小曲率鋁合金框形件彎脹成形數值模擬研究

邱超斌 ，江培成，郎利輝，郭慶磊，張猛，李奎，陳林

（1.航空工業西安飛機工業（集團）有限責任公司，西安 710089；2.北京航空航天大學 機械工程及自動化學院，北京 100191；3.天津天鍛航空科技有限公司，天津 300232）

隨著我國航空航天產業的飛速發展，對關鍵零部件的性能、輕量化、強度等提出了更高要求[1]。鋁合金具有密度小、強度高和塑性韌性較好等諸多優良性質，因而在航空航天、交通工具輕量化、建筑包裝等國民經濟領域中占有極為重要的地位，特別是當今世界正面臨著資源短缺、能耗大、環保等問題，加速發展先進鋁合金材料加工技術更有著重要意義[2—4]。回彈問題是鋁合金零件尤其是小曲率零件常見的成形問題，回彈量的多少也往往影響著零件的尺寸精度及成形質量，因而，國內外學者對其進行了大量理論和試驗研究[5—9]。對于這些結構較為簡單的復合曲面零件，常用拉形或壓彎工藝來成形，但成形效果欠佳，零件的回彈問題較為嚴重，后期需要進行大量的人工敲修。

近些年，針對該類零件，運用充液成形技術可以獲得表面質量較好的合格零件而且模具結構簡單、成本低，受到業內廣泛關注及應用[10—13]，但是也會造成零件局部減薄率增大，同時成形過程的回彈問題也是不可避免的。通常，在分析板材的彎曲時可以將之簡化成為雙向應力狀態，而板材的充液成形過程為三向應力狀態，針對該過程的回彈行為，北京航空航天大學的王永銘[14]研究了板材充液拉彎過程厚向應力對回彈的影響。鋁合金回彈預測結果很大程度上取決于材料力學性能的表達，胡晶等[15]推導了復雜加載路徑下的材料混合硬化模型，并通過對2A12-O 鋁合金蒙皮零件進行拉形數值模擬及試驗，驗證了該模型的準確性。國內的天鍛航空科技有限公司[16]首次將拉形與充液成形技術結合起來用以生產該類航空零件。

文中以一種小曲率鋁合金框形零件為研究對象，采用壓彎-脹形復合成形方法對其進行數值模擬研究，分析了最大液室壓力對成形的影響規律，重點關注了其對零件最大減薄率及貼膜度的影響，并對零件關鍵成形部位進行剖切以分析壁厚的分布情況。基于最優模擬結果，進行回彈模擬分析。最后，結合分析結果，對該小曲率鋁合金框形件進行現場試驗驗證，獲得合格零件。

1 彎脹復合成形數值模擬及優化分析

1.1 零件結構特點

圖1 零件模型Fig.1 Model of part

如圖1 所示為某航空鋁合金框形件，零件整體為階梯式曲面構型，長約為872 mm，寬約為371 mm，曲率半徑約為815 mm，零件結構為典型的小曲率零件。階梯處最大成形深度約為106 mm，零件整體最大成形深度約為175 mm。所用材料為2A12-O 鋁合金板材，坯料厚度為2 mm。

1.2 零件建模

針對該種零件，傳統的成形方法是直接剛性模壓彎成形，但該種方法用以成形小曲率零件時，零件回彈量較大；也可以采用主動式充液成形的方法成形，但存在起皺問題以及局部減薄率較大，嚴重時易導致板材破裂，影響零件成形質量。基于上述問題，文中通過結合傳統壓彎及主動式充液成形方法，優化模具結構及成形參數，用以成形該種小曲率鋁合金框形件。根據零件特征結構，在模具上加設拉延筋控制起皺問題，同時在凹模上對應于零件中心區域設計脹形區（后續成形完畢會切除），以增加板材變形量，控制回彈問題。因該零件為軸對稱零件，為縮短模擬時間及減小計算量，文中采用1/2 板料進行模擬分析。在CATIA 軟件中建立彎脹成形模具型面，并將生成的IGS 文件導入到DYNAFORM 軟件中，得到的有限元模型如圖2 所示。

圖2 框形件彎脹成形有限元模型Fig.2 Finite element model of bending-bulging forming of frame-shaped part

對2 mm 厚的2A12-O 鋁合金板材進行單向拉伸試驗，通過去除彈性段及下降段后，經擬合獲得該種材料的真實應力應變曲線，并導入DYNAFORM軟件前處理設置中。該材料的真實應力應變曲線如圖3 所示。

1.3 彎脹成形數值模擬分析

1.3.1 最大液室壓力優化分析

在充液成形過程中，最大液室壓力是成形過程中一個關鍵性的參數，直接影響到零件的成形質量[17]。文中研究了在最大液室壓力分別為5，10，15，20，25 MPa 時對零件的最大減薄率，以及A，B，C，D，E這5 處圓角貼膜度的影響，如圖4 所示。

圖3 2A12-O 鋁合金真實應力-應變曲線Fig.3 True stress-strain curve of 2A12-O aluminum alloy

圓角處貼膜度也可以從相對圓角半徑與最大液室壓力的關系中反映出來，對于A和B處圓角成形過程來說，板料在液壓力的作用下，沿著模具型面彎曲，是較為復雜的塑性變形過程，對其進行力學解析時，可將其簡化處理，認為材料發生了純彎曲變形，考慮鋁合金的各向異性，以中性層為界，外側為受拉，內側受壓；而對于C，D，E處圓角，可視為在液體壓力作用下的圓角填充過程。

在板材單拉試驗中，斷裂時的真實應變εc為：

式中：λ是斷面收縮率；A0為破裂位置的初始橫截面積；Ac是破裂位置最終的橫截面積。若材料本構為冪指數硬化關系，則：

圓角破裂的臨界條件為板材彎曲最大等效應力與破裂臨界應力相等，即因此，可得出[18]A和B處圓角彎曲時最小相對圓角半徑與最大液室壓力關系為：

式中：r為厚向異性指數；p為最大液室壓力；σs為屈服強度；σb為抗拉強度；t0為板料初始厚度；R為相對圓角半徑。

C，D，E處圓角在成形過程中相對圓角半徑與最大液室壓力的關系可用式（5）[19]表示：

從式（4—5）可以看出，相對圓角半徑R越小，成形過程中所需要的最大液室壓力p越大。

圖4 最大液室壓力對最大減薄率以及貼膜度的影響Fig.4 Influence of the maximum liquid chamber pressure on the maximum thinning rate and the filming degree of the part

從圖4 可以看出，最大液室壓力從5 MPa 增至25 MPa 時，零件的最大減薄率也隨之上升。同時，在主動式充液脹形過程中，主要的未貼膜區位于圓角處，為方便分析，對零件的5 個圓角區域A，B，C，D，E進行貼膜度測量，其中，A，B，E這3 處位于零件型面與法蘭過渡段，C和D兩處位于脹形區與零件型面的過渡段。對于A和B兩處圓角來說，在最大液室壓力為5 MPa 時，由于此時壓力較小，貼膜度較差，隨著液壓的增加，A和B兩處逐漸貼膜，液室壓力增至15 MPa 后，貼膜度逐漸趨于穩定；對于C處圓角區域來講，由于該處零件型面成形深度較小、型面變化較緩和，相對容易貼膜，因此最大液室壓力對貼膜度幾乎沒有影響；對于D處圓角區域，雖然與C處同屬脹形區，但是該處型面成形深度較大，因此該處貼膜度隨著最大液室壓力增至20 MPa 以后，才逐漸趨于穩定；E處圓角由于是零件型面與法蘭的過渡區，且位于零件的對稱軸上，成形深度最大，因此最大液室壓力對其的影響也較為顯著，與A和B兩處類似，隨著液壓的增大逐漸貼膜，液室壓力增至15 MPa 后，貼膜度逐漸趨于穩定。

對在每個最大液室壓力條件下的零件最大減薄率進行分析，將主要減薄區域分為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ，Ⅴ，Ⅵ，Ⅶ這7 個區域，其中，Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ區域為拉延筋的減薄區，Ⅳ，Ⅴ，Ⅵ區域為零件型面主要減薄區域，Ⅶ為零件底部脹形區的減薄區，如圖5 所示。各個最大液室壓力條件下零件最大減薄率云圖如圖6所示。

由圖5 和圖6 可以看出，在最大液室壓力為5 MPa 的情況下，零件的主要減薄區域位于拉延筋區，這是因為液室壓力較小時零件沒有成形到位，因而多余的法蘭也無法進行補料，而此時的拉延筋區域因成形較為充分，成為主要減薄區。隨著液壓逐漸增大至25 MPa，拉延筋Ⅰ和Ⅲ區域的減薄率會隨之降低，而Ⅱ區拉延筋由于相鄰的零件型面成形深度較小，在較小的液室壓力下也能成形到位，因此基本保持不變。

圖5 最大液室壓力對零件主要減薄區最大減薄率的影響Fig.5 Influence of the maximum liquid chamber pressure on the maximum thinning rate in the main thinning area of the part

隨著液壓的增大，主要減薄區由拉延筋Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ區域轉為零件型面內的Ⅳ，Ⅴ，Ⅵ區域，而脹形區Ⅶ的最大減薄率始終小于Ⅳ，Ⅴ，Ⅵ區域，在達到了設計該區域時增加零件整體變形量的目標的同時，也沒有對零件整體的最大減薄率有不利影響。

綜合零件最大減薄率及貼膜度的分析結果，選擇最大液室壓力20 MPa 作為成形該小曲率框形件的最優液壓參數，最終零件的最大減薄率為16.1%，同時零件各處圓角過渡區域貼膜度較好。

1.3.2 壁厚分布

在最大液室壓力為20 MPa 時的壁厚分布進行分析，以實際零件型面（即去除工藝補充面及多余法蘭）成形最大深度處與零件中軸線交點投影為坐標原點，以零件的中軸線為y軸，與其垂直方向為x軸，并沿著xy坐標軸作兩個垂直的截面，并對截面上的壁厚進行測量，結果如圖7 所示，可以看到沿截面的壁厚分布較為均勻，壁厚減薄較大處僅出現在圓角過渡區。

圖7 x 方向、y 方向橫截面壁厚分布Fig.7 Wall thickness distribution of the cross section in the x and y

1.3.3 回彈模擬及分析

將較優的成形模擬結果DYNAIN 格式文件導入DYNAFORM 軟件中，建立一個新的df 文件進行回彈模擬。需要注意的是，在回彈分析中必須使用和成形模擬同種材料及厚度；由于零件是對稱的，在定義約束節點時也應當加在對稱面上，且僅需定義2 個節點即可（對于非對稱零件，需定義3 節點用以限制剛體的位移，且不能選在一條直線上、不靠近零件邊緣、不選擇較大變形區、相互間隔一定距離）；在回彈補償分析中，為滿足回彈前后板料的單元數量一致，也不能使用網格粗化功能。

回彈模擬結果如圖8 所示。可以看出，零件最大回彈量為2 mm，且回彈較大區域集中在零件外圍（后續會切除）。后續成形完畢后也可以加一道退火工序，以控制零件切除多余工藝補充面及法蘭區域后引起的回彈問題。由此可見，利用彎脹復合方法成形該種小曲率框形件能夠解決零件成形后回彈較大的問題。

2 試驗驗證

基于上述數值模擬中最優成形工藝參數，對該零件進行試驗驗證。試驗過程在天津天鍛航空科技有限公司雙動充液成形設備上進行，成形模具實物如圖9所示。

圖8 回彈模擬結果云圖Fig.8 Nephogram of springback simulation result

圖9 凹模實物Fig.9 Die

零件實物如圖10 所示。由圖10 可以看出，經彎脹成形后該零件的成形質量較好，表面粗糙度較高，經測量后零件的整體減薄率也比較符合數值模擬結果，驗證了該工藝方案的可行性。

圖10 試驗所得零件實物Fig.10 Experimental part

3 結論

1）綜合零件最大減薄率及圓角過渡區貼膜度的理論分析及模擬結果，在最大液室壓力為20 MPa 時成形效果較好，最終零件的最大減薄率為16.1%，同時零件各處圓角過渡區域貼膜度較好。

2）對數值模擬后的零件進行剖切分析，發現沿截面的壁厚分布較為均勻，壁厚減薄較大處僅出現在圓角過渡區。

3）對最大液室壓力為20 MPa 時的模擬結果進行回彈分析，零件的最大回彈量為2 mm，且回彈較大區域集中在零件外圍（后續會切除）。由此可見，利用彎脹復合方法成形該種小曲率框形件能夠解決零件成形后回彈較大的問題，說明該工藝方案的可行性。

4）基于數值模擬最優結果進行試驗驗證得到的零件實物，成形質量較好，表面粗糙度較高，經測量后零件的整體減薄率也比較符合數值模擬結果，驗證了該工藝方案的可行性。