主動徑向液壓路徑對筒形件壁厚分布的影響

劉曉晶，叢艷麗，李峰，徐永超，苑世劍

(1. 哈爾濱理工大學 材料科學與工程學院，黑龍江 哈爾濱，150040；2. 哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院，黑龍江 哈爾濱，150001)

隨著航空、航天及汽車工業的發展，采用鋁、鎂、鈦合金等輕質材料是從材料途徑實現輕量化的重要手段[1-3]。尤其在航空航天領域，以頭罩、整流罩為典型代表的許多板材零件均采用鋁鎂合金等輕質材料。但這些材料的硬化指數n和異性指數r小，成形性能差，塑性低，這已成為其加工成形的瓶頸。因此，能夠提高零件成形極限、減少成形道次的充液拉深技術是鋁鎂合金等低塑性、難成形輕質材料板材零件成形的有效途經之一。充液拉深成形零件表面質量好、尺寸精度高，現已廣泛應用于汽車、航空和航天等領域零部件的成形[4-8]。充液拉深反向液壓作用下產生的摩擦及流體潤滑效果通常可使筒形零件成形的高徑比達到1.2左右[9-11]，能夠滿足航天領域部分零件產品的成形需要。目前，充液拉深技術還主要依靠液室壓力作用來增加板材與拉深凸模之間有益摩擦和建立坯料與凹模之間的流體潤滑，緩解凸模圓角處坯料徑向拉應力來提高板材零件的成形極限[12-15]。而對于鋁鎂合金等大高徑比、低塑性材料曲面零件，過大的液室壓力會導致曲面零件成形初期懸空區破裂，因此，通過單純增大液室壓力來提高有益摩擦、提高成形極限的量度是有限的，需迫切需要開發適合大高徑比零件成形的新技術[16-17]。本文作者基于鋁合金等難變形材料的大高徑比、球底曲面零件成形的需要，提出主動徑向加壓充液拉深技術，在成形坯料法蘭區施加主動徑向壓力，在雙面流體潤滑效果、摩擦保持效應聯合作用下使拉深成形危險斷面拉應力降低，從而進一步提高板材的承載能力，提高大高徑比、難成形材料零件的可成形性。由于采用徑向加壓充液拉深工藝的零件的拉深比較大，其液室壓力、徑向壓力、預成形初始壓力、保壓時間等工藝參數的選取及匹配關系較普通的充液拉深工藝更復雜，因此，液壓加載路徑對零件能否成形起著非常關鍵的作用。采用基于LS-DYNA3D的顯式動力分析軟件 ETA/Dynaform5.5，通過數值模擬和實驗相結合的方法，對鋁合金球底筒形件主動徑向加壓充液拉深的液壓加載路徑對零件壁厚分布的影響進行研究。

1 主動徑向加壓充液拉深成形原理

主動徑向加壓充液拉深成形原理如圖1所示。該工藝在現有充液拉深技術的基礎上，輔以獨立于液室壓力pc的主動徑向壓力pr，通過獨立的液壓控制將高壓液體施加到工件法蘭的外周邊，推動法蘭區板料向成形區域流動，配合凸模的拉深進行變形，同時，在坯料與壓邊圈、凹模之間形成雙面流體潤滑。液室壓力pc形成的背壓產生有益摩擦，抑制零件的過度減薄；主動徑向壓力pr推動法蘭區材料的流動，可以減小零件變形區的徑向拉應力，同時改善摩擦狀態。

圖1 主動徑向加壓充液拉深工藝Fig.1 Hydrodynamic deep drawing (HDD) with independent radial hydraulic pressure

2 主動徑向加壓充液拉深數值模擬

2.1 模擬模型的建立

圖2所示為鋁合金球底筒形件主動徑向加壓充液拉深的有限元模型。基于筒形件的對稱性，只選取板料和工具的1/4進行模擬，并且在模擬過程中要限制板料邊界節點的自由度，以保證模擬結果的正確性。

圖2 球底筒形件有限元模型Fig.2 Finite element model (FEM) model of dome cylindrical cups for simulation

板料選取5A06鋁合金，板料直徑為168 mm，厚度為1 mm，其他板料參數如表1所示。凸模直徑為60 mm，凹模直徑為62.2 mm，凹模圓角半徑為8 mm。材料選37號厚向異性材料模型，即Hill屈服模型。板料單元采用 Belytschko-Tsay(BT)殼單元，接觸類型為單向面-面接觸，凸凹模及壓邊圈視為剛性體。摩擦模型采用庫侖摩擦定律，板料和凸模之間的摩擦因數為0.14，板料和凹模之間的摩擦因數為0.04，板料和壓邊圈之間的摩擦因數為0.04。壓邊采用定間隙的方法，凹模和壓邊圈的間隙為1.2 mm，凸模模擬沖壓速度為400 mm/s。

表1 5A06鋁合金的力學性能Table 1 Mechanical properties of 5A06 aluminum alloy

有限元模擬軟件為動力顯式算法的LS-DYNA3D，處理程序為ETA/Dynaform5.5。

2.2 主動徑向加壓充液拉深液壓加載方法及加載路徑的選取

主動徑向加壓充液拉深的液壓加載是一個動態的過程，目前，通用的有限元模擬軟件還不能根據變形情況通過前處理模塊實現液室液壓及徑向液壓自動加載到單元上。本文中液室液壓的加載，是利用LS-DYNA中提供的關鍵詞LOAD_MASK進行二次開發來實現的。通過定義區域來限定施加的對象，進入區域內的單元將被施加液壓。對于主動徑向壓力加載，由于板材成形數值模擬的單元為殼單元，徑向壓力無法加載到單元的厚度方向，因此，采用施加節點力的辦法來實現徑向壓力的加載。

球底筒形零件成形的關鍵在于半球成形階段。若充液室壓力過小，則球底部脹形破裂；若充液室壓力過大，則懸空區脹形破裂。根據懸空區大小及曲率半徑的變化對加載路徑進行分析和反復模擬。設計的液室壓力加載路徑如圖 3(a)所示，徑向壓力加載路徑如圖3(b)所示，其中，直線1～8分別對應加載路徑1～8。為找出最佳液壓加載路徑，選取8條液壓加載曲線進行模擬。徑向液壓力分別為5，10，15，20，25，30，35和45 MPa。將徑向力的作用等效為毛坯法蘭邊緣的節點力的作用，并在每個節點建立局部坐標系來實現所加結點力的方向指向法蘭圓心。有限元模型中法蘭邊緣節點力和徑向液壓之間的關系為：

式中：f為法蘭外緣節點上的節點力；p為徑向壓力；t為板料厚度；D為瞬時外緣直徑；n為有限元模型中法蘭外緣的節點數。

由于拉深過程中法蘭不斷減小，液壓作用于坯料外緣的周長減小，所以，加載的節點力也是逐漸減小的。

圖3 液壓加載曲線Fig.3 Loading paths of chamber pressure and radial pressure

2.3 加載路徑對零件成形和壁厚分布的影響

采用路徑1(徑向壓力為5 MPa)進行模擬，坯料破裂，破裂發生在半球底側壁。這是由于隨著變形的進行，徑向拉應力逐漸增大，現有的液室壓力尚不能建立足夠的有益摩擦，而法蘭端部施加的徑向壓力較小，二者不能有效緩解半球成形階段較大的徑向拉應力，使零件側壁過度減薄而破裂。采用路徑8(徑向壓力為45 MPa)零件在法蘭區產生皺紋。由于該零件變形程度很大，在成形過程中一直有起皺的趨勢。因采用了壓邊圈，使起皺被適當控制。但當徑向壓力過大時，法蘭部分沿徑向產生壓縮，形成皺紋，使法蘭在原有起皺的基礎上產生畸變。

對于加載路徑2～7均可成形合格零件，因此，無缺陷徑向壓力加載區間為10～35 MPa。圖4所示為液室壓力為30 MPa、主動徑向壓力為35 MPa時，成形零件壁厚分布。

圖4 徑向壓力35 MPa成形零件厚度分布云圖Fig.4 Wall-thickness distribution of part with radial pressure of 35 MPa

圖5 壁厚測量點及壁厚分布Fig.5 Measured positions and thickness distribution

為了得到徑向壓力對壁厚分布的影響，沿零件軸線剖切。圖5(a)所示為路徑2～7條件下成形件的壁厚測量點。從圖5(b)可以看出壁厚的分布情況：在球底部以及筒壁靠近底部的區域內，壁厚有所減小，球底部與直壁交接處減小量最大，靠近零件口部的區域有所增大；當徑向壓力為15～35 MPa時，零件壁厚減小量較小，壁厚分布比較均勻，零件質量較高。

圖6所示為在不同徑向壓力加載路徑下，零件的最小壁厚變化曲線。可見：隨著徑向壓力的增加，零件壁厚的減小量逐漸減小，最小壁厚呈增加的趨勢。

圖6 徑向壓力加載路徑對零件最小壁厚的影響Fig.6 Effect of radial pressure on minimum thickness

從以上分析可見：采用合理匹配的主動徑向壓力和液室壓力加載路徑，可有效地降低坯料成形時的徑向拉應力，改善法蘭變形區的應力狀態，抑制零件球底部厚度的過度減小，壁厚分布比較均勻，可以拉深成形質量較大、拉深比為2.8的球底筒形件，因而顯著提高了鋁合金板材零件的拉深極限。

3 主動徑向加壓充液拉深實驗

通過數值模擬分析，確定主動徑向加壓充液拉深對球底筒形件成形的可行性。

3.1 實驗模具及實驗方案

研制的徑向加壓充液拉深裝置可根據需要對凸模行程、液室壓力、主動徑向壓力、壓邊力在成形過程中進行閉環控制，具有很高的自動化程度，并可以顯示成形過程中壓邊力和徑向壓力、液室壓力，便于分析零件成形性與工藝參數之間的關系，為進行系統實驗提供良好的工作平臺。研制的主動徑向加壓充液拉深模具如圖7所示。

根據前面數值模擬結果得出最佳初始液室壓力(2 MPa)、最終液室壓力(30 MPa)和徑向壓力區間(15～35 MPa)，確定球底筒形件主動徑向加壓充液拉深實驗工藝參數。在工藝實驗中，在該徑向壓力范圍內進行了15，20，25和35 MPa 4種徑向壓力下的實驗，實驗方案見表2。零件坯料選用5A06鋁合金，坯料直徑為160 mm。

圖7 主動徑向加壓充液拉深模具Fig.7 Tools for sheet hydroforming with independent radial pressure

表2 球底筒形件主動徑向加壓充液拉深實驗方案Table 2 Experiment project of sheet hydroforming with independent radial pressure for hemispherical bottom cup MPa

3.2 加載路徑對球底筒形件壁厚分布的影響

為了比較徑向壓力加載路徑對球底筒形件充液拉深壁厚分布的影響，在徑向壓力分別為20，25和35 MPa時，均拉深出合格的球底筒形件。沿成形件軸線做一切面，對壁厚進行測量。圖 8(a)所示為切開后的試件照片及測點示意圖，圖8(b)所示為球底筒形件的壁厚分布。由圖8(b)可以看出：在球底部和筒壁靠近底部的區域內壁厚有所減小，靠近零件口部的區域有所增厚。與模擬結果相比，由于有模具間隙的影響，口部區域的增厚量較小；當徑向壓力為20 MPa時，壁厚減小量較大，最小壁厚出現在11號測點的位置，即直壁與球底相接處；當徑向壓力為25 MPa時，最小壁厚有所增加，分別出現在4號和11號測點的位置，即球底部和直壁與球底相接處，壁厚減小有所控制；當徑向壓力為35 MPa時，壁厚減小量較小，最小壁厚出現在4號測點的位置，即筒形件球底部。這與本文圖5(b)中通過有限元模擬所得壁厚分布曲線中的規律基本相符。

通過球底筒形件主動徑向加壓充液拉深實驗，可以看出：徑向壓力對壁厚分布有較大影響；隨著徑向壓力的增加，壁厚減小量降低；最小壁厚出現的位置由球底部與直壁相接處向球底部轉移。

圖8 沿零件軸線的壁厚分布Fig.8 Thickness distributions of formed parts

4 結論

(1) 徑向壓力加載區間對成形有較大影響。在坯料直徑確定的情況下，徑向壓力過小會在拉深初期產生破裂，過大則會使法蘭區產生起皺。通過數值模擬，確定徑向壓力加載區間為15～35 MPa，在該區間內可以成形出壁厚分布較均勻、較大拉深比的鋁合金球底筒形件。

(2) 在合理的液室壓力和主動徑向壓力耦合加載路徑的作用下，拉深成形出壁厚分布較均勻、拉深比為2.66的鋁合金球底筒形件。

(3) 鋁合金球底筒形件壁厚分布規律為：在球底部和筒壁靠近底部的區域內壁厚有所減小，隨著徑向壓力的增加，壁厚減小量逐漸降低。最小壁厚出現的位置由球底部與直壁相接處逐漸向球底部轉移。

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