛采用的7055T7751鋁合金，以預(yù)應(yīng)力、時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間對(duì)7055T7751鋁合金時(shí)效蠕變的力學(xué)性能的影響作為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)單向拉伸時(shí)效蠕變的正交試驗(yàn)，通過統(tǒng)計(jì)方法處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)而分析上述工藝參數(shù)對(duì)7055T7751鋁合金力學(xué)性能的影響規(guī)律。

1 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)材料

本文以7055T7751鋁合金為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行單向拉伸時(shí)效蠕變?cè)囼?yàn)，試件按GB/T2039—1997[5]規(guī)定設(shè)計(jì)，形狀和尺寸如圖1所示。時(shí)效后的拉斷試件按圖2進(jìn)行銑削加工（單位mm），試件厚度介于2.0～2.3mm之間。

1.2 試驗(yàn)流程

1.2.1 蠕變?cè)囼?yàn)

試驗(yàn)前首先檢測(cè)并啟動(dòng)計(jì)算機(jī)和保溫爐。然后按以下步驟控制蠕變過程：

（1）準(zhǔn)備——首先對(duì)7055T7751鋁合金試件（圖1）進(jìn)行打磨，并測(cè)量截面的面積；

圖1 單向拉伸試件平面圖Fig.1 Drawing of specimen for uniaxial stretch

（2）安裝——將試件裝夾好，完成試驗(yàn)參數(shù)的設(shè)置；

（3）加熱——升高爐內(nèi)溫度，升溫速率3℃/min，使得爐內(nèi)溫度穩(wěn)定在目標(biāo)溫度范圍內(nèi)，（根據(jù)蠕變或應(yīng)力松弛試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，溫度偏差在±3℃以內(nèi)）；

（4）加載——采用應(yīng)力控制進(jìn)行加載，通過試驗(yàn)機(jī)橫梁移動(dòng)將試件應(yīng)力由0加載到目標(biāo)應(yīng)力值；

（5）保溫——試驗(yàn)過程中保持應(yīng)力不變，記錄應(yīng)變隨時(shí)間的變化過程；

（6）降溫——在蠕變結(jié)束后對(duì)試件進(jìn)行降溫處理，降溫速率3℃/min，使得溫度由給定的時(shí)效溫度降為室溫，同時(shí)保持應(yīng)力不變；

（7）卸載——保溫爐溫度降為室溫后，通過力控制對(duì)試件進(jìn)行卸載，存儲(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)；

（8）數(shù)據(jù)處理——處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)并進(jìn)行初步分析。

1.2.2 拉斷試驗(yàn)

將經(jīng)時(shí)效蠕變后的試件按圖2所示的尺寸進(jìn)行銑削加工，然后在電子萬能拉伸機(jī)上進(jìn)行拉斷試驗(yàn)，記錄材料的彈性模量和屈服強(qiáng)度等力學(xué)性能指標(biāo)。

圖2 拉斷試件平面圖Fig.2 Drawing of stretched specimen

1.2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)主要研究預(yù)應(yīng)力、時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間對(duì)材料力學(xué)性能的影響規(guī)律，試驗(yàn)因素為預(yù)應(yīng)力、時(shí)效溫度和時(shí)效時(shí)間，主要衡量指標(biāo)有屈服強(qiáng)度和彈性模量。該試驗(yàn)屬于多因素和因素多水平問題，如果對(duì)每個(gè)因素不同水平的相互搭配進(jìn)行全面試驗(yàn)的話，工作量將會(huì)很龐大，故可采用正交試驗(yàn)方法設(shè)計(jì)試驗(yàn)，并應(yīng)用統(tǒng)計(jì)方法分析試驗(yàn)結(jié)果，可通過少量的試驗(yàn)獲得較多的信息以得到上述3個(gè)工藝參數(shù)對(duì)材料彈性模量和屈服強(qiáng)度的影響規(guī)律，正交試驗(yàn)法的相關(guān)知識(shí)請(qǐng)參閱文獻(xiàn)[6]。

為節(jié)省試驗(yàn)成本，對(duì)每個(gè)因素取3個(gè)水平察看3個(gè)因素對(duì)衡量指標(biāo)的影響規(guī)律，見表1。不考慮因素間的交互作用，選取L9（34）正交表，試驗(yàn)方案見表2。

表2 單向拉伸時(shí)效蠕變?cè)囼?yàn)方案Table 2 Experimental design of uniaxial stretch creep age test

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)表1、2的方案進(jìn)行7055T7751鋁合金薄板件的單向拉伸時(shí)效蠕變?cè)囼?yàn)，其中第9組試件在蠕變時(shí)效過程中發(fā)生失效破壞，其蠕變應(yīng)變曲線如圖3所示，說明材料在170℃、預(yù)應(yīng)力為280MPa的條件下進(jìn)行蠕變時(shí)，經(jīng)過第Ⅱ階段的穩(wěn)定蠕變期后快速進(jìn)入失效破壞階段，導(dǎo)致變形突然增大，最終斷裂破壞，破壞后的試件如圖4所示。

圖3 時(shí)效蠕變?cè)囼?yàn)S9試件蠕變曲線Fig.3 Creeping curve of S9 sample from creep aging test

圖4 試驗(yàn)組S9試件Fig.4 Experimental group S9 sample

表1 單向拉伸時(shí)效蠕變?cè)囼?yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameters in creep age test by uniaxial stretch

試驗(yàn)得到材料的彈性模量和屈服強(qiáng)度見表3，同等條件下未經(jīng)蠕變?cè)囼?yàn)的7055T7751鋁合金的參數(shù)為彈性模量70.4GPa，屈服強(qiáng)度614MPa。

從表3中可以初步看出，時(shí)效蠕變前后，材料彈性模量變化很小，所以本節(jié)以屈服強(qiáng)度作為材料力學(xué)性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

表3 試驗(yàn)結(jié)果記錄Table 3 Experimental results

2.2 正交多項(xiàng)式回歸分析

便于計(jì)算分析，把表3的屈服強(qiáng)度減去500MPa，然后填入正交表2右側(cè)，分別計(jì)算各列1、2、3水平的數(shù)據(jù)之和Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，數(shù)據(jù)總和T及總平均值μ，填入正交表，見表4（S9試件在蠕變過程中失效破壞，為了保證數(shù)據(jù)的完整性，以450MPa代替該試驗(yàn)條件下的屈服強(qiáng)度）。

正交表的均衡搭配性質(zhì)保證了對(duì)某一因子的效應(yīng)及變動(dòng)計(jì)算完全可以像單因子一樣進(jìn)行。對(duì)于因子A（預(yù)應(yīng)力），設(shè)效應(yīng)函數(shù)（描述一個(gè)因子取某一水平時(shí)，使得指標(biāo)相對(duì)總平均的偏差量）具有正交多項(xiàng)式的形式，即：

由于只有3個(gè)水平，至多可以展至二次正交多項(xiàng)式。根據(jù)文獻(xiàn)[5]計(jì)算得因子A（預(yù)應(yīng)力）、因子B（時(shí)效溫度）和因子C（時(shí)效時(shí)間）對(duì)應(yīng)的正交多項(xiàng)式及其變動(dòng)分別為：

由正交表4的第4列計(jì)算出誤差的變動(dòng)和自由度為：

表4 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)處理Table 4 Experimental results and data processing

則誤差的平均變動(dòng)為：

比較所有因子的效應(yīng)函數(shù)各系數(shù)的變動(dòng)與S4/f4的大小，發(fā)現(xiàn)，則應(yīng)將其并入誤差變動(dòng)，最后得誤差的變動(dòng)和自由度為：

正交試驗(yàn)表中通常用 值與臨界值比較判斷來檢驗(yàn)各因素影響的顯著性，因子F值表達(dá)式為：

根據(jù)式（2）計(jì)算得到各因子效應(yīng)函數(shù)的系數(shù)顯著性見表5。

表5 正交多項(xiàng)式系數(shù)的顯著性Table 5 Significance of orthogonal polynomial coefficients

綜上，可得到3個(gè)影響因子A、B、C的效應(yīng)函數(shù)分別是：

則當(dāng)因子A、B、C任意取一個(gè)水平時(shí)，可用下式估計(jì)材料的屈服強(qiáng)度。

其誤差為：

為了更直觀、定量地分析上述3個(gè)因素對(duì)屈服強(qiáng)度的影響，繪出了不同時(shí)效時(shí)間下屈服強(qiáng)度與時(shí)效溫度的關(guān)系曲線，如圖5所示。可以得出以下結(jié)論：

（1） 通過正交多項(xiàng)式回歸分析估計(jì)的屈服強(qiáng)度與試驗(yàn)值相差很小。如時(shí)效時(shí)間為8h（圖5（a）），預(yù)應(yīng)力為120MPa，時(shí)效溫度為120℃時(shí)，試驗(yàn)值為595MPa，通過正交多項(xiàng)式預(yù)估為596.33MPa；時(shí)效時(shí)間為16h（圖5（c）），預(yù)應(yīng)力為200MPa，時(shí)效溫度為145℃時(shí)，試驗(yàn)值為550MPa，通過正交多項(xiàng)式預(yù)估為551.33MPa。

圖5 屈服強(qiáng)度與時(shí)效溫度的關(guān)系Fig.5 Relationship between yield strength and aging temperature

（2） 在同一時(shí)效時(shí)間下，材料的屈服強(qiáng)度隨時(shí)效溫度的升高顯著下降。時(shí)效溫度由120℃升高到170℃，材料的屈服強(qiáng)度由600MPa降為450MPa左右；

（3） 在同一時(shí)效時(shí)間下，預(yù)應(yīng)力對(duì)材料的屈服強(qiáng)度影響較小。當(dāng)預(yù)應(yīng)力從120MPa增大到200MPa時(shí)，材料的屈服強(qiáng)度增大20MPa左右，預(yù)應(yīng)力增大到280MPa時(shí)，屈服強(qiáng)度變化不大。

3 結(jié)論

（1）7055T7751鋁合金在時(shí)效蠕變前后，彈性模量變化不大。

（2）時(shí)效溫度對(duì)7055T7751鋁合金屈服強(qiáng)度的影響最為顯著，隨著時(shí)效溫度的升高，材料的屈服強(qiáng)度顯著下降。

（3）預(yù)應(yīng)力和時(shí)效時(shí)間對(duì)7055T7751鋁合金屈服強(qiáng)度的影響較小，隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，材料的屈服強(qiáng)度逐漸降低，而初始應(yīng)力對(duì)屈服強(qiáng)度的影響很小。