鄒 旺，黃尚宇，廖 軒，雷 雨，孟正華，胡建華

(1.武漢理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢430070;2.武漢理工大學(xué) 汽車工程學(xué)院，湖北 武漢430070)

蠕變時效成形技術(shù)是20 世紀(jì)50 年代初為成形整體壁板零件而開發(fā)的技術(shù)，即利用時效處理得到材料所需性能，同時利用材料在一定溫度(人工時效溫度)和彈性應(yīng)力作用下發(fā)生的蠕變變形，從而得到滿足一定形狀的結(jié)構(gòu)件［1-2］。該技術(shù)適用于可時效強(qiáng)化型合金且具有復(fù)雜外形和結(jié)構(gòu)的整體壁板構(gòu)件。目前該成形技術(shù)已被應(yīng)用于飛機(jī)蒙皮和壁板的制造中，如美國某軍用飛機(jī)上下機(jī)翼蒙皮和壁板，以及大型民用飛機(jī)A380 機(jī)翼壁板，由于蠕變時效成形具有其獨(dú)特優(yōu)勢，被認(rèn)為是下一代大飛機(jī)制造中重要的金屬成形工藝，在我國大飛機(jī)研制中具有廣泛的應(yīng)用前景［3-4］。

國內(nèi)關(guān)于蠕變時效成形的研究起步較晚，但近幾年相關(guān)研究工作已逐漸增多。黃遐等［5］研究了7075 鋁合金蠕變時效成形回彈規(guī)律，試驗結(jié)果表明，回彈率隨蠕變時效時間的增加而減小，隨溫度的升高而迅速減小，隨預(yù)彎曲半徑的增大而增大，隨厚度的增加而逐漸減小。呂源等［6］開展了壁板結(jié)構(gòu)對蠕變時效成形回彈影響的研究，發(fā)現(xiàn)筋條、凸臺、凹槽3 個結(jié)構(gòu)因素占全部因素權(quán)重的41%，表明成形件的結(jié)構(gòu)因素對其成形影響很大。鄭英等［7］研究了單曲率網(wǎng)格筋條壁板蠕變時效成形的特點(diǎn)及規(guī)律，結(jié)果表明網(wǎng)格筋條壁板的蠕變時效成形過程是一個非線性成形過程。湛利華等［8］基于鋁合金時效成形機(jī)理的蠕變統(tǒng)一本構(gòu)方程，對7055 鋁合金帶筋板蠕變時效成形過程進(jìn)行仿真模擬，發(fā)現(xiàn)筋條對成形件的回彈起到一定的抑制作用，蠕變時效后帶筋板的幾何形狀由筋條的塑性應(yīng)變和成形件的蠕變共同決定。

盡管蠕變時效成形過程的數(shù)值模擬技術(shù)取得了一定進(jìn)展，但總體上還尚未成熟，比如模擬中的理想條件在工程實(shí)踐中無法實(shí)現(xiàn)，模擬精度低而缺乏參考性［9-10］。目前國內(nèi)外對帶筋壁板的蠕變時效成形均采用傳統(tǒng)的熱壓罐模式，即將待成形工件一次性加載貼合模具，達(dá)到工件的目標(biāo)形狀［11-13］。筆者所采用的漸進(jìn)蠕變時效成形是將待成形件依次裝夾在曲率半徑可逐漸減小的模具中進(jìn)行分步成形，直至達(dá)到目標(biāo)形狀，以此控制板料回彈、避免板料上的筋條失穩(wěn)。

1 蠕變時效成形工藝過程

如圖1 所示，典型的蠕變時效成形工藝可分為3 個階段［14］：①加載。在室溫下，通過一定的加載方式使金屬零件產(chǎn)生一定變形，并將其固定在預(yù)設(shè)的工裝上;②蠕變時效。將零件和工裝一起置入保溫爐或熱壓罐內(nèi)，在零件材料的人工時效溫度內(nèi)保溫一段時間，材料在此過程中由于蠕變、應(yīng)力松弛和時效的綜合作用，內(nèi)部組織和性能發(fā)生變化。③卸載。保溫結(jié)束后，去除工裝約束，零件上的部分彈性應(yīng)變在蠕變和應(yīng)力松弛的作用下轉(zhuǎn)變?yōu)橛谰玫乃苄詰?yīng)變，零件在完成時效處理的同時獲得所需外形。

圖1 蠕變時效成形原理

2 蠕變時效成形有限元模擬

2.1 本構(gòu)方程

該模擬采用Norton-Bailey 蠕變方程［15］：

其中，A，m，n均為與溫度有關(guān)的材料常數(shù)，m＞1，1≥n＞0，可根據(jù)不同應(yīng)力和溫度下的單軸蠕變拉伸實(shí)驗測得。筆者分析的對象為7075 鋁合金，其蠕變常數(shù)如表1 所示。

表1 7075 鋁合金材料的蠕變常數(shù)

2.2 有限元模型的建立

運(yùn)用有限元軟件ABAQUS 建立單曲率外形零件的蠕變時效成形有限元模型。鋁合金板零件尺寸為400 mm×200 mm，厚度為4 mm，加強(qiáng)筋高度為15 mm，厚度為4 mm，其尺寸如圖2 所示。模具型面半徑R0分別為3 000 mm、2 600 mm、2 200mm、1 800 mm、1 400 mm、1 000 mm。

圖2 7055 鋁合金帶筋板幾何尺寸(單位mm)

分析中，模具設(shè)定為解析剛體并固定，板料為可變形體。蠕變模型采用ABAQUS 軟件中的Time hardening form 模型，采用表1 中的蠕變常數(shù)。板料成形時上表面施加均布?xì)鈮海慵c模具之間采用Coulomb 摩擦模型，摩擦系數(shù)k=0.3。為了提高計算效率和精度，將帶筋板劃分為六面體網(wǎng)格，如圖3 所示。

圖3 7055 鋁合金帶筋板有限元分析模型

根據(jù)蠕變時效成形工藝過程，建立以下3 個分析步驟。

(1)將模具固定，板料裝配到一定曲率半徑的模具上，在板料上表面施加0.5 MPa 的均布載荷，使其發(fā)生變形并與模具表面貼合。

(2)保持載荷及零件的變形量不變，在120 ℃時效溫度下保溫3 h，此時材料發(fā)生應(yīng)力松弛，部分彈性應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)槿渥儜?yīng)變。

運(yùn)行上，制訂激勵措施，營造編纂氛圍，努力調(diào)動牽頭處室和參與部門（單位）的積極性，眾手成志，齊心協(xié)力，分工負(fù)責(zé)，相互配合，每個階段及時召開運(yùn)行會議，共同商討志稿問題，創(chuàng)先爭優(yōu)，督促落后，保證了編纂工作有序推進(jìn)、平穩(wěn)運(yùn)行。正確處理繼承與創(chuàng)新、前志與續(xù)志、實(shí)際與理論的關(guān)系，在篇目設(shè)置符合發(fā)展實(shí)際、記述內(nèi)容隨事業(yè)發(fā)展拓展范圍、圖文并茂直觀反映現(xiàn)實(shí)等方面進(jìn)行了有益探索，取得了一定成效。

(3)卸載。板料發(fā)生回彈，提取應(yīng)力應(yīng)變及回彈量。

以上3 個分析步驟完成一次蠕變時效成形，然后從ABAQUS 軟件中導(dǎo)出成形后的板料，再導(dǎo)入到另一個模具曲率半徑更小的模型中，完成新一輪蠕變時效成形。如此重復(fù)上述過程，最終得到達(dá)到一定彎曲標(biāo)準(zhǔn)的成形件，計算總的回彈量和筋條形變，漸進(jìn)蠕變時效成形流程如圖4 所示。

圖4 漸進(jìn)蠕變時效成形流程圖

3 模擬結(jié)果對比分析

3.1 直接蠕變時效結(jié)果分析

分析步驟(1)中，加載后板料完全貼合模具，筋板的最大等效應(yīng)力為471 MPa;分析步驟(2)中，保溫蠕變時效18 h 后，帶筋板的最大等效應(yīng)力為281 MPa;分析步驟(3)中，卸載回彈后，筋板的最大等效應(yīng)力為168 MPa。分析步驟(1)中，板料貼合模具后，筋條已出現(xiàn)失穩(wěn)起皺變形，即便最后卸載回彈，起皺破壞依然存在，造成了不可恢復(fù)性破壞。從圖5 所示的應(yīng)力云圖可以看出，整個過程中，腹板區(qū)一直都處于低應(yīng)力狀態(tài)，并在彈性變形范圍內(nèi);筋條及筋條腹板結(jié)合區(qū)應(yīng)力相對較高，但最大應(yīng)力不是出現(xiàn)在變形量最大的筋條上，而是在筋條與腹板結(jié)合處，這是因為筋條發(fā)生失穩(wěn)起皺，應(yīng)力得到釋放而減小。

圖5 直接蠕變時效過程中帶筋板等效應(yīng)力云圖

卸載后，測量對應(yīng)點(diǎn)的位移量，并以此計算出回彈后工件的曲率半徑Rf為1 107.33 mm。根據(jù)回彈公式SP=(Rf-R0)/Rf(其中，SP為工件回彈率;R0為模具型面曲率半徑)計算可得工件的回彈率為9.69%。

3.2 漸進(jìn)蠕變時效結(jié)果分析

將板料先裝配到半徑為3 000 mm 的模具中蠕變時效3 h，然后將成形件導(dǎo)出，再裝配到半徑為2 600 mm 的模具中均蠕變時效3 h，接著如此依次在半徑為2 200 mm、1 800 mm、1 400 mm、1 000 mm的模具中均蠕變時效3 h，得到最終的成形件。分析每個成形步驟中板料的變形情況，整個過程中加強(qiáng)筋沒有出現(xiàn)失穩(wěn)起皺損壞，最終得到無損壞成形件。從圖6 所示的應(yīng)力云圖中可以看出，加強(qiáng)筋處于高應(yīng)力狀態(tài)，且加強(qiáng)筋頂端應(yīng)力最大，腹板處于低應(yīng)力狀態(tài)。

圖6 漸進(jìn)蠕變時效過程帶筋板等效應(yīng)力云圖

圖7 漸進(jìn)蠕變時效過程中應(yīng)力變化趨勢

每次成形后，板料回彈率相對于前一次有所減小，且減幅略有增大，如圖8 所示。這是由于每次預(yù)彎曲率增大，筋條區(qū)產(chǎn)生的塑性變形增加，以及蠕變時效總時間累積增加，使得塑性變形量累積增加的共同結(jié)果。

圖8 漸進(jìn)蠕變時效過程中回彈率變化趨勢

漸進(jìn)蠕變時效成形最后在R0為1 000 mm的模具中完成，加載使得板料貼合模具時最大等效應(yīng)力為578 MPa，蠕變時效3 h 后最大等效應(yīng)力為296 MPa，卸載回彈后殘余應(yīng)力為198 MPa?；貜椇蟀辶锨拾霃絉f為1 146.79 mm，根據(jù)回彈公式SP= (Rf-R0)/Rf計算得出回彈率為12.80%。相對于直接蠕變時效成形，漸進(jìn)蠕變時效成形中板料的最大等效應(yīng)力和回彈率較大，因為在半徑為1 000 mm 模具中直接成形，加強(qiáng)筋出現(xiàn)失穩(wěn)起皺，高應(yīng)力得到釋放，使得后續(xù)的其他應(yīng)力指標(biāo)也相應(yīng)較低。直接蠕變時效成形后成形件的回彈率低于漸進(jìn)蠕變時效成形，這是由于加于強(qiáng)筋的失穩(wěn)起皺，產(chǎn)生了大量的塑性變形，抑制了板料回彈。

4 結(jié)論

(1)帶筋壁板蠕變時效成形中應(yīng)力分布不均，筋條腹板區(qū)應(yīng)力較小，筋條區(qū)、筋條與腹板結(jié)合區(qū)應(yīng)力較大。直接蠕變時效成形由于筋條失穩(wěn)應(yīng)力釋放，最大應(yīng)力出現(xiàn)在筋條與腹板的結(jié)合區(qū);漸進(jìn)蠕變時效成形最大應(yīng)力位于筋條上部。

(2)直接蠕變時效成形后帶筋板的回彈率為9.69%，筋條發(fā)生嚴(yán)重失穩(wěn)變形;漸進(jìn)蠕變時效成形后帶筋板的回彈率為12.80%，筋條沒有出現(xiàn)嚴(yán)重失穩(wěn)變形。

(3)漸進(jìn)蠕變時效成形的工件回彈率雖然高于直接蠕變時效成形，但能有效地避免筋條失穩(wěn)破壞，對帶筋板的蠕變時效成形有重要意義。

［1］ HOLMAN M C.Autoclave age forming large aluminium aircraft panels ［J］. Journal of Mechanical Working Technology ，1989(20)：477 -488.

［2］ DENISE M H.Age forming technology expanded in an aotoclave［J］.SAE Transaction，19859495.

［3］ WATCHAN K.Airbus A380 takes creep age forming to new heights［J］.Materials World ，2004(2)：10 -11.

［4］ 曾元松，黃遐，黃碩.蠕變時效成形技術(shù)研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢［J］.塑性工程學(xué)報，2008，15(3)：1 -8.

［5］ 黃遐，曾元松.鋁合金7075 蠕變時效成形回彈規(guī)律［J］.塑性工程學(xué)報，2012，19(2)：79 -82.

［6］ 呂源，甘忠. 壁板結(jié)構(gòu)對時效成形回彈影響的研究［J］.鍛壓裝備與制造技術(shù)，2011(1)：87 -90.

［7］ 鄭英，吳陽，張勁，等.7475 鋁合金網(wǎng)格筋條壁板蠕變成形的試驗和數(shù)值模擬［J］. 鍛壓技術(shù)，2012，37(5)：42 -46.

［8］ 湛利華，許曉龍，賈樹峰，等.7055 鋁合金加筋板蠕變時效成形有限元仿真［J］. 中國有色金屬學(xué)報，2013，23(8)：2104 -2106.

［9］ 高超，郭建生. 圓管鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的有限元分析［J］. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(信息與管理工程版)，2011，33(3)：421 -43.

［10］ 黃霖，萬敏. 鋁合金厚板時效成形回彈補(bǔ)償算法［J］.航空學(xué)報，2008，29(5)：1406 -1410.

［11］ ZHAN L H，LIN J G，DEAM T A.A review of the development of creep age forming：experimentation，modeling and application［J］.International Journal of Machine Tools and Manufacture，2001(51)：1 -17.

［12］ HO K C，LIN J，DEAN T A.Modeling of spring backing creep forming thick aluminium sheets［J］.International Journal of Plasticity，2004，20(4)：733-751.

［13］ LIN J，HO K C，DEAN T A.An intergrated process for modeling of precipitation hardening and springback in creep age forming［J］.International Journal of Machine Tools and Manufactures，2006(46)：1266-1270.

［14］ 湛利華，王萌，黃明輝.基于蠕變公式的時效應(yīng)力松弛行為預(yù)測模型［J］. 機(jī)械工程學(xué)報，2013，10(10)：70 -76.

［15］ 黃遐，曾元松.7075 鋁合金蠕變時效成形過程數(shù)值模擬［J］.塑性工程學(xué)報，2010，17(6)：51 -54.