鋁合金雙曲率薄壁件電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案設計與開發

時恬，黃亮*，謝冰鑫，孫怡然，唐天宇，周巍，劉昊，蘇紅亮

鋁合金雙曲率薄壁件電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案設計與開發

時恬1，黃亮1*，謝冰鑫1，孫怡然1，唐天宇1，周巍1，劉昊1，蘇紅亮2

（1.華中科技大學 材料科學與工程學院 材料成形與模具技術全國重點實驗室，武漢 430074；2.成都飛機工業（集團）有限責任公司，成都 610073）

針對鋁合金雙曲率薄壁件傳統拉伸成形工藝成形均勻性差的問題，提出一種采用電磁漸進輔助拉伸成形的高精度成形工藝。設計電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案，基于有限元仿真軟件LS-DYNA R13.0，建立拉伸成形和電磁成形有限元模型。通過數值仿真研究線圈移動路徑和放電電壓組合對成形質量的影響以及薄壁件的整體貼模成形過程和等效塑性應變。與單程放電相比，雙程放電能夠大幅度提高板材變形均勻性。與以中間值電壓連續放電以及先大電壓后小電壓的放電電壓組合相比，在先小電壓后大電壓的放電電壓組合下，板材的成形質量更高。選擇線圈雙程順序移動路徑和7 kV-10 kV放電電壓組合，通過10次拉伸和9層54次放電，得到了減薄率僅為3%的貼模性良好的雙曲率薄壁件。變形量基本呈現隨著放電層數的增加而不斷降低的趨勢。電磁放電僅擴展更大的塑性應變區域，不改變已貼模區板材的塑性應變值。與拉伸成形相比，電磁漸進輔助拉伸成形工藝有效提高了板材的塑性變形程度并極大控制了回彈的發生。

電磁漸進輔助拉伸成形；線圈移動路徑；放電電壓；等效塑性應變

隨著航空領域對鈑金零件高強度、長服役時間、輕質輕量化及復雜結構等需求的不斷提高，在航空產品中開始大量使用隔框、壁板、葉片和蒙皮等鋁合金雙曲率薄壁件[1-2]。鋁合金的成形極限低，在傳統拉伸成形過程中板料極易產生粗晶和橘皮，成形不均勻，易發生起皺、破裂和回彈等缺陷，難以滿足航空對鋁合金薄壁件的高精度要求[3-5]。因此實現鋁合金雙曲率薄壁件的高精度成形是目前迫切需要解決的問題。

電磁成形是利用瞬時電磁力作用在工件上使其發生變形的一種高速率高能率成形方法[6-7]。電磁力在極短時間內無接觸地作用在工件上，作用力可達300～500 MPa，工件變形速度可達300 m/s，這種高速度、高質量的加工工藝極大改善了工件的成形性能[8-10]。電磁成形技術存在明顯的優勢，可與多種傳統工藝相結合[11]，如磁脈沖輔助沖壓成形[12-13]、磁脈沖輔助漸進拉深成形[14]、磁脈沖輔助彎曲變形[15]、電磁漸進-拉形成形[16]。電磁漸進輔助拉伸成形結合了復合電磁成形、漸進成形以及拉伸成形工藝，既可以充分利用拉伸工藝單次成形中材料變形程度大、效率高的優點[17]，又可以發揮電磁成形工藝能提高材料成形極限、降低回彈的優勢[18-19]，并通過漸進成形實現了電磁累積變形、提高了加工柔性[20]。因此電磁漸進成形輔助拉伸成形工藝滿足能實現雙曲率薄壁件高精度成形的需求。

Liu等[21]針對大型鋁合金零件的制造問題，首次提出了基于雙線圈的電磁漸進成形工藝，并通過仿真證明了雙線圈電磁漸進成形板材的成形質量優于單線圈移動放電的成形質量。嚴思梁[22]通過有限元仿真模擬，研究了放電電壓、線圈旋轉角度和移動路徑等工藝參數對成形質量的影響規律，并通過建立宏微觀成形質量綜合評價指標獲得了優選成形工藝參數。Cui等[16]首次提出將傳統拉形工藝和電磁漸進成形相結合，并成功成形了大尺寸薄壁橢球形零件。通過6次15 mm的下拉行程和5層36次對稱布置的雙腰型線圈放電，得到了變形均勻和減薄率下降的直徑為580 mm、高度約80 mm的合格曲面零件。張志武等[23]采用小放電能量設備和小型工裝平臺，在組合壓邊的形式下通過11次下拉和86次放電得到了直徑近700 mm、高度約150 mm的鋁合金橢球形零件，與傳統旋壓和拉形工藝相比，減薄率明顯降低，抑制了板料的起皺。Cui等[24]提出將電磁分區成形應用于曲面零件低回彈加工中，與傳統彎曲成形主要發生彈性變形不同，多次分區放電后板材殘余應力減小，彈性變形轉變為塑性變形，大大減少了回彈，并證明當矩形線圈長度等于板材寬度時，板材變形更均勻。

目前研究主要針對形狀簡單的回轉體和條狀零件，對雙曲率高弦高薄壁件的電磁漸進輔助拉伸成形工藝的探究較少。針對鋁合金雙曲率薄壁件高精度成形的需求，本文設計了電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案，并基于LS-DYNA R13.0建立了有限元模型，通過數值模擬研究了雙曲率薄壁件電磁漸進輔助拉伸成形過程中線圈移動路徑和放電電壓組合對成形質量的影響以及板材的整體貼模成形過程，闡明了電磁漸進輔助拉伸成形工藝的變形規律。

1 電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案設計

電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案示意圖如圖1所示，成形過程如下：1）壓板和支撐板通過螺栓緊固的壓力夾持住板料防止板料滑脫，原始板材、模具、壓板和支撐板的裝夾狀態如圖1a所示；2）油缸帶動壓板、支撐板及板材下移15 mm，在這一過程中逐漸包覆模具完成第一次拉伸，得到如圖1b所示的板材；3）電磁成形機向兩矩形線圈通脈沖電流，當板材表面感應出電流后，在瞬間電磁力的作用下靠近模具，矩形線圈繞特定成形軌跡對第一次拉伸后的板料放電，以提高板料的貼模性，實現第一層的精準成形，得到如圖1c所示的放電后板材，其中1、2為兩矩形線圈靠近模具頂端一側的坐標值，當線圈移動時，轉動線圈使線圈軸線與每一工作曲面處的外法線重合，本文每一放電層的1與2值如表1所示；4）重復拉伸步驟、調整線圈位姿并移動漸進放電，完成第二層板材的貼模，如圖1d所示；5）重復以上步驟，實現板材的拉伸、漸進放電、再拉伸后再漸進放電的交替過程，完成更大弦高板材的整體精確成形，如圖1e所示。

圖1 電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案示意圖

表1 每一放電層中1與2值

Tab.1 y1 and y2 values in each discharge layer mm

2 電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案開發

2.1 有限元建模

本文目標成形對象為如圖2所示的雙曲率薄壁件，該薄壁件在長寬兩方向上均具有一定的曲率，寬度方向的曲率變化較小。材料為2A12-O鋁合金。為提高計算效率，采用三維建模軟件NX 11.0根據所設計的模具工裝建立簡化的幾何模型，包括板材、模具、壓板、支撐板和線圈，其中模具建模為殼體，曲率輪廓與實際一致。采用可實現結構場與電磁場直接耦合的LS-DYNA R13.0軟件建立電磁漸進輔助拉伸成形數值模型，包括拉伸成形模型（如圖3a所示）和電磁成形模型（如圖3b所示）。放電線圈采用尺寸為156 mm×66 mm、截面參數為3 mm×10 mm、匝間距為2 mm的矩形線圈。當線圈短邊邊緣與板材一側邊緣齊平時，定義線圈長度方向對稱軸所對應的板材路徑為back-path路徑，用于板材變形分析。

圖2 目標成形對象

圖3 拉伸成形和電磁成形數值模型

在電磁成形過程中，放電電流為衰減正弦波。Johnson等[25]研究發現，在電磁成形過程中，板材主要在放電電流首個半波時間內發生變形，因此本文采用輸入電流曲線方式對數值模型進行載荷加載。圖4為擬合實驗測得本系統在10 kV時的電流曲線，電磁載荷加載時間為130 μs。為了提高電磁作用后板材慣性階段計算的準確性，設置計算總時長為3 000 μs，計算時間步長為5 μs。

圖4 10 kV電流曲線

仿真流程如下：先進行第一次拉伸成形過程模擬，后將計算得到的板料變形結果以dynain.k文件格式輸出，再將其導入電磁成形模型中進行放電模擬計算。之后按照既定線圈移動路徑完成電磁漸進過程的仿真，在漸進放電過程中，變形結果的傳遞同樣以dynain.k文件格式進行。后將電磁漸進成形模擬結束后板料的變形結果以dynain.k文件格式導入下一次拉伸成形模型中進行求解，重復以上過程完成整體電磁漸進輔助拉伸成形過程的模擬計算。

2.2 電磁漸進輔助拉伸成形工藝參數確定

2.2.1 線圈移動路徑對成形質量的影響

線圈移動路徑包括單層電磁放電過程中各道次線圈放置的位置和依照位置順序移動的方向，屬于漸進成形中重要的工藝參數之一。如圖5所示，根據線圈和板材尺寸設計了沿板材寬度方向的3組線圈放置位置①②③，同時設計了2種主路徑，分別是單程放電和雙程放電。單程放電是指在板材寬度方向上線圈沿著特定路徑，分別在3組線圈放電位置處各放電一次（如圖5中線圈位置①→②→③）。雙程放電是指在單程放電后依照單程放電順序的倒序再次放電，即在各線圈放電位置放電2次（如圖5中線圈位置①→②→③→③→②→①）。單程放電根據線圈位置可以分為3條子路徑：Path 1為順序放電（即線圈位置①→②→③）；Path 2為先兩邊放電再中間放電（即線圈位置①→③→②）；Path 3為先中間放電再兩邊放電（即線圈位置②→①→③）。同時選定通過每組線圈長度方向對稱軸對應板材的Back-path、Mid-path及Front-path路徑，用以分析板材放電后的變形輪廓。

圖5 線圈移動路徑及選定分析路徑示意圖

圖6為放電電壓10 kV下3條單程放電子路徑的變形輪廓。可見，3條分析路徑上板材的變形十分不均勻。Path 1和Path 2放電路徑上的成形輪廓在Back-path路徑上相差不大，說明后2次放電順序對線圈位置①處板材變形影響差別很小。Mid-path以及Front-path路徑上Path 2放電路徑的變形深度均高于Path 1的，說明在單程放電過程中，先對靠近邊緣的部分板材放電再進行板材中心放電的順序會加深變形深度。Path 3放電路徑下各選定路徑處變形深度從大到小的順序與線圈放電順序一致，線圈位置②對應的Mid-path路徑放電深度最大，后續依次是放電位置①與③對應的Back- path和Front-mid路徑。

為了提高板材的成形均勻性，設計了與單程放電3條子路徑相對應的雙程放電路徑。雙程放電下的變形輪廓如圖7所示，前三道次放電電壓為7 kV，后三道次放電電壓為10 kV（后文簡寫為7 kV-10 kV）。從圖7可以看出，與單程放電相比，雙程放電板材的成形均勻性大幅度提高，3種雙程放電路徑在選定路徑上的成形結果相差不大。雙程放電后選定分析路徑上板材的平均軸坐標及標準差如圖8所示。考慮到后續放電層的成形，要求首層變形有足夠大的板材變形深度和成形均勻性。從變形深度的角度分析，從圖8可以看出，Path 1雙程放電后板材平均軸坐標最低，說明順序放電后板材的變形深度最大，其次為Path 3與Path 2路徑。從標準差的角度分析，Path 3雙程放電路徑在選定分析路徑上的標準差最小，因此成形的板材更均勻，Path 1標準差略高于Path 3的標準差，二者相差0.07 mm，成形均勻性略差。綜上可知，在Path 1放電路徑下，板材變形深度最大，但成形均勻性略低于Path 3路徑的。為提高實際加工時的效率，與Path 3先板材中心再邊緣放電相比，Path 1雙程放電的線圈順序移動路徑更簡單，能夠大幅度地提高成形效率。綜合考慮以上因素，本文放電路徑選定Path 1即順序雙程放電路徑。

圖6 放電電壓10 kV下單程放電路徑的變形輪廓

圖7 放電電壓7 kV-10 kV下雙程放電路徑的變形輪廓

圖8 不同雙程放電路徑上板材變形后的平均z軸坐標及標準差

2.2.2 放電電壓組合對成形質量的影響

放電電壓會影響板材的變形深度和范圍，調整電壓大小可以調控板材的成形質量。在單層電磁漸進成形過程中，各道次采用的一系列放電電壓為一個放電電壓組合。根據選定的雙程順序放電路徑，設計了5組放電電壓組合，如表2所示。為方便說明，定義前三道次放電電壓7 kV、后三道次放電電壓9 kV的第Ⅰ組方案為7 kV-9 kV，六道次放電電壓均為8 kV的第Ⅱ組為8 kV，其他組以此類推。以上不同放電電壓組合下板材各選定路徑上的變形輪廓如圖9所示，可以看出，Back-path路徑上7 kV-9 kV、8 kV與9 kV- 7 kV的放電電壓組合成形輪廓的最低點高度基本一致。但對于遠離模具頂端的板材部分，7 kV-9 kV放電電壓組合下的變形量更大，8 kV和9 kV-7 kV放電電壓組合下的變形范圍較小。7 kV-10 kV組合下的成形輪廓整體變形量及變形范圍最大，10 kV-7 kV組合下的成形輪廓最低點變形量較大但遠離模具頂端的板材變形量較小，甚至模具頂端右側板材有超過第一次拉伸后板材反向翹起的現象。在Mid-path路徑上，按照10 kV-7 kV、9 kV-7 kV、8 kV、7 kV-9 kV、7 kV- 10 kV放電電壓組合的順序，板材變形深度逐漸增大，且成形范圍逐漸擴大。在Front-path路徑上，按照9 kV-7 kV、10 kV- 7 kV、8 kV、7 kV-9 kV、7 kV-10 kV放電電壓組合的順序，板材變形深度逐漸增大且成形范圍逐漸擴大。

表2 放電電壓組合

Tab.2 Discharge voltage combinations kV

圖9 不同放電電壓組合下板材變形輪廓

不同放電電壓組合下各道次板材最大電磁力密度值與3條選定路徑下板材平均軸坐標分別如圖10a和圖10b所示，平均軸坐標值能同時反映板材的變形深度和范圍大小。由圖10a可知，放電電壓相同的道次之間的最大電磁力密度值并不相同。前三道次放電電壓越大，最大電磁力密度越大。與9 kV-7 kV放電電壓組合相比，10 kV-7 kV放電電壓組合的后三道次的最大電磁力密度更大。

從圖10b可以看出，在前三道次放電中，平均軸坐標隨著放電電壓的增大而減小，說明變形深度和范圍也在增大。在后三道次放電中，當采用高于前三道次的放電電壓時，板材平均軸坐標值下降速率提高，當采用前三道次等值放電電壓時，板材平均軸坐標值下降速率減小，當采用低于前三道次的放電電壓時，板材平均軸坐標值下降速率十分緩慢，甚至第六道次平均軸坐標升高，說明小電壓導致的板材翹起量大于板材的下壓量。從第六道次板材變形結果可以看出，各放電電壓組合按板材整體下壓量從低到高的順序依次為：10 kV-7 kV（9 kV-7 kV）、8 kV、7 kV-9 kV、7 kV-10 kV。不同放電電壓組合下板材成形高度標準差如圖11所示，可以發現，當增大前三道次或者后三道次的放電電壓時，均會增大標準差，降低板材的成形均勻性。

綜上所述，放電電壓組合按成形質量由高到低的順序依次為：先小電壓放電再大電壓放電組合、中間電壓連續放電組合、先大電壓放電再小電壓放電組合。增大前三次放電電壓會降低板材的成形質量，增大后三次放電電壓會提高板材的下壓量，但會降低板材的成形均勻性。綜合考慮，本文選用7 kV-10 kV放電電壓組合。

2.3 薄壁件整體貼模成形分析

2.3.1 貼模過程

由以上分析確定每層的放電路徑為Path 1雙程放電路徑，電壓組合為7 kV-10 kV。經10次拉伸及9層共54次放電后，目標成形區域均已完成變形貼模。第10次拉伸后板材軸坐標云圖如圖12所示，可以看出板材成形均勻。Mid-path路徑上的板材整體變形貼模過程如圖13所示，可以觀察到在每層放電電壓組合不變的情況下，板材的變形量基本呈現隨著放電層數的增加而不斷降低的趨勢。這是由于隨著放電層數的增加，板材的未變形區不斷減小，同時板材也不斷貼近模具，導致出現了有限的板材可變形區域，故板材變形量不斷降低。同一層放電中左側板材變形量基本高于右側板材變形量，這是因為模具形狀的不對稱導致模具頂端到兩側壓邊板的距離不等，板材左側可變形區域大于右側可變形區域。

圖10 不同放電電壓組合下各道次成形后板材最大電磁力密度（a）及平均z軸坐標（b）

圖11 不同放電電壓組合下板材成形高度標準差

圖12 第10次拉伸后板材z軸坐標云圖

為分析經過9層放電和10次拉伸后板材的減薄率，對Mid-path路徑上板材的變形厚度進行分析。第10次拉伸后Mid-path路徑上板材輪廓與板材厚度如圖14所示。可以觀察到，目標成形區域貼模良好。模具頂端處的板材減薄率最低，并且目標成形區域內的減薄情況為從模具中心向兩端逐漸加劇，未貼模區域板材厚度又逐漸增大。這是由于在線圈放電過程中，未貼模處板材以及被壓板夾持的板材向中心流動，降低了板材的減薄。Mid-path路徑上=98.2 mm處為板材厚度減薄最大處，其厚度為1.94 mm，減薄率僅為3%。

圖13 Mid-path路徑上板材整體變形貼模過程

圖14 第10次拉伸Mid-path上變形輪廓與板材厚度

2.3.2 等效塑性應變

當板材僅采用拉伸工藝成形時，拉伸200 mm可以實現目標成形區域的貼模。板材拉伸量為200 mm的等效塑性應變云圖和采用電磁漸進輔助拉伸成形工藝時的第1～9層電磁放電等效塑性應變云圖分別如圖15和圖16所示。與第9層電磁放電后板材成形結果相比，在板材拉伸200 mm后等效塑性應變云圖中各區域的應變值均更大，目標成形區域內應變最大值已達到0.54，減薄率已高達26.5%，板材成形均勻性非常差。分析圖16發現，因為模具頂端的部分板材未受電磁力作用，所以每層放電后等效塑性應變較小，而發生翹起的部分會產生塑性變形。板材產生塑性應變的區域隨著放電層數的增加在不斷擴大。因此，采用電磁漸進輔助拉伸成形的工藝可以在很大程度上控制板材的減薄，成形出均勻性更高的零件。

圖15 板材拉伸量200 mm的等效塑性應變云圖

為了更清晰地分析板材等效塑性應變的分布和變化，選取Mid-path路徑上各層放電后等效塑性應變變化曲線進行分析，如圖17所示。可以發現，在不斷放電過程中，板材塑性應變區域以及絕大部分板材等效塑性應變值的大小均隨著放電層數的增加而增大，尤其體現在第三層放電后，可變形區板材均發生了塑性變形。第二層放電后，中間區域板材塑性應變在后續放電層中不變。隨著放電層數的增加，從模具頂端=250 mm處板材塑性應變曲線開始逐漸重合，這說明板材后續放電僅提高了未貼模區板材的塑性應變，不改變已貼模區板材的塑性應變值。目標成形區域內的板材塑性應變值為0.02～0.05，9層放電通過擴大板材塑性應變區域和增大塑性應變值提高了板材的塑性變形并極大地控制了回彈的發生。

圖16 第1～9層放電后板材等效塑性應變云圖

圖17 Mid-path路徑上等效塑性應變曲線

3 結論

1）設計了電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案，通過數值仿真確定了線圈移動路徑和放電電壓組合2組工藝參數，并對鋁合金薄壁件的整體貼模成形過程進行了分析。

2）與單程放電相比，雙程放電能夠大幅度提高板材變形均勻性。在雙程順序放電路徑下，板材變形深度最大，但成形均勻性略低于先板材中心再邊緣放電的雙程放電路徑下的成形均勻性。

3）放電電壓組合按成形質量由高到低的順序依次為：先小電壓放電再大電壓放電組合、中間電壓連續放電組合、先大電壓放電再小電壓放電組合。增大前三次放電電壓會降低板材的成形質量，增大后三次放電電壓會提高板材的下壓量，但會降低板材的成形均勻性。

4）通過10次拉伸及9層54次放電后，目標成形區域均已均勻變形并貼模。板材的變形量基本呈現隨著放電層數的增加而不斷降低的趨勢。電磁放電僅擴大了板材塑性應變區域和增大了未變形區的塑性應變值，不改變已貼模區板材的塑性應變值。相比于拉伸成形，提高了板材的塑性變形程度并極大控制了板材回彈的發生。

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Design and Development of Electromagnetic Progressive Assisted Stretching Forming Process for Aluminum Alloy Double Curvature Thin-walled Parts

SHI Tian1,HUANG Liang1*, XIE Bingxin1, SUN Yiran1, TANG Tianyu1, ZHOU Wei1, LIU Hao1, SU Hongliang2

(1. State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology, School of Materials Science and Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China; 2. AVIC Chengdu Aircraft Industry (Group) Co., Ltd., Chengdu 610073, China)

The work aims to propose a high-precision forming process using electromagnetic progressive assisted stretching forming to solve the poor forming uniformity in traditional stretching forming of aluminum alloy double curvature thin-walled parts. An electromagnetic progressive assisted stretching forming process scheme was designed. Based on the finite element simulation software LS-DYNA R13.0, finite element models of stretching forming and electromagnetic forming were established. The research analyzed the influence of coil movement path and discharge voltage combination on the forming quality, and the overall forming process and equivalent plastic strain of thin-walled parts by numerical simulation. Round-way discharge could greatly improve the discharge uniformity compared with single-way discharge.The sheet forming quality under the discharge combination of first small voltage and then large voltage was higher than that of the combination of continuous discharge of intermediate voltage and discharge combination of first large voltage and then small voltage. A round-way sequential movement path of the coil and a combination of 7 kV-10 kV discharge voltage were selected. A double curvature thin-walled part with a thinning rate of only 3% and good fittability was obtained through ten stretching and nine layers of 54 discharges. The deformation basically showed a decreasing trend as the number of discharge layers increased. Electromagnetic discharge only expanded the larger plastic strain area, and did not change the plastic strain value of the sheet in the molded area. Compared with stretching forming, electromagnetic progressive assisted stretching forming improves the plastic deformation of the sheet and greatly controls the occurrence of sheet rebound.

electromagnetic progressive assisted stretching forming; coil movement path; discharge voltage combination; equivalent plastic strain

10.3969/j.issn.1674-6457.2024.03.005

TG391

A

1674-6457(2024)03-0052-10

2024-01-12

2024-01-12

國家重點研發計劃（2023YFB3407000）；湖北省重點研發計劃（2022BAA024）

National Key R&D Plan of China (2023YFB3407000); Hubei Province Key R&D Program (2022BAA024)

時恬, 黃亮, 謝冰鑫, 等. 鋁合金雙曲率薄壁件電磁漸進輔助拉伸成形工藝方案設計與開發[J]. 精密成形工程, 2024, 16(3): 52-61.

SHI Tian, HUANG Liang, XIE Bingxin, et al. Design and Development of Electromagnetic Progressive Assisted Stretching Forming Process for Aluminum Alloy Double Curvature Thin-walled Parts[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16(3): 52-61.

（Corresponding author）