胡永會,李益華

中南大學現代復雜裝備設計與極端制造教育部重點實驗室,湖南長沙410083

7075鋁合金殘余應力松弛影響因素的實驗研究＊

胡永會,李益華

中南大學現代復雜裝備設計與極端制造教育部重點實驗室,湖南長沙410083

分別采用淬火和退火態(tài)噴砂兩種強化工藝引入結構和表層集中殘余應力,研究了在循環(huán)應力下具有不同殘余應力狀態(tài)的7075鋁合金表層殘余應力松弛現象,并基于應力松弛機理討論了兩種不同強化工藝下殘余應力松弛規(guī)律的異同.分析結果表明,加載應力的狀態(tài)與大小、殘余應力的初始分布和冷作是影響兩種強化工藝下殘余應力松弛異同的主要因素.淬火強化引入的是梯度較小、非均勻分布的結構殘余應力,而噴砂強化引入的是梯度大、均勻分布的表層殘余應力.由于應力分布梯度與表層冷作程度的不同,在相同的加載條件下,噴砂樣較淬火樣有更大的應力松弛趨勢.

鋁合金;淬火;噴砂;殘余應力松弛;冷作;應力梯度

7075鋁合金因具有高強、高韌等特點,目前已成為現代航空航天工業(yè)重要的結構材料[1-2].本文通過實驗研究了7075鋁合金殘余應力在循環(huán)載荷下的應力松弛,探討了應力松弛的規(guī)律和機理.實驗結果表明,殘余應力沿試樣厚度方向分布的應力梯度是應力松弛的主要影響因素.包辛格效應下,交變循環(huán)拉壓載荷較之單向循環(huán)拉伸載荷能更有效地釋放殘余應力;軋向應力與橫向應力的變化規(guī)律類似;外加載荷特性、初始殘余應力分布及冷作也對合金的殘余應力松弛有重要的影響.

1 實驗部分

1.1 試樣的制備

本實驗所用的7075鋁合金的主要成分為w(Cu)=1.6%,w(Mg)=2.5%、w(Cr)=0.23%、w(Zn)=5.6%,其余為Al.利用線切割機取料,取料后對表面進行銑削,制得如圖1所示的試樣.將試樣分為兩組分別對其進行淬火強化(Q)與退火后表面噴砂強化(A+SP)處理,試樣的長度方向均為軋向.

圖1 7075鋁合金試樣Fig.1 7075 aluminum alloy specimen

熱處理過程為從室溫開始,以100℃/h的速率升溫,保溫10min,當固溶處理溫度達到480℃后保溫2 h.淬火方式為水浴淬火,退火工藝為隨爐退火.采用加拿大Proto公司生產的iXRD衍射儀對退火試樣進行測試,結果表明,退火試樣為無應力板,用噴砂機對退火試樣的表面進行噴砂處理.

1.2 實驗方法

采用上海華龍公司生產的W PL-250型動靜萬能試驗機標定試件的力學性能及引入動應力幅.試驗過程中的加載頻率為10 Hz,分別在第100,500,1000,5000,10000和20000個加載周期測量表面殘余應力.

通過拉伸試驗測得7075鋁合金淬火試樣的名義屈服點σ0.2=295 M Pa,退火后表面噴砂試樣的名義屈服點σ0.2=175 M Pa.兩種試樣的初始軋向(σrR)、橫向(σrT)表面殘余應力及相應的加載應力(σd)列于表1,表1中的每組數據均為兩個試樣測量結果的平均值.

表1 試樣初始表面殘余應力與相應的加載應力Table 1 Initial surface residual stress of specimens and the corresponding applied stresses

2 結果與討論

2.1 循環(huán)載荷下殘余應力松弛

圖2與圖3分別為淬火試樣與退火態(tài)表面噴砂試樣在應力加載后的表面殘余應力.

圖2 循環(huán)載荷下淬火鋁板的表面殘余應力變化Fig.2 Residual stress of quenched aluminum p late surface under cyclic loading

由圖2可見,當循環(huán)加載應力較低時,經20000次交變應力加載后,試樣的表面殘余應力沒有明顯的減小(試樣1).當復合應力(初始殘余應力與外加載荷的矢量疊加)為材料屈服強度的80%時(試樣2),經20000次加載后試樣的表面殘余應力約下降了10～20 M Pa,且在1000個加載周期后表面殘余應力仍保持穩(wěn)定,這是由于殘余應力發(fā)生了松弛,而復合應力又遠小于材料的屈服強度所致.由于包辛格效應,初始表面狀態(tài)為壓應力的試樣在外加拉應力的作用下容易發(fā)生應力松弛,如試樣3經壓應力交變加載后,其表面殘余應力并沒有明顯減小,此時殘余應力松弛受到殘余應力場的分布狀態(tài)影響.由材料的包辛格效應可知,初始壓應力承受同種性質交變載荷時易于松弛,而承受相反性質載荷時不利于松弛.當復合應力超過材料的屈服強度時(試樣4),在應力加載的前期殘余應力即明顯減小,此時造成材料殘余應力松弛的主要原因是材料的整體塑性變形.

由圖3可見,試樣5經較低的單向循環(huán)應力加載后其表面殘余應力沒有明顯減小,這是因為此時材料的表面應力歷程仍處于壓應力狀態(tài).當單向循環(huán)加載應力逐漸加大至接近材料的屈服強度時(試樣8),材料的表面殘余應力迅速下降,且出現拉伸應力狀態(tài).試樣6在較大的交變循環(huán)加載(此時復合應力約為屈服強度的87%)作用下,經20000個周期后表面殘余應力松弛率達20%;試樣7承受的復合應力為屈服強度的110%,循環(huán)加載500次后即發(fā)生塑性變形,表面殘余應力完全松弛,繼續(xù)加載出現拉伸應力狀態(tài),但逐漸趨于穩(wěn)定.

圖3 循環(huán)載荷下退火態(tài)噴砂鋁板的表面殘余應力變化Fig.3 Residual stress of annealed and shot-peened aluminum p late surface under cyclic loading

由于殘余應力使材料處在高彈性勢能狀態(tài),在外力的觸發(fā)下有利于破壞晶粒的橫向平衡,故軋向殘余應力和橫向殘余應力的變化一致[3],且殘余應力與載荷周期在應力松弛穩(wěn)定階段成對數線性下降關系.

2.2 表層殘余應力分布

將試樣表面進行電解拋光后,采用逐層剝除法測量淬火及表面噴砂試樣的初始表層殘余應力分布,對測量結果進行修正[4],并對修正結果用高階多項式擬合,所得結果如圖4所示.由圖4(a)可見,淬火試樣殘余應力的分布狀態(tài)是沿厚度方向由外到內在500μm內成單調下降,而試樣表面噴砂會在距表面約300μm內引入非常明顯的非線性變化的應力梯度,淬火試樣比表面噴砂試樣表層的殘余應力梯度至少低一個數量級,在相同應力水平的載荷下,由淬火強化引入的結構應力因其較低的整體與局部應力梯度,使淬火試樣的應力松弛程度與松弛速率遠低于應力梯度大的噴砂試樣.

圖4 淬火與表面噴砂試樣表層殘余應力分布(a)淬火試樣;(b)表面噴砂試樣Fig.4 Residual stress distribution of quenched and shot-peened 7075 aluminum alloy specimen(a)quenching treatment specimen;(b)shot-peened specimen

2.3 影響應力松弛的因素

2.3.1 加載應力的大小和狀態(tài)

當復合應力低于材料的屈服強度時,由于包辛格效應,殘余應力會有所降低;當復合應力接近或超過材料的屈服強度時,殘余應力可完全釋放甚至出現反向應力,此時材料已發(fā)生了塑性變形.由于包辛格效應,在交變循環(huán)拉壓載荷的作用下,材料開始屈服時的應力較低,因此,引入更多的局部微觀塑性變形,比單純的循環(huán)拉伸載荷能更有效地引起殘余應力松弛.

2.3.2 殘余應力的初始分布狀態(tài)與大小

淬火態(tài)試樣的結構殘余應力梯度平緩,當復合應力接近材料的屈服強度時殘余應力僅下降15%左右;而表面噴砂試樣的殘余應力由于只分布在材料的表面,類似于整個面的應力集中,故殘余應力容易消減.

2.3.3 試樣的材料特性

冷作對材料的屈服強度有顯著的影響[5],經表面處理后的構件內部有局部屈服強度梯度.在加工過程中,材料的表面經歷了復雜的應變歷程,其表面應力狀態(tài)為雙軸壓縮,可能表現為屈服面狀態(tài)[6],從而造成表面微觀屈服強度低于整體材料的屈服極限.因此,經表面噴砂的試樣在復合應力低于材料的宏觀屈服強度時,其表面殘余應力也會大幅下降甚至出現應力反向.

3 結 論

(1)殘余應力的松弛程度與速率取決于復合應力與材料屈服強度間的關系,當復合應力超過材料的屈服強度時,隨復合應力的增加,殘余應力迅速松弛甚至進入反向拉應力狀態(tài).

(2)殘余應力的松弛很大程度上受到初始應力水平與分布狀態(tài)的影響.淬火試樣的結構殘余應力比噴砂試樣的集中應力的應力梯度至少低一個數量級,在相同的循環(huán)載荷水平下,淬火試樣的應力松弛量與速率遠低于噴砂試樣.

(3)交變循環(huán)拉壓載荷較之單向循環(huán)拉伸載荷能更有效地釋放殘余應力,且在應力松弛過程中,軋向和橫向應力相互關聯,同時變化且變化規(guī)律類似.

(4)由表面冷作所引起的材料局部屈服強度梯度,使表面微觀屈服強度低于整體材料的屈服極限,令殘余應力更容易松弛.

[1]胡永會,吳運新,郭俊康.7075鋁合金噴砂表面殘余應力在疲勞過程中的松弛規(guī)律[J].熱加工工藝,2010,39(18):24-27.

[2]胡永會,吳運新,陳磊.噴丸處理7075鋁合金循環(huán)載荷下表面殘余應力的松弛規(guī)律[J].材料研究與應用,2010,4(3):174-179.

[3]吳運新,廖凱.鋁合金厚板拉伸過程橫向殘余應力消減分析[J].材料工程,2008(10):45-48.

[4]胡華南,陳澄洲,周澤華.剝層測量殘余應力的修正[J].華南理工大學學報:自然科學版,1992,20(4):47-56.

[5]航空工業(yè)部科學技術委員會.應變疲勞分析手冊[M].北京:科學出版社,1987.

[6]王宏偉,馬晉生,南俊馬,等.表面微觀屈服強度與疲勞極限的關系[J].金屬學報,1991,27(5):A 365-369.

Experimental study of influencing factors on residual stress relaxation of 7075 alum inum alloy

HU Yonghui,L I Yihua
Key Laboratory of M odern Com p lex Equipment Design and Extreme M anufacturing,Central South University,Changsha 410083,China

Structural residual stress and surface residual stresswere introduced by two strengthening processesquenching and shot peening on 7075 aluminum alloy to analyze the residual stress relaxation under cyclic loading with different initial residual stress states.The similarities and differences of residual stress relaxation under the two different strengthening p rocesses were discussed based on stress relaxation mechanism.The results showed that state and magnitude of the applied stress,initial distribution of the residual stress and cold working had great influence on the stress relaxation.Structural residual stress introduced by quenching relaxed a little under cyclic loading while the stress induced by shot peening relaxed a lot on the same cyclic stress scale because of different stress gradient and cold working.Great stress relaxation occured in the uniform surface residual stress introduced by shot-peening with a great stress gradient,while stress re-distribution occured in the non-uniform structural stress introduced by quenching w ith a relatively lower stress gradient.

aluminum alloy;quenching;sho t peening;residual stress relaxation;cold wo rking;stress gradient

TB321

A

1673-9981(2011)02-0113-04

2010-11-22

國家重點基礎研究發(fā)展規(guī)劃項目973項目(2010CB731703)

胡永會(1985-),男,江蘇徐州人,碩士研究生.