摘 要:某航空機輪用噴射成形7055超高強鋁合金鍛件在靜壓試驗中提前開裂。結(jié)合鍛件的 熱加工鍛造工藝、熱處理工藝和靜壓試驗條件,采用宏觀觀察、電導率測試、力學性能測試、低倍組 織檢驗、金相檢驗、斷口及有限元模擬分析等方法,分析了鍛件開裂的原因。結(jié)果表明:該鍛件在靜 壓試驗中開裂的失效模式屬于一次性的過載斷裂;由于其定位孔較深、根部直角應力集中,在螺栓 定位孔徑根部萌生裂紋,尖角處機輪鍛件流線對裂紋的形成與擴展有促進作用。減小定位孔深度、 增加孔徑根部圓弧過渡處圓角、優(yōu)化熱處理工藝可以有效地提升該鍛件靜壓試驗的失效強度,使其 滿足驗收要求。

關(guān)鍵詞:7055鋁合金;噴射成形;鍛件;失效分析;過載斷裂;應力集中 

中圖分類號:TG146.2+1                                     文獻標志碼:B                               文章編號:1001-4012(2022)05-0062-05

噴射成形是一種快速凝固技術(shù),其利用惰性氣 體霧化液態(tài)金屬,并沉積獲得金屬錠坯。噴射成形 技術(shù)將半連續(xù)鑄造的厘米級基礎凝固單元提升至微 米級,獲得的合金組織精細均勻、成分無宏觀偏析, 因此其多用于高成分、高性能合金材料的制備[1-5]。 噴射成形圓錠的組織均為50μm~80μm 尺寸的等 軸晶,無粗大初生第二相或枝晶等高合金成分鋁合 金熔鑄缺陷。噴射成形7055鋁合金具有成分及組 織均勻的特點,可用于鍛件生產(chǎn),且鍛件單件整體性 能一致、鍛件批次間性能穩(wěn)定。同時,7055超高強 鋁合金還因具有高強度、高韌性等特點,被廣泛應用 于航空航天、高速列車、城市軌道交通等領域,以減 輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量[6-8]。 

在某噴射成形7055超高強鋁合金機輪鍛件的 靜壓試驗中,螺栓定位孔位置出現(xiàn)沿周向擴展的穿 透性裂紋。靜壓試驗時,在載荷只有629kN(載荷 要求達到645kN)時發(fā)生開裂。經(jīng)確認,裝配過程正常;將輪轂體裝配完畢,進行裝配度檢測,然后進 行靜壓試驗。靜壓試驗中,輪轂、輪胎、連接件等裝 配均符合設計與公差要求;工裝設計與裝配符合要 求。靜壓試驗示意如圖1所示。

該鍛件的生產(chǎn)工藝流程為:噴射成形錠坯→熱 加工擠壓→熱加工胎模鍛→粗機加工→淬火處理→ 雙級過時效熱處理→精機加工→靜壓試驗。筆者通 過結(jié)合鍛件的熱加工鍛造工藝、熱處理工藝[9-10]和 靜壓試驗條件,采用宏觀觀察、電導率測試、力學性 能測試、低倍組織檢驗、斷口及有限元模擬分析等方 法,分析了該鍛件開裂的原因[11]。同時還提出了有 效的改進措施,以防此類失效的再次發(fā)生,為噴射成 形7055超高強鋁合金鍛件的穩(wěn)定生產(chǎn)、質(zhì)量控制、 試驗環(huán)境適應性提供了保障。

1 理化檢驗 

1.1 宏觀觀察

失效機輪鍛件的宏觀形貌如圖2所示。由圖2 可以看出,受壓的機輪存在明顯的塑性變形,裂紋沿圓周方 向 擴 展 約 3/4 圓 周,裂 紋 寬 度 中 間 約 為 20mm,兩端約為5 mm;裂紋附近無明顯變形、磕 碰等機械損傷痕跡。

1.2 電導率測試 

7055鋁合金機輪鍛件的電導率性能反映其對 應的熱處理狀態(tài),該機輪鍛件的供貨狀態(tài)為 T73。 依據(jù) GB/T12966—2008 《鋁合金電導率渦流測試 方法》對該機輪鍛件進行電導率測試,測試儀器為 Sigma2008B型便攜式數(shù)字金屬渦流電導率儀,測 試位置為輪心內(nèi)圓面、輪輻內(nèi)圓面、輪輞內(nèi)圓面、內(nèi) 輪緣圓面,測試結(jié)果如表1所示。由表1可知,失效 鍛件的電導率測試結(jié)果與出廠檢驗結(jié)果一致,說明 該機輪鍛 件 的 熱 處 理 狀 態(tài) 未 發(fā) 生 改 變,為 正 常 的 T73熱處理狀態(tài)。

1.3 力學性能測試 

依據(jù) GB/T16865—2013《變形鋁、鎂及其合金 加工制品拉伸試驗用試樣及方法》,加工出平行段直 徑為5 mm,平 行 段 長 度 為 25 mm 的 試 樣;依 據(jù) GB/T228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分: 室溫試驗方法》,使用 DNS-200型萬能試驗機對試 樣進行力學性能測試,測試位置為內(nèi)輪緣周向、輪輞 臂縱向和輪輻底橫向,測試結(jié)果如表2所示。

由表2可知:試樣的力學性能測試結(jié)果與出廠 檢驗結(jié)果一致,說明該機輪鍛件的力學性能未發(fā)生 改變,為正常的 T73熱處理狀態(tài)。

1.4 斷口分析 

1.4.1 斷口宏觀觀察 

機輪裂紋斷口的宏觀形貌如圖3所示。由圖3 可以看出,斷口呈灰白色,無淬火裂紋、粗大化合物、非金屬夾雜等原始缺陷。斷口處存在明顯的裂紋萌 生并擴展的放射形花樣,兩處放射形花樣均收斂于 對應的螺栓定位孔處。裂紋源位于兩個定位孔尖角 處,并沿著放射方向快速失穩(wěn)擴展。 

1.4.2 斷口微觀觀察 

采用 FEISIRION200型高分辨場發(fā)射掃描電 子顯微鏡進行觀察,裂紋整體及各部位的微觀形貌 如圖4所示。從圖4可以看出:斷口微觀形貌主要 為呈脆性的沿晶韌性斷裂。裂紋起始于定位孔尖角 處,呈放射狀向外穿晶擴展;混合擴展區(qū)晶內(nèi)顯微組 織存在淺韌窩,晶間為沿晶擴展形貌;沿晶擴展區(qū)呈 沿晶韌性斷裂形貌;韌性擴展區(qū)為韌窩+沿晶混合 型的韌性擴展形貌。 

1.5 低倍組織檢驗 

過定位孔沿機輪的徑向取剖面磨制試樣。依據(jù) GB/T3246.2-2012《變形鋁及鋁合金制品組織檢 驗 方 法 第 2 部 分:低 倍 組 織 檢 驗 方 法 》,使 用 2000目砂紙打 磨 試 樣 至 表 面 光 滑,使 用 70 ℃ 的 30%(體積分數(shù),下同)NaOH 溶液侵蝕2min,再用 室溫的30%HNO3 溶液酸洗至表面清潔,觀察試樣 的低倍組織。 

可見定位孔下端為直角,孔左面深度為4mm, 右面深度為1.8mm,直角頂端處流線走向呈45°(見 圖5,6)。從低倍組織形貌中可以發(fā)現(xiàn):機輪鍛件中 無粗晶、裂紋、氣孔和非金屬夾雜等缺陷;鍛造流線 明顯,并沿著機輪外形分布,不存在明顯的切斷,無 穿流存在。 

1.6 金相檢驗 

依據(jù) GB/T3246.1—2012《變形鋁及鋁合金制 品組織檢驗方法 第1部分:顯微組織檢驗方法》,采 用 OLYMPUSGX53型倒置光學顯微鏡對圖3b)所 示的裂源1進行觀察,裂源1剖面微觀形貌如圖7所示。由圖7可以看出:試樣的顯微組織中同時存 在呈明顯變形方向性的纖維狀組織與部分再結(jié)晶的 亞結(jié)構(gòu)組織;晶界處均可見呈彌散分布的細小顆粒 相以及呈聚集態(tài)的顆粒相,噴射態(tài)顆粒經(jīng)過擠壓、鍛 造已充分變形,析出的第二相沿其變形方向及界面 分布;原始界面內(nèi)部存在再結(jié)晶的細小等軸晶,未見 明顯的過燒現(xiàn)象及原材料缺陷。

機輪靜壓 力 增 大 到 一 定 值 時,在 拉 應 力 下 首 先在螺栓定 位 孔 徑 根 部 直 角 處 形 成 穿 晶 裂 源,隨 即沿晶擴展約0.5 mm,受外應力作用變?yōu)榇┚U 展,最后裂紋 又 沿 機 輪 鍛 件 韌 性 差 的 晶 界 處 擴 展 直到斷裂。 

2 綜合分析 

通過分析 可 知:機 輪 鍛 件 的 開 裂 屬 于 一 次 性 的過載斷裂;機輪在壓力試驗時,隨著壓力增加到 一定值時,鍛 件 發(fā) 生 形 變 并 引 起 了 定 位 孔 在 橢 圓 長軸方向的 拉 應 力,裂 紋 源 位 于 兩 定 位 孔 徑 根 部尖角處,斷口主要呈脆性沿晶韌斷形貌,裂紋的形 成與其較深的定位孔和根部直角處的應力集中有 關(guān),尖角處機 輪 鍛 件 流 線 也 促 使 了 裂 紋 的 形 成 與 擴展。

裂紋源起始區(qū)為穿晶斷裂,并非沿材料薄弱方 向產(chǎn)生。裂紋產(chǎn)生后沿材料薄弱方向擴展,形成沿 晶斷裂。圖8為角形截面與箱形截面在受到扭轉(zhuǎn)應 力時的應力 集 中 系 數(shù) (αt)示 意[12],從 圖 8 可 以 看 出:隨 著 圓 角 半 徑/壁 厚 (r/C)的 縮 小,過 渡 處 的 (αt)急劇上升,最大應力可達平均應力的數(shù)倍至數(shù) 十倍。應力集中導致直角處拉應力急劇增大,突破 材料的抗拉強度,造成開裂。在過載的情況下,裂紋 迅速失穩(wěn)擴展,最終導致該機輪鍛件發(fā)生開裂。

3 改進建議 

3.1 設計方面 

通過減小鍛件定位孔的深度,增大孔徑根部圓 弧過渡處的圓角,可有效地減少該處的應力集中。 采用應力模擬軟件模塊,對7055超高強鋁合金的孔 腔壁及底部進行靜應力加載模擬試驗(加載應力為 20MPa),底部圓弧半徑為1.5mm 和3mm 的孔腔 應力分布模擬結(jié)果如圖9所示。由模擬結(jié)果可知, 孔腔底部邊角處所受應力最高,當邊角處圓弧半徑 由1.5mm 增至3mm 時,應力最高值由254.3MPa 降低至196.5MPa,這表明孔腔邊角處圓弧的增加, 可明顯地減小該處的應力集中。 

在目前熱處理狀態(tài)下,T73熱處理機輪鍛件的 韌性不足,在過載的情況下應力集中會導致裂紋萌 生,隨后裂紋會迅速擴展直到斷裂。因此,提高材料 強度可以延緩裂紋的萌生,以提高靜壓載荷。

設計方 面 改 進 措 施 為:將 定 位 孔 的 深 度 減 少 2mm,并將邊角處圓弧半徑增加至3mm。

3.2 熱處理方面 

在保證 T73熱處理狀態(tài)不改變的情況下,對材 料的熱處理工藝進行優(yōu)化:減少時效時間,減小過時 效程度,將機輪強度提升10MPa~20 MPa,降低機 輪的斷裂韌性及沖擊韌性,殘余應力保持不變。熱 處理優(yōu)化前后部分力學性能測試結(jié)果如表3所示。 

提供優(yōu)化后的 T73熱處理狀態(tài)機輪,最終通過 了645kN 靜壓試驗。

4 結(jié)論 

該噴射成形7055超高強鋁合金鍛件在靜壓試 驗中提前開裂,屬于一次性的過載斷裂。該機輪鍛 件開裂的原因是:機輪設計不合理,導致定位孔和根 部直角產(chǎn)生強烈的應力集中,隨著機輪靜壓載荷的 增大,機輪開始發(fā)生屈服變形,形成沿橢圓長軸向的 拉應力;載荷繼續(xù)增加,孔周圍直角處尖端應力急劇 增大,突破了材料的抗拉強度,產(chǎn)生裂紋,在過載的 情況下,裂紋迅速擴展并沿整個圓周開裂。通過改 進設計,減小應力集中,并優(yōu)化熱處理工藝,有效地 提高了靜壓試驗失效強度,滿足驗收要求。

參考文獻: 

[1] 張永安,熊柏青,韋強,等.噴射成形制備高性能鋁合 金材料[J].機械工程材料,2001,25(4):22-25. 

[2] 黃伯云,易健宏.現(xiàn)代粉末冶金材料和技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀 (一)[J].上海金屬,2007,29(3):1-7. 

[3] 張濟山,熊柏青,崔華.噴射成形快速凝固技術(shù):原理 與應用[M].北京:科學出版社,2008. 

[4] 李榮德,劉敬福.噴射成形技術(shù)國內(nèi)外發(fā)展與應用概 況[J].鑄造,2009,58(8):797-803. 

[5] 高娃,孫廷富.噴射成形技術(shù)的應用及產(chǎn)業(yè)化發(fā)展趨 勢[J].兵器材料科學與工程,2002,25(3):66-69. 

[6] 王祝堂.新型航空鋁合金7055[J].輕金屬,1991(9): 23. 

[7] 閆亮明,王志強,沈健,等.7055鋁合金的研究現(xiàn)狀及 展望[J].材料導報,2009,23(9):69-73. 

[8] 鮑恩成.7055鋁合金螺旋面型材擠壓流動規(guī)律分析 及固溶處理工藝研究[D].濟南:山東大學,2019. 

[9] 王少華,孟令剛,房燦峰,等.新型 Al-Zn-Mg-Cu合金 型材雙級時效組織性能研究[J].材料研 究 與 應 用, 2011,5(3):190-193. 

[10] 李海,鄭子樵,王芝秀.熱處理制 度 對 含 Ag的 7055 鋁合金斷裂特征的影響[J].稀有金屬材 料 與 工 程, 2005,34(4):612-616. 

[11] 袁建宇,逄錦程,韓露.7055鋁合金零件開裂原因與 預防[J].失效分析與預防,2018,13(2):102-107. 

[12] 航空工業(yè)部科學技術(shù)委員會.應 力 集 中 系 數(shù) 手 冊 [M].北京:高等教育出版社,1990.

<文章來源 >材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 58卷 > 5期 (pp:62-66)>