熱處理狀態和工藝順序對鋁型材彎曲回彈的影響＊

劉志文，李落星?，肖 罡，姚再起

（1．湖南大學 汽車車身先進設計與制造國家重點實驗室，湖南 長沙 410082；2．湖南大學 機械與運載工程學院，湖南 長沙 410082；3．浙江吉利汽車研究院有限公司，浙江 杭州 311228）

汽車輕量化始終是汽車工業發展的重要方向之一，車身減重在汽車輕量化進程中占有非常重要地位［1］．鋁合金具有比強度、比剛度高、碰撞吸能性好等一系列優點，是汽車輕量化理想的材料［2］．為了降低車身重量的同時保證汽車的安全性能，目前一種新的車身結構形式——鋁合金框架式車身，正日益受到汽車生產廠商的關注．而制造鋁合金框架式車身的關鍵技術在于如何實現型材的高精度彎曲成形［3］．繞彎是車身用鋁型材彎曲成形的重要方法，但與其他冷彎工藝一樣也存在回彈、壁厚減薄和截面變形等問題．彎曲回彈是整個成形過程的累積效應，與模具幾何形狀、材料熱處理狀態、摩擦和加載方式等眾多因素密切相關，對其有效預測與控制是提高彎曲零件成形精度的關鍵［4］．車身用鋁合金型材作為安全結構件，在汽車發生碰撞時其抗撞性在車身安全保護中起著至關重要的作用，需滿足一定的剛度和強度．因此為保證汽車具有良好的被動安全性能，彎曲型材須采用人工時效處理．為了保護型材表面并使其具有裝飾美觀效果，彎曲型材后續還需進行電泳烤漆處理．

因此，車身用鋁合金彎曲型材一般需經過擠壓、人工時效、彎曲和電泳烤漆四道工序制備而成．成形過程中影響彎曲回彈的因素眾多，國內外大量學者的研究工作主要集中在單一彎曲工序段的工藝參數優化，如芯軸參數、填充物、摩擦和模具型面補償等影響因素［5－8］．但不同材料熱處理狀態和變形歷史對彎曲型材的回彈影響則未見相關文獻報道．本文采用數值仿真和實驗相結合的方法對車身用6063復雜鋁合金彎曲型材在不同材料熱處理狀態和工藝順序下的回彈變化規律和機理進行了系統研究，結果將為彎曲型材實際生產過程中工藝順序的選取提供理論指導，從而減少型材彎曲回彈，提高產品質量，縮短開發周期．

1 彎曲型材成形工藝順序實驗方案

實驗選用6063鋁合金擠壓型材，截面為車身結構中常用的薄壁、中空且帶加強筋的目字形形狀，其尺寸如圖1所示．擠壓實驗在XJ－800T 臥式擠壓機上進行，擠壓鑄錠溫度為480 ℃，擠壓速度為2．5 mm／s，擠壓出模口溫度保持在520～540℃，淬火方式采用強風淬．型材繞彎成形實驗在型號為“CWA－100”的繞彎機上進行，如圖2所示．成形時，夾塊先夾緊型材頭部，使型材繞彎曲模中心轉動到設定的彎曲角度．使型材與彎曲模貼合達到所需要的彎曲半徑，然后夾塊和壓塊松開，取出型材，使彎曲模和夾塊復位，完成一次彎曲動作．彎曲型材的三種成形工藝順序實驗方案見表1所示，彎曲角度分別為30°～120°，如圖3所示．為研究人工時效處理對型材繞彎回彈的影響，將擠壓態型材或擠壓態型材彎曲后分別進行180 ℃／2～8h 時效處理．為考察電泳涂裝中的烘干工藝對彎曲型材回彈的影響，在干燥箱中模擬烤漆處理，其工藝為180 ℃／30min．在實驗過程中為了避免自然時效對不同工藝順序方案的影響，型材擠壓后進行人工時效或繞彎成形等工序都在12h內完成．通過C－TRACK 780便攜式三坐標測量儀來提取各工序段彎曲型材弧線的IGS 數據格式，再由逆向工程對比分析可快速確定彎曲型材的回彈角．

圖1 鋁型材橫截面基本尺寸（單位：mm）Fig．1 Cross section dimensions of profile（Unit：mm）

圖2 型材繞彎成形實驗Fig．2 Bending experiment of profile

圖3 不同彎曲角度下的繞彎型材Fig．3 Bending profile in different bending angle

表1 彎曲型材成形工藝順序實驗方案Tab．1 The process sequences of bending profiles

2 鋁型材彎曲回彈仿真模型的建立

繞彎是一個包含幾何、材料和接觸等多重非線性耦合作用的復雜成形過程［9］．回彈的解析解很難準確計算，必須建立在一個精確應力場的基礎上．仿真過程首先使用LS－DYNA 動態顯式模塊模擬繞彎成形過程，然后輸出成形最終時刻的應力應變值和變形網格重新進行前處理，定義材料屬性和施加約束，再對回彈過程進行隱式分析求解．

2．1 仿真模型及工藝、邊界條件

圖4為鋁型材繞彎成形的回彈有限元模型．型材與工模具等網格類型均采用四節點殼單元．型材殼單元采用16號單元公式［10］，沿厚度的積分點為7個；工模具殼單元采用2號單元公式，沿厚度的積分點為2 個；沙漏控制算法采用公式8，沙漏因子為0．05；為節約計算機時，提高仿真精度，采用自適應網格技術對管材彎曲變形量大的區域網格數量進行局部細劃分．

圖4 鋁型材繞彎成形的回彈有限元模型Fig．4 The springback finite element model of aluminum bending forming

繞彎成形基本工藝參數如表2所示．采用罰函數法計算接觸力，罰函數剛度因子slsfac參數為0．01．對于接觸類型的選擇，使用LS－DYNA 軟件中專門的成型接觸算法“FORMING－ONE－WAY”；選取經典庫侖摩擦模型來描述型材和工模具之間的接觸情況．根據文獻［11］獲得的摩擦穩定條件，定義型材與彎曲模的摩擦因子為0．125，與壓塊的摩擦因子為0．25，與防皺板的摩擦因子為0．1．由于鑲塊、夾塊對型材起夾緊作用，摩擦因子設置為1．

表2 繞彎成形基本工藝參數Tab．2 Main Process parameter of the bending

2．2 材料本構模型及力學性能

仿真材料本構模型選擇為MAT＿24多線性彈塑性模型，通過直接輸入材料的有效應力應變曲線，彈性模量取值為68．9GPa．工模具則采用剛體材料進行仿真．鋁型材材料力學性能通過單向拉伸試驗獲得，從不同材料狀態下的型材沿擠壓方向切取拉伸試樣，取樣位置為沿“目”字型材中空處的豎直面．室溫拉伸實驗按照GB／T 228－2002標準在Instron 8032萬能電子拉伸實驗機上進行，拉伸速率為2mm／min．6063鋁合金在不同材料狀態下的工程應力應變曲線和力學性能指標結果分別如圖5和表3所示．

圖5 不同材料狀態下6063鋁合金的工程應力應變曲線Fig．5 Engineering stress－strain curve of 6063 aluminum in different materials state

由表3可知，擠壓態鋁合金型材經過人工時效處理后，材料的屈服極限和抗拉強度大幅度提高，延伸率顯著降低．繞彎成形是一個涉及材料非線性的復雜過程，不同的材料自身的抗彎曲能力不同，從而影響型材的彎曲應力應變狀態和彎曲回彈的大小［12］．

表3 6063鋁合金型材在不同材料狀態下的力學性能指標Tab．3 Mechanical property of 6063aluminum profiles during different materials state

3 結果分析與討論

3．1 人工時效處理對型材繞彎成形回彈的影響

由圖6可知，彎曲角度和回彈角在一定范圍內成近似線性增長關系．隨著彎曲角度的增大，型材的塑形變形區增大，參與回彈的彎曲段越多，相應的回彈角就越大．不同彎曲角度下的回彈角仿真與實驗結果吻合較好，最大誤差為7．8%，驗證了所建立的有限元模型的準確性．擠壓態型材經人工時效6h后繞彎成形回彈角增大．彎曲角度為30°時，擠壓態型材回彈角為1．69°，經人工時效6h后回彈角增大到3．74°；當彎曲角度增大到120°時，擠壓態型材回彈角為9．7°，經人工時效6h后回彈角相應增大到13．01°．型材繞彎后回彈角的大小主要取決于變形過程中型材內部存儲的彈性應變能，彈性應變能越大，彎曲后回彈角度就越大．在彎曲角度一定時，彈性應變能的大小主要由材料的屈服強度決定．由表3可知，型材經人工時效6h后，材料的屈服強度和抗拉強度增大．隨著材料的屈服強度增大，材料在一定的變形程度下，變形抗力增大，其變形區斷面內的應力也越大，引起更大的彈性變形，因而彎曲變形的回彈也越大．

圖6 擠壓態型材人工時效6h后在不同彎曲角度下的回彈角Fig．6 The bending springback angle of extruded profiles after aging 6h

3．2 人工時效處理時間對型材繞彎成形回彈的影響

由圖7可知，型材彎曲角度為120°時，隨著人工時效時間的延長，彎曲回彈角逐漸增大．由時效時間為2h的11．53°增加到8h 的13．94°，增加幅度為20．9%．仿真值跟實驗值基本相符合，最大誤差為3．8%．由表3可知，人工時效時間越長，材料的屈服強度和抗拉強度越大，繞彎變形過程中型材內部存儲的彈性應變能相應增大，導致型材繞彎成形卸載后的回彈角增大．圖8為彎曲角度為120°時不同人工時效時間的最大拉壓應力差仿真結果．可以看出，擠壓態型材繞彎成形時內外層材料最大拉壓應力差為279．7 MPa，經過人工時效后，呈線性增長趨勢．人工時效8h后，內外層材料最大拉壓應力差429．7 MPa，增大了150 MPa．因此，延長人工時效處理時間，型材斷面內外層材料的最大拉壓應力差增大，截面應力分布更不均勻，反向力矩增加，造成彎曲回彈更大．

圖7 彎曲角度為120°時人工時效時間對型材繞彎回彈角的影響Fig．7 Influence of aging time on the springback angle of profiles bending in 120°

圖8 彎曲角度為120°時不同人工時效處理時間型材的最大拉壓應力差Fig．8 The maximum tensile and compressive stress difference of profiles under different aging time in 120°

3．3 人工時效和電泳烤漆處理對彎曲型材二次回彈的影響

圖9為不同彎曲角度的擠壓態彎曲型材在干燥箱中經人工時效6h后的回彈角實驗值．由圖9可知，彎曲型材經人工時效6h后，型材彎曲弧度會發生不同程度的二次回彈，且隨著彎曲角的增大，時效熱處理后回彈角越大．彎曲型材經熱處理后的回彈角，彎曲角為30°時增加了0．57°，彎曲角增大到120°時增加了1．1°．圖10為擠壓態型材繞彎成形卸載后的最大殘余拉壓應力差仿真結果，由圖10可以看出，型材繞彎成形卸載后，型材內外層存在很大的殘余應力．彎曲角越大，材料變形量越大，型材繞彎成形卸載后殘留的最大殘余拉壓應力差呈增大趨勢；同時，彎曲角越大，彎曲變形區越長，型材變形區殘留的總的彈性應變能越大．由于這2個因素的共同影響，彎曲型材經過時效處理后殘余應力釋放，產生二次回彈；同時彎曲角越大，回彈角會增加．

圖9 擠壓態彎曲型材后續經時效6h處理的回彈角實驗結果Fig．9 The springback angle of extruded bending profiles after aging 6h

圖10 擠壓態型材繞彎成形卸載后的最大殘余拉壓應力差Fig．10 The maximum tensile and compressive stress difference of extruded profiles bending after unloading

圖11 人工時效6h態彎曲型材模擬烤漆后的回彈角實驗結果Fig．11 The springback angle of bending profiles in aging 6hafter electrophoresis paint

由圖11可知，通過在干燥箱180 ℃／30min熱處理工藝下實驗等效模擬電泳烤漆后，同擠壓態型材繞彎成形后進行人工時效處理一樣，其殘余應力在熱處理過程中將進一步得到釋放，導致型材也會進一步產生彈復．

3．4 人工時效處理時間對彎曲型材二次回彈的影響

圖12為擠壓態型材繞彎120°后經不同人工時效時間處理后的回彈角實驗結果．由圖可以看出，隨著人工時效處理時間再增大，彎曲型材的回彈角基本不變．說明繞彎型材卸載后殘余應力在人工時效2h處理后釋放已基本達到穩定．但是為了使車身用鋁型材達到滿足碰撞安全性需要的結構剛度和強度，應合理選擇人工時效時間以達到所需的機械力學性能．

圖12 擠壓態型材繞彎120°后經不同人工時效時間處理后的回彈角實驗結果Fig．12 The springback angle of extruded bending profile after different artificial aging time in 120°

3．5 不同工藝順序的型材彎曲成形總回彈角

圖13為彎曲型材在三種不同工藝順序下成形的總回彈角實驗對比．由圖可知，三種不同的型材繞彎成形方案中，工藝方案一擠壓態型材先經冷彎成形后再緊接著進行人工時效和電泳烤漆的回彈角最小．且隨著彎曲角的增大，與工藝順序一相比，工藝順序二、三的總回彈角顯著增大．彎曲角度為30°時，工藝順序二、三比工藝順序一的總回彈角分別增加1．48°和1．94°；當彎曲角度為120°時，工藝順序二、三比工藝順序一的總回彈角分別增加2．21°和3．23°．因此，在實際生產過程中為了控制彎曲型材的回彈，應選擇工藝順序方案一，使成形過程中總的回彈角達到最小，從而既能滿足產品的尺寸精度要求，又能滿足車身結構件所需的強度、剛度要求．

圖13 彎曲型材在不同工藝順序下成形的總回彈角對比Fig．13 The total springback angle comparison of different process sequences

3．6 型材彎曲應力和回彈機理分析

從壓塊端沿繞彎方向30°位置作型材的橫截面剖視圖，取截面上最外側單元A，最內側單元B 以及中間層單元C位置，分析其整個成形和卸載過程的切應力狀態變化．圖14為型材彎曲角為120°時內外、中性層材料ABC單元的主應力仿真結果變化曲線，其中S1，S2，S3分別為型材彎曲過程中的第一主應力（拉應力），第二主應力，第三主應力（壓應力）變化曲線．

由圖14（a）可知，位于型材最外側材料的單元A 在整個成形過程中處于拉應力狀態，隨著彎曲角的增大，拉應力單調上升．彎曲角為30°（49．5ms）時達到峰值．在隨后的彎曲過程中，應力迅速下降，變形區處于彈塑性卸載過程．成形結束后進行線彈性卸載，卸載后的殘余應力很小；位于型材最內側材料的單元B 在整個成形過程中主要處于壓應力狀態．由圖14（b）可知，隨著彎曲角的增大，單元B 的壓應力開始單調上升，當彎曲角為30°左右時，壓應力也達到峰值．隨后已變形的區域逐漸發生順序卸載，壓應力逐漸降低．當彎曲角達80°（132 ms）時，壓應力狀態開始逐步轉變為拉應力狀態，這時已成形的彎曲段型材主要起傳力作用，卸載后殘余應力也很小；而由圖14（c）可知，處于型材中間層的單元C在彎曲成形過程中主要受拉－壓兩向應力狀態作用，彎曲成形結束后卸載最不明顯，變形區還存在較大的殘余拉應力．

圖14 型材內外層、中心層的主應力仿真結果變化Fig．14 The principal stress of two sides and neutral layer element

由型材截面受力分析可知，彎曲變形區截面上應力分布極不均勻，內外層材料分別為壓應力和拉應力起主導作用，中性層為明顯的拉－壓應力集中區．因此，型材彎曲變形區的這種兩向應力狀態卸載后由于彈復方向一致，造成回彈過大．材料的屈服強度越高，其內外側受的拉壓應力差越大，回彈更大．型材彎曲成形卸載后，內外側材料殘余應力很小，但中性層存在很大的殘余拉應力．圖15為型材彎曲角為90°時卸載前和卸載后的等效應力分布云圖．由圖可以看出，型材彎曲外力卸載后應力釋放十分明顯，導致發生回彈，使型材的彎曲半徑變大和彎曲角度變小．型材繞彎成形卸載前的應力集中在彎曲大變形區，且最大等效應力為194．4MPa，位于拉伸變形區；卸載后彎曲型材的殘余應力整體上已得到較大釋放，但仍存在高應力區域并轉移到型材的中性層位置，其最大殘余應力為150．2 MPa．因此，彎曲型材卸載后，當進行人工時效和電泳烤漆處理時，其殘余應力將進一步得到釋放，產生二次回彈．

圖15 型材彎曲角度為90°時卸載前和卸載后的等效應力分布云圖Fig．15 The effective stress distribution of profile in bending angle 90°

4 結 論

1）型材彎曲變形區內外層材料分別受壓應力和拉應力主導作用，中性層為明顯的拉－壓兩向應力集中區．外力卸載后，中性層存在很大的殘余拉應力．

2）擠壓態型材經人工時效處理后繞彎成形回彈角將會增大．且隨著人工時效時間的延長，內外側材料最大拉壓應力差越大，回彈角越大．

3）彎曲型材后續經人工時效或電泳烤漆處理，產生二次回彈．同時，彎曲角越大，卸載后彎曲變形區的殘余拉壓應力差呈增大趨勢，經熱處理后回彈角相應越大；人工時效時間再增大，但是彎曲型材的回彈角基本保持不變．

4）彎曲型材的三種成形工藝順序，其中擠壓態型材先經冷彎成形再緊接著進行人工時效和電泳烤漆處理總的回彈角最小．

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