龔利華，楊 越，劉 勇，劉存平

(宜賓職業(yè)技術學院智能制造學院，四川 宜賓 644003)

超高強7050鋁合金需要經(jīng)過最后一道固溶時效熱處理工藝提高綜合性能。但固溶后的淬火過程引入較大的內(nèi)應力，內(nèi)應力總有向平衡態(tài)轉(zhuǎn)變的趨勢，使材料從外層到中心內(nèi)部性能不穩(wěn)定，而后期時效處理對應力消除效果也不明顯[1]，進而造成開裂、翹曲、變形等，縮短壽命[2]。因此，有必要對淬火及其消除工藝過程中的應力變形進行分析。

目前，對殘留材料內(nèi)部的應力測量較困難，且測量時間長，測量價格較高，而數(shù)值分析軟件已大量應用于材料內(nèi)應力的分析，且分析結果可靠[3]。深冷處理對材料殘留的內(nèi)應力消除效果較好，其工藝為淬火后放入-196 ℃液氮，再經(jīng)過沸水或更高溫度的鹽浴處理[4-6]，形成與淬火后過程內(nèi)外相反的溫差，與淬火殘留的拉壓內(nèi)應力相反，從而抵消大部分殘留內(nèi)應力。由于柱形棒料為多數(shù)鋁合金鑄件的初始形狀，本文以7050鋁合金柱形為研究對象，采用數(shù)值分析軟件Abaqus，預測淬火后的內(nèi)應力與變形量，并分析深冷處理后的內(nèi)應力與變形量，以提高柱件材料使用穩(wěn)定性。

1 熱處理數(shù)值分析的基本方程

熱處理過程后的內(nèi)應力與變形均為溫差造成的不均勻收縮導致，因此數(shù)值過程需進行溫度求解。若材料各向同性，根據(jù)能量守恒定律，可以得出分析瞬態(tài)熱傳導的基本方程(基于三維直角坐標系)：

(1)

其中，λ—熱傳導系數(shù)(w/m/℃)；Q—內(nèi)熱源熱流密度(J/kg)；ρ—密度(kg/m3)；cp—定壓比熱容(J/kg/℃)；t—時間(s)；淬火冷卻時，工件溫度T隨淬火過程進行不斷變化，而ρ、cP、Q、λ與T相關。由于鋁合金淬火第二相析出量很少，分析時，Q≈0。

已知(1)式初始條件下的溫度分布，以及溫度或換熱邊界條件，可以求解熱處理過程溫度場。

初始條件t=0時刻表達式：

(2)

給定物體某一邊界條件上的輻射換熱，對流換熱條件：

q=HC·(T-T∞)+HS·(T-T∞)

=H∑·(T-T∞)

(3)

其中：H∑=HC+HS；q—通過邊界的熱量密度；T∞為介質(zhì)溫度；HC—間對流換熱系數(shù)(工件—介質(zhì))；HS—與環(huán)境的輻射換熱系數(shù)。

由微小彈塑性變形理論，總應變包括以下幾部分：

ε=εe+εp+εth+ε0+εtr

(4)

式中：εe—彈性應變張量；εp—塑性應變張量；εth—熱應變張量；ε0—附加應變張量；εtr—相變塑性應變張量，忽略相變，εtr≈0。

2 淬火過程數(shù)值模擬模型建立

提高固溶溫度有利于粗大第二相的溶解，提高時效析出動力，當固溶溫度達到482 ℃時，合金中的s相幾乎全部溶解[7]。本文柱件模擬固溶溫度確定為482 ℃，淬火至室溫(25 ℃)水中。鋁合金實際淬火變形較小，其產(chǎn)生的熱量也相對較少。可采用順序耦合分析淬火過程，即將求解出的溫度場分布作為已知條件，導入柱件進行熱應力分析，最后得到淬火應力和變形，分析過程為：熱分析→溫度場→熱應力→殘余應力，變形。

由柱件結構特點，模擬分析其2D軸對稱模型。建立的分析模型與網(wǎng)格如圖1，熱傳導、應力應變單元分析分別采用DCAX4、CAX4R，分析過程中采用相同的網(wǎng)格劃分。為了使模擬過程變形與內(nèi)應力更可靠，模擬過程中隨溫度變化的熱物性參數(shù)必須準確輸入。其熱膨脹系數(shù)通過熱處理分析儀測量，熱膨脹曲線如圖2所示，其他熱物性能及力學性能參數(shù)均參考文獻[9-10]。

圖1 7050鋁合金柱件分析模型

圖2 7050鋁合金熱膨脹系數(shù)

3 淬火數(shù)值模擬結果與分析

淬火后殘留于柱件的內(nèi)應力沿徑向、軸向、環(huán)向分別為σr、σz、σt，其大小及分布特征如圖3所示。從圖可以看出，柱件表層的內(nèi)應力受壓，其值高達229.3 MPa，從表層到中心，壓應力逐漸減小，拉應力逐漸增加。沿徑向內(nèi)應力、軸向內(nèi)應力、σ環(huán)向內(nèi)應力變化范圍分別為-211～118 MPa (圖3(a))，-222～207 MPa (圖3(b))、-221～121 MPa(圖3(c))。

圖3 沿r、z、t方向的殘余應力分布

沿分析模型軸向(OA)、徑向(OB)兩個方向，淬火及深冷處理后的變形量如表1，由表可以看出，由心部到表層，軸徑兩方向材料收縮量逐漸增大，軸向表層收縮量高達0.500 mm，徑向收縮量高達0.254 mm。若柱件材料各向同性，利用分析得到的熱膨脹系數(shù)，計算淬火時由T0到T1軸、徑兩個方向的變形量，理論計算公式如下：

表1 淬火及深冷處理后沿OA、OB方向的變形量

ΔL=L0αT(T0-T1)，ΔR=R0αT(T0-T1)

(5)

其中，L0、R0分別為初始時刻試樣長度、半徑，平均線膨脹系數(shù)為αT。

固溶溫度為482 ℃，淬火溫度為室溫(25 ℃)時，按式(5)理論計算得到軸向(OA)、徑向(OB)兩個方向變形量分別為：ΔL=0.480 mm，ΔR=0.240 mm，與模型仿真相近。

整個淬火過程應力演變?nèi)鐖D4。主要包括三個階段，第一階段為剛淬火時，整個柱件溫度較高，處于塑性變形狀態(tài)，且表層金屬溫降速率明顯高于心部，形成圖4(a)所示的表層受拉心部受壓的狀態(tài)，此時無內(nèi)應力殘留于金屬內(nèi)部。第二階段為柱件尺寸產(chǎn)生改變的階段，當表層溫度降至彈性狀態(tài)，材料強度提高，中心溫度處于塑性狀態(tài)時，仍可產(chǎn)生收縮變形，此時仍無內(nèi)應力殘留，如圖4(b)。在第三個階段，表層與心部溫度均降至彈性變形狀態(tài)，隨著淬火的進行，心部溫度溫降梯度更高，心部收縮受到表層金屬的阻礙，整個柱件產(chǎn)生變形，呈現(xiàn)表層受壓，心部受壓的殘留內(nèi)應力狀態(tài)，如圖4(c)。

圖4 淬火時應力演變簡圖

4 深冷處理數(shù)值分析結果與分析

對淬火后的柱件進行深冷處理，首先在侵入-196 ℃的液氮中，保溫30 min，然后在200 ℃水浴中保溫15 min，沿軸向(OA)、徑向(OB)兩個方向殘留內(nèi)應力變化如圖5所示，可以看出，深冷處理可有效消除柱件殘留內(nèi)應力和變形量。軸向的殘留內(nèi)應力較大，為z、t方向，其中σz=σt，如圖5(a)。深冷處理后σr、σz應力大小范圍從0.4～207 MPa，-211.3～93 MPa降低為0.2～154.9 MPa，-102.6～66.5 MPa，徑向方向的殘留內(nèi)應力σr、σz、σt分別從4.3～92.7 MPa，-216.3～207.1 MPa，-216.3～92.7 MPa下降至1.92～66.5 MPa，-106.3～154.9 MPa，-94.3～66.5 MPa，如圖5(b)。表層壓應力由211.3 MPa降低至106.5 MPa最大消除量達51%，而心部最大拉應力消除量為28%。深冷處理后收縮變形如表1所示，其軸向最大變形量從0.500 mm下降到0.3320 mm，徑向最大收縮量從0.254 mm下降到0.165 mm，變形量分別減少33.6%、35%。

圖5 淬火后與深冷處理后r，t，z方向殘余應力對比

深冷處理過程和淬火過程應力演變原理相似，深冷處理時溫度由-196 ℃提高至200 ℃，溫差較大，高達396 ℃。而金屬表層和心部溫差與淬火時相反，深冷時形成內(nèi)壓外拉的應力。因此，可以抵消部分淬火殘余應力，徑向軸向兩個方向的收縮量也相應降低。

5 結論

1)建立7050鋁合金柱件淬火過程2D分析模型，模擬出柱件殘留于內(nèi)部的應力大小及分布情況，在柱件表面應力狀態(tài)呈現(xiàn)壓應力狀態(tài)，其值高達211 MPa；從表層到心部，應力狀態(tài)由壓變?yōu)槔?，心部的拉應力最大，軸向方向達到207 MPa。

2)根據(jù)熱分析儀測量結果，擬合得到鋁合金熱膨脹系數(shù)與溫度的曲線，由測量熱膨脹系數(shù)計算柱件軸向和徑向方向變形量，其中ΔL=0.480 mm，ΔR=0.240 mm，與模型仿真相近。

3)7050鋁合金柱件深冷處理后，表面殘留的壓應力消除量最高可達51%，心部殘留的拉應力為28%。沿軸方向最大收縮量從0.500 mm減少到0.332 mm，徑向收縮則從0.254 mm減少到0.165 mm，深冷處理對殘余應力及收縮變形有一定改善。