樊振中，張東，韓金全，魏佳樂，許晨玲，陸政

壓彎半徑對7A85結(jié)構(gòu)壁板退火展平成形尺寸與組織性能的影響研究

樊振中1,2，張東3，韓金全4，魏佳樂1,2，許晨玲5，陸政1,2

（1.中國航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京市先進(jìn)鋁合金材料及應(yīng)用工程技術(shù)研究中心，北京 100095；3.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；4.北京航空航天大學(xué)，北京 100191；5.大連匯程鋁業(yè)有限公司，遼寧 大連 116105）

為滿足結(jié)構(gòu)艙段用高強(qiáng)高韌鋁合金寬幅薄壁高筋整體成形壁板的精密制備需求，在材料退火組織狀態(tài)下，結(jié)合不同壓彎半徑展平工裝，實現(xiàn)7A85結(jié)構(gòu)壁板的展平處理。采用ABAQUS有限元軟件計算不同壓彎半徑下的結(jié)構(gòu)回彈尺寸，采用萬能力學(xué)性能試驗機(jī)測試不同區(qū)域的力學(xué)性能，結(jié)合掃描電鏡完成組織形貌與斷口形貌的觀察。隨著壓彎半徑的增大，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域的應(yīng)力峰值持續(xù)下降，結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差先下降后上升，立筋區(qū)域的應(yīng)力峰值持續(xù)下降，結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差先下降后上升。當(dāng)FSW加厚區(qū)進(jìn)行壓彎時，隨著壓彎間隙的增大，應(yīng)力峰值持續(xù)下降，隨著壓彎半徑的增大，應(yīng)力峰值先上升后下降，結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差明顯提高。結(jié)合7A85鋁合金擠壓圓筒不同區(qū)域金屬型退火展平模具，成功制備出了幅長為8 000 mm、幅寬為1 280 mm的7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板。

7A85鋁合金；結(jié)構(gòu)壁板；壓彎半徑；退火壓平；成形尺寸；組織性能

鋁合金因具有密度低、比強(qiáng)度高、比剛度高、耐蝕性佳、批量生產(chǎn)制造成本低、效率高、加工性能與連接成形性能良好等特點，在民用建筑結(jié)構(gòu)材料、船舶與海洋裝備中得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]。作為傳統(tǒng)的金屬結(jié)構(gòu)材料，與復(fù)合材料、鎂合金等輕質(zhì)材料相比，鋁合金服役壽命長、結(jié)構(gòu)可靠性高、連接成形與修復(fù)性好且結(jié)構(gòu)疲勞壽命預(yù)測準(zhǔn)確度高，目前仍然是航空航天輕質(zhì)構(gòu)件一體化設(shè)計制造的主選材料[3]。近年來，隨著新能源汽車行業(yè)的飛速發(fā)展，鋁合金一體化制件及全鋁車身的工程應(yīng)用研究不斷受到重視，鋁合金在城市軌道交通車輛方面的應(yīng)用也日趨擴(kuò)大[4]。

整體壁板作為飛機(jī)與運(yùn)載火箭的主承力結(jié)構(gòu)，由于其結(jié)構(gòu)可靠性高、制造成本低、生產(chǎn)周期短，近年來在商業(yè)運(yùn)載火箭領(lǐng)域不斷受到重視[5]。李政等[6]基于改進(jìn)的Koiter攝動理論，提出了一種精確預(yù)測復(fù)合材料壁板非線性屈曲分析的攝動有限元降階方法，提高了仿真計算的精度。劉相柱等[7]提出了一種關(guān)于FEM仿真預(yù)估結(jié)構(gòu)壁板銑削加工變形的數(shù)學(xué)模型，該模型結(jié)合銑削加工工藝參數(shù)優(yōu)化，有效控制了大尺寸整體結(jié)構(gòu)壁板的銑削加工變形。艾森等[8]開發(fā)出了一種機(jī)翼加筋壁板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核軟件，實現(xiàn)了機(jī)翼壁板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度預(yù)測與校核的流程化與自動化。孫勇毅等[9]針對T800碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料加筋壁板，建立了固化變形數(shù)學(xué)計算模型，在復(fù)合材料加筋壁板成形制造過程中通過優(yōu)化工藝參數(shù)實現(xiàn)了對加筋壁板尺寸變形的控制。王文理等[10]通過優(yōu)化高速銑削加工工藝，實現(xiàn)了對大規(guī)格整體結(jié)構(gòu)壁板加工變形的控制。當(dāng)前國內(nèi)外針對整體結(jié)構(gòu)壁板的研究主要側(cè)重于復(fù)合材料真空高壓固化成形及整鋁厚板高速銑削加工過程中的變形問題，通過建立數(shù)學(xué)模型與優(yōu)化加工路徑工藝，以實現(xiàn)大規(guī)格結(jié)構(gòu)壁板的精密成形制造。

美國NASA在2019年采用整體擠壓工藝制備了鋁合金結(jié)構(gòu)壁板，結(jié)合攪拌摩擦焊（FSW）連接成形工藝，實現(xiàn)了運(yùn)載火箭結(jié)構(gòu)艙段的模塊化設(shè)計與制造，與傳統(tǒng)鉚接制造工藝相比，結(jié)構(gòu)減重達(dá)15%以上，生產(chǎn)周期縮短了1/3，制造成本降低了20%以上。7A85鋁合金作為第4代高強(qiáng)高韌Al–Zn–Mg–Cu系合金，具有淬透性高、各向力學(xué)性能差異小、斷裂韌度高等優(yōu)點，可用于制造飛機(jī)主承力結(jié)構(gòu)制件。國內(nèi)研究了7A85鋁合金時效強(qiáng)化過程中析出相的生長機(jī)理與析出次序、塑性變形過程中的流變應(yīng)力演變規(guī)律及機(jī)理、熱壓縮變形過程中的微觀組織演變規(guī)律、熱加工過程中的本構(gòu)變形行為及組織演變規(guī)律[11-15]。目前對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板開展的研究相對較少，采用7A85鋁合金整體擠壓壁板工藝，結(jié)合FSW縱向、橫向焊接工藝，可實現(xiàn)運(yùn)載武器結(jié)構(gòu)艙段的模塊化設(shè)計與制造。國內(nèi)徐世偉等[16]、李泰巖等[17]、李向博等[18]針對2×××系鋁合金和7×××系鋁合金，開展了FSW焊接速度、焊接接頭結(jié)構(gòu)對焊縫區(qū)域組織及性能影響的研究，為7A85鋁合金整體擠壓壁板FSW連接成形奠定了一定的工藝制備基礎(chǔ)。文中以7A85鋁合金擠壓圓筒為試驗對象，結(jié)合有限元仿真計算研究了壓彎半徑對7A85結(jié)構(gòu)壁板退火展平成形尺寸精度的影響，采用OM、SEM完成了7A85鋁合金材料組織及性能的測試分析，以期為結(jié)構(gòu)艙段用整體成形壁板研制提供數(shù)據(jù)支持與工藝參考，為整體擠壓圓筒退火展平成形精確控制提供理論支持。

1 試驗

1.1 材料

采用德國西馬克150 MN正向擠壓機(jī)完成了7A85鋁合金“O”形擠壓圓筒的制備，在20T燃?xì)獗貭t內(nèi)完成了7A85鋁合金擠壓圓筒的退火保溫?zé)崽幚?，退火保溫?zé)崽幚頊囟葹椋?50±10）℃、時間為（10±2）h，退火熱處理保溫后采用大型液壓機(jī)對7A85退火態(tài)擠壓圓筒進(jìn)行展平成形處理。圖1為7A85鋁合金擠壓圓筒結(jié)構(gòu)示意圖，退火展平成形主要涉及3個區(qū)域，分別是蒙皮區(qū)域（壁厚為6 mm，弧長為140 mm）、立筋區(qū)域（壁厚為9 mm，弧長為50 mm）、FSW連接成形加厚區(qū)域（壁厚為9 mm，弧長為55 mm）。

1.2 方法

采用XioObserverA金相顯微鏡對退火展平成形7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板微觀組織進(jìn)行了分析，結(jié)合WDW–500型萬能力學(xué)性能試驗機(jī)對退火展平后7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板的不同區(qū)域進(jìn)行了力學(xué)性能測試，退火展平成形后的7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板斷口掃描分析由EVOMA10型掃描電子顯微鏡完成。為了提高退火展平成形有限元計算的精度，試驗在對7A85鋁合金擠壓圓筒進(jìn)行退火保溫?zé)崽幚頃r，分別沿擠壓圓筒縱向（L向）、橫向（LT向）切取了部分試樣，并實測了該部分材料的相關(guān)力學(xué)性能，結(jié)果見表1與圖2。結(jié)合表1與圖2，得到了7A85退火態(tài)擠壓圓筒展平成形過程中的塑性應(yīng)力–應(yīng)變數(shù)據(jù)，如表2所示。

圖1 7A85鋁合金退火態(tài)擠壓圓筒結(jié)構(gòu)示意圖

表1 7A85鋁合金擠壓圓筒退火態(tài)力學(xué)性能測試結(jié)果

Tab.1 Mechanical properties test results of annealed 7A85 aluminum alloy extrusion cylinder

表2 7A85擠壓圓筒展平成形過程塑性應(yīng)力–應(yīng)變數(shù)據(jù)

Tab.2 Plastic stress-strain parameters of 7A85 extrusion cylinder during the flattening process

圖2 7A85鋁合金退火態(tài)位移–載荷曲線與工程應(yīng)力–應(yīng)變曲線

2 結(jié)果與分析

2.1 壓彎半徑對蒙皮區(qū)域退火展平成形尺寸的影響

結(jié)合圖2中7A85鋁合金材料工程應(yīng)力–應(yīng)變曲線與實際生產(chǎn)經(jīng)驗，采用金屬型“下凹–上凸”展平模具對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域進(jìn)行壓展，利用ABAQUS有限元仿真計算軟件完成了不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域的應(yīng)力計算。由于7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮退火展平區(qū)域為對稱結(jié)構(gòu)，為減小計算量，蒙皮退火展平區(qū)域采用1/2模型，結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域壁厚為6.0 mm，展平模具模型按預(yù)設(shè)區(qū)域完全壓至結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域即可，采用部分型面模型，仿真計算結(jié)果見圖3。由圖3仿真計算結(jié)果可知，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域在退火展平成形過程中受金屬型展平模具作用，沿弧長方向產(chǎn)生尺寸延伸，整體受拉應(yīng)力作用，且結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域中間位置所受拉應(yīng)力最大，結(jié)構(gòu)壁板蒙皮與加強(qiáng)筋連接區(qū)域所受拉應(yīng)力最小；隨著壓彎半徑的持續(xù)增大，結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域中間位置所受的峰值拉應(yīng)力持續(xù)下降，峰值拉應(yīng)力由157.7 MPa降至103.6 MPa。圖4為不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域回彈誤差仿真計算結(jié)果。由圖4可知，隨著壓彎半徑的持續(xù)增加，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域回彈誤差先減小后增大，見圖4a；當(dāng)金屬型“下凹–上凸”展平模具壓彎半徑為800 mm時，結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域經(jīng)退火展平成形后回彈尺寸與理論型面尺寸誤差最小，最大誤差僅為0.19 mm，平均誤差僅為0.08 mm，見圖4b。

圖3 不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域應(yīng)力分布仿真計算結(jié)果

圖4 不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域回彈誤差仿真計算結(jié)果

2.2 壓彎半徑對立筋區(qū)域退火展平成形尺寸的影響

7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板的主承力部位為立筋區(qū)域，立筋區(qū)域壁厚為9.0 mm、寬度為40 mm。7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板在完成蒙皮區(qū)域的退火展平成形后，擠壓圓筒已基本由“O”形轉(zhuǎn)變?yōu)椤扒　苯Y(jié)構(gòu)，采用金屬型“下凸–上凹”展平模具對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域進(jìn)行壓展，利用ABAQUS有限元仿真計算軟件計算不同壓彎半徑下立筋區(qū)域的應(yīng)力大小?？紤]到7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域也為對稱結(jié)構(gòu)，為減小仿真計算工作量，立筋區(qū)域仿真計算模型采用1/2模型，展平模具模型按立筋區(qū)域完全壓至平面即可，采用1/2型面模型，仿真計算結(jié)果見圖5。在擠壓過程中，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域的立筋結(jié)構(gòu)為外置加強(qiáng)筋，即蒙皮區(qū)域退火展平成形后，立筋結(jié)構(gòu)布局形式為外凸結(jié)構(gòu)；在退火展平成形時，立筋沿軸向方向不受外力作用，沿徑向方向受退火展平模具延展作用，受拉應(yīng)力且拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)于筋根及筋根底部3.0～5.0 mm區(qū)域，且隨著壓彎半徑的持續(xù)增大，峰值拉應(yīng)力連續(xù)下降，由150.3 MPa降至135.2 MPa。圖6為不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域回彈誤差仿真計算結(jié)果。由圖6可知，隨著壓彎半徑的連續(xù)增大，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域回彈誤差先減小后持續(xù)增大，見圖6a；當(dāng)金屬型“下凸–上凹”展平模具壓彎半徑為550 mm時，結(jié)構(gòu)壁板立筋區(qū)域經(jīng)退火展平成形后回彈尺寸與理論型面尺寸誤差最小，此時的最大誤差為0.02 mm，平均誤差僅為0.01 mm，見圖6b。

圖5 不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板加強(qiáng)筋區(qū)域應(yīng)力分布仿真計算結(jié)果

圖6 不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板加強(qiáng)筋區(qū)域回彈誤差仿真計算結(jié)果

2.3 壓彎間隙與壓彎半徑對FSW加厚區(qū)退火展平成形尺寸的影響

為了減少7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板在制造結(jié)構(gòu)艙段時的鉚釘數(shù)量，考慮采用攪拌摩擦焊工藝（FSW）替代現(xiàn)有的鉚接工藝，進(jìn)行7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板的縱向連接成形，以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)減重。因此，在7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板幅寬兩端增設(shè)了FSW加厚區(qū)，F(xiàn)SW加厚區(qū)壁厚為9.0 mm、寬度為60 mm。為了減少退火展平成形模具的投入，試驗考慮采用結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域金屬型“下凹–上凸”展平模具，通過控制展平間隙來實現(xiàn)FSW加厚區(qū)的展平成形，間隙分別設(shè)置為0.0、1.0、2.0 mm，利用ABAQUS有限元軟件計算不同壓彎間隙下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)在展平過程中的應(yīng)力大小，計算結(jié)果見圖7。由圖7可知，在退火展平成形過程中，隨著金屬型“下凹–上凸”展平模具的持續(xù)下壓，F(xiàn)SW加厚區(qū)沿徑向方向尺寸不斷延伸，受拉應(yīng)力作用；隨著壓彎間隙的增加，F(xiàn)SW 加厚區(qū)與展平模具接觸的峰值拉應(yīng)力由端面中心位置轉(zhuǎn)移至加厚區(qū)心部位置，且峰值拉應(yīng)力持續(xù)下降，由291.2 MPa降至142.1 MPa。圖8為不同壓彎間隙下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)回彈誤差仿真計算結(jié)果。由圖8a可知，隨著壓彎間隙的持續(xù)增加，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)回彈誤差先減小后增大。當(dāng)金屬型“下凹–上凸”展平模具壓彎間隙為2.0 mm時，結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)經(jīng)退火展平成形后回彈尺寸與理論型面尺寸誤差最小，此時最大誤差為0.29 mm，平均誤差為0.15 mm，見圖8b?？紤]到7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)退火展平壓彎成形時，0.0～2.0 mm的壓彎間隙很難通過壓機(jī)下壓量或下壓力進(jìn)行控制，因此需在蒙皮區(qū)域金屬型“下凹–上凸”展平模具上增設(shè)壓彎限位結(jié)構(gòu)，但這將導(dǎo)致蒙皮區(qū)域金屬型“下凹–上凸”展平模具結(jié)構(gòu)設(shè)計更加復(fù)雜，同時也會增加模具裝配連接精度的控制難度，因此不適宜采用控制壓彎間隙的方式對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)進(jìn)行退火展平處理。

圖7 不同壓彎間隙下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)應(yīng)力分布仿真計算結(jié)果

圖8 不同壓彎間隙下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)回彈誤差仿真計算結(jié)果

針對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)，重新設(shè)計了金屬型“下凹–上凸”展平模具，為了減少仿真計算工作量，F(xiàn)SW加厚區(qū)采用了1/2模型，展平模具模型按FSW加厚區(qū)完全壓至平面進(jìn)行處理，采用整體型面模型，不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)應(yīng)力分布仿真計算結(jié)果見圖9。由圖9可知，F(xiàn)SW加厚區(qū)在退火展平過程中，曲弧形狀受金屬型“下凹–上凸”展平模具的作用不斷平直化，整體受拉應(yīng)力作用；峰值拉應(yīng)力位于FSW加厚區(qū)與蒙皮連接區(qū)域，且隨著壓彎半徑的增加，峰值拉應(yīng)力先增加后下降，由194.6 MPa降至153.2 MPa。圖10為不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)回彈誤差仿真計算結(jié)果。由圖10a可知，隨著壓彎半徑的持續(xù)增加，7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)回彈誤差先減小后增大。當(dāng)金屬型“下凹–上凸”展平模具壓彎半徑為800 mm時，結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)經(jīng)退火展平成形后回彈尺寸與理論型面尺寸誤差最小，此時最大誤差為0.16 mm，平均誤差為0.07 mm，見圖10b，明顯小于壓彎半徑為300 mm的型面誤差。

圖9 不同壓彎半徑下7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板FSW加厚區(qū)應(yīng)力分布仿真計算結(jié)果

2.4 組織性能測試分析

在完成7A85結(jié)構(gòu)壁板退火展平后，分別沿7A85結(jié)構(gòu)壁板蒙皮L向、蒙皮LT向與加強(qiáng)筋L向切取本體試樣進(jìn)行力學(xué)性能測試，結(jié)果見圖11。由圖11可知，壁板蒙皮L向試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與伸長率分別為237 MPa、168 MPa、13.4%，壁板蒙皮LT向試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與伸長率分別為224 MPa、150 MPa、9.5%，加強(qiáng)筋L向試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與伸長率分別為229 MPa、167 MPa、13.2%，可以看到，壁板蒙皮L向試樣的力學(xué)性能優(yōu)于加強(qiáng)筋L向試樣的力學(xué)性能，壁板蒙皮LT向試樣的力學(xué)性能最差。圖11d為7A85結(jié)構(gòu)壁板蒙皮L向、蒙皮LT向與加強(qiáng)筋L向試樣的工程應(yīng)力–應(yīng)變曲線。7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板退火展平不同區(qū)域微觀組織與拉伸斷口SEM測試結(jié)果見圖12。7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板經(jīng)退火熱處理后，鑄態(tài)組織中沿晶界分布的非平衡相受熱不斷熔入初生α–Al基體內(nèi)部，晶界上低熔點T相（(Al,Zn)49Mg32相與Al2Mg3Zn3相）形貌轉(zhuǎn)變?yōu)榫€棒狀，仍沿晶界有序分布，見圖12a、12b與12c中箭頭位置所示。7A85鋁合金經(jīng)退火處理后具有良好的延展性，壁板蒙皮與加強(qiáng)筋拉伸試樣斷口的斷裂機(jī)制均為典型的韌窩斷裂，見圖12d、12e與12f中矩形線框位置所示，韌窩平均長度約為12 μm，平均寬度約為4 μm。

圖11 7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板退火展平不同區(qū)域力學(xué)性能測試結(jié)果

注：1?5表示壁板蒙皮L向試樣；6?9表示壁板蒙皮LT向試樣；10?11表示加強(qiáng)筋L向試樣。

圖12 7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板退火展平不同區(qū)域微觀組織測試分析結(jié)果

根據(jù)圖3—10中7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域、立筋區(qū)域與FSW加厚區(qū)退火展平仿真計算結(jié)果，設(shè)計制造了不同區(qū)域的退火展平模具，并對7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板進(jìn)行了退火展平處理，退火展平過程見圖13。采用退火展平模具完成了7A85鋁合金擠壓圓筒的退火展平過程，最終制得了幅長為8 000 mm、幅寬為1 280 mm的7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板，見圖13f。

圖13 7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板退火展平過程

3 結(jié)論

1）7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板蒙皮區(qū)域在“下凹–上凸”模壓退火展平時受拉應(yīng)力作用且拉應(yīng)力沿中心向邊緣持續(xù)下降，隨著壓彎半徑的增加，應(yīng)力峰值持續(xù)下降且結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差先下降后上升；立筋區(qū)域在“下凸–上凹”模壓退火展平時沿軸向不受力，沿徑向受拉應(yīng)力且峰值應(yīng)力位于筋根臨近區(qū)域，隨著壓彎半徑的增大持續(xù)下降，結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差隨著壓彎半徑的增大先下降后上升。

2）采用“下凹–上凸”模具結(jié)構(gòu)退火展平時，F(xiàn)SW加厚區(qū)受拉應(yīng)力作用，且隨著壓彎間隙的增加，F(xiàn)SW加厚區(qū)與展平模具接觸區(qū)域的峰值拉應(yīng)力由端面中心位置轉(zhuǎn)移至加厚區(qū)心部位置，且峰值拉應(yīng)力持續(xù)下降；隨著壓彎半徑的增加，F(xiàn)SW加厚區(qū)與蒙皮接觸區(qū)域的峰值拉應(yīng)力呈現(xiàn)出先上升后下降的變化趨勢，且結(jié)構(gòu)回彈尺寸誤差明顯增大。

3）壁板蒙皮L向試樣的平均抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與伸長率分別為237 MPa、168 MPa、13.4%，優(yōu)于加強(qiáng)筋L向的，兩者均高于壁板蒙皮LT向試樣的力學(xué)性能，從退火展平后結(jié)構(gòu)壁板不同區(qū)域的微觀組織中均可觀察到線棒狀低熔點T相（(Al, Zn)49Mg32相、Al2Mg3Zn3相）沿晶界呈鏈狀分布，拉伸斷口為典型的韌窩斷裂，韌窩平均長度為12 μm，平均寬度約4 μm，結(jié)合金屬型退火展平模具成功制備出了幅長為8 000 mm、幅寬為1 280 mm的7A85鋁合金結(jié)構(gòu)壁板。

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Effect of Bending Radius on Annealing Flattening Size and Microstructural Properties of 7A85 Structural Panel

FAN Zhen-zhong1,2, ZHANG Dong3, HAN Jin-quan4, WEI Jia-le1,2, XU Chen-ling5, LU Zheng1,2

(1. AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China; 2. Beijing Advanced Engineering Technology and Application Research Center of Aluminum Materials, Beijing 100095, China; 3. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing 100076, China; 4. Beihang University, Beijing 100191, China; 5. Dalian Huicheng Aluminum Co., Ltd., Liaoning Dalian 116105, China)

The work aims to meet the precise preparation requirements of high-strength and high-toughness wide thin-wall high-reinforcement integrally-formed aluminum alloy panel for structural cabin, so as to flatten the 7A85 structural panel by combining flattening tools with different bending radii under the annealing microstructure of the materials. The rebound structural size under different bending radii was calculated by ABAQUS FEM software, the mechanical properties were tested by universal testing machine, and the microstructure and fracture morphology were observed by scanning electron microscopy. The peak stress inside the skin regions of 7A85 aluminum alloy structural panel decreased with the increase of bending radius, and the rebound structural size error decreased firstly and then increased. The peak stress in the vertical reinforcement area continued to decrease, and the rebound structural size error decreased firstly and then increased. When FSW thickened area was subject to bending, the peak stress decreased continuously with the increase of bending gap. With the increase of bending radius, the peak stress firstly increased and then decreased, and the rebound structural size error increased obviously.Combined with metal mold annealing flattening dies of 7A85 aluminum alloy extrusion cylinder in different areas, 7A85 aluminum alloy structural panel with a width of 1 280 mm and a length of 8 000 mm is successfully prepared.

7A85 aluminum alloy; structural panel; bending radius; annealing flattening; forming size; microstructural properties

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.09.007

TG319

A

1674-6457(2022)09-0050-10

2022–02–10

樊振中（1985—），男，博士，高級工程師，主要研究方向為新型輕質(zhì)合金材料研制與輕量化復(fù)雜結(jié)構(gòu)制件精密成形制造。

責(zé)任編輯：蔣紅晨