鋁合金2A12-O的動態(tài)充液拉深

王會廷，高 霖，沈曉輝，陳明和

(南京航空航天大學(xué) 機電學(xué)院，南京 210016)

鋁合金2A12-O的動態(tài)充液拉深

王會廷，高 霖，沈曉輝，陳明和

(南京航空航天大學(xué) 機電學(xué)院，南京 210016)

針對鋁合金板材成形性差的特點，提出液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深新技術(shù)。采用鋁合金2A12-O板材對成形過程進行了初步實驗驗證后，運用有限元方法探討不同的徑向壓力和不同的預(yù)脹路線對成形零件壁厚分布的影響。結(jié)果表明，采用該方法可以顯著提高鋁合金2A12-O的成形極限，成功拉深出拉深比達(dá)2.85的杯形件；徑向壓力顯著影響杯形件壁厚的分布，通常較大的徑向壓力下的壁厚也較大。

鋁合金2A12-O；動態(tài)充液拉深；徑向壓力；反向液體流動

Abstract:A new method, named hydrodynamic deep drawing with radially inward flowing liquid, was proposed, aiming at the poor formability of aluminium alloy sheet. After a preliminary experimental validation of the proposed method by using 2A12-O aluminum alloy, the effects of different radial pressures and different pre-bulging loading paths on the wall thickness distribution of the formed cups were investigated with the assistance of FEM. The results show that the foming limit of 2A12-O aluminum alloy is obviously improved by the method, and a cup with a drawing ratio of 2.85 is formed successfully. The radial pressure during the deep drawing process has a great influence on the wall thickness distribution of the formed cups. In general, the higher the radial pressure, the thicker the wall thickness.

Key words:2A12-O aluminum alloy; hydrodynamic deep drawing; radial pressure; radially inward flowing liquid

隨著汽車、航空航天等領(lǐng)域零部件輕量化的需要，鋁、鎂等輕質(zhì)合金獲得了越來越多的關(guān)注和應(yīng)用[1?4]。但在常溫下，鋁鎂等輕質(zhì)合金成形性能差，是制約其獲得更廣泛應(yīng)用的瓶頸之一[5]。充液拉深技術(shù)采用液壓技術(shù)和板料成形相結(jié)合，是一種先進的板料成形新技術(shù)，與傳統(tǒng)拉深方法相比，具有拉深比大、零件成形表面質(zhì)量好、尺寸精度高和能夠成形復(fù)雜零件等優(yōu)點，現(xiàn)已廣泛應(yīng)用于汽車、航空、航天等領(lǐng)域零部件的成形[6?8]。

根據(jù)液體在板料成形時的特征不同，充液拉深可以分為液體靜態(tài)充液拉深和液體動態(tài)充液拉深。對于液體靜態(tài)充液拉深，部分液體除了從調(diào)節(jié)液池壓力的溢流閥溢出外，沒有其它泄漏，板料和凹模之間采用密封裝置進行密封。而對于液體動態(tài)充液拉深成形，部分液體將從板料和模具之間的縫隙流出，在板料和模具之間形成動態(tài)潤滑效應(yīng)[9]。一些研究表明[10?13]，作用于毛坯法蘭周邊的徑向壓力可以顯著提高板料的極限拉深比。在靜態(tài)充液拉深中，為了獲得加載于板料法蘭周邊的徑向壓力，除了輔以獨立的液壓加載系統(tǒng)并將高壓液體引至法蘭邊緣外，還必須在板料和凹模及壓料板之間設(shè)計一定的密封裝置。此密封裝置由于和板料之間的摩擦易于損壞而需經(jīng)常更換。在液體動態(tài)充液拉深中，徑向壓力可以通過改變壓料板和凹模邊緣擋塊之間的間隙來進行調(diào)整[14?15]，但通過此方法獲得的徑向壓力始終低于液池壓力。

本文作者提出液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深技術(shù)，采用不同于以往充液拉深的壓力加載路線，在板料和模具之間不使用專用密封裝置的條件下，依靠板料法蘭底面的壓力使板料和壓料板之間形成密封，通過徑向主動加載使液體通過板料法蘭和凹模之間的間隙從法蘭周邊流向液池，從而獲得高于液池壓力的徑向壓力輔助下的板料充液拉深。

1 液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深技術(shù)原理

圖1所示為液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深的原理圖，凹模和壓邊圈之間采用固定間隙。模具閉合后，壓邊圈被固定，以保證間隙和壓邊力。輔以獨立的液壓加載系統(tǒng)，通過換向閥分別和液池及法蘭外緣型腔相連，以實現(xiàn)預(yù)脹和徑向壓力地加載。液池壓力和徑向壓力分別通過兩個與各自型腔相連的溢流閥進行控制。高壓泵首先向凹模液池內(nèi)供油，液池內(nèi)液體壓力升高托起板料并使板料緊緊貼在壓料板上，板料和壓料板之間形成一定的密封，從而使液體不會從板料和壓料板之間流出。同時使板料和凹模之間形成了一定的間隙。當(dāng)壓力達(dá)到預(yù)設(shè)的壓力時，換向閥換向使高壓泵向板料法蘭周邊型腔內(nèi)供油，板料法蘭周邊的壓力升高，液壓油將通過板料和凹模之間的間隙，從法蘭邊緣流向液池內(nèi)，這時液池內(nèi)的壓力也將慢慢上升，但由于板料和凹模之間的間隙非常小，沿程阻力大，液池內(nèi)的壓力將低于毛坯法蘭周邊的壓力。當(dāng)液池內(nèi)的壓力達(dá)到設(shè)定的預(yù)脹壓力時，完成預(yù)脹過程，此時沖模開始下行，液池內(nèi)的壓力受到壓縮，壓力急劇升高，液池內(nèi)的最高壓力由溢流閥進行控制，直至完成整個拉深過程。在拉深過程中，適當(dāng)?shù)囊撼貕毫墒拱辶虾桶寄Ｃ撾x接觸并始終緊緊貼在壓料板上，液體從板料法蘭周邊通過板料和凹模之間的間隙流向液池內(nèi)，使板料和凹模之間獲得動態(tài)潤滑，同時實現(xiàn)了高于液池壓力的徑向壓力。

2 初步實驗驗證與分析

為了對提出的新方法的可行性進行驗證，根據(jù)其原理設(shè)計模具并進行初步實驗研究。實驗材料選用1.0 mm厚的鋁合金2A12-O板材， 其力學(xué)性能見表1。實驗在100 t單動液壓機上進行，沖模速度為25 mm/s，模具尺寸見表2。試驗中使用的成形介質(zhì)是32號耐磨機械液壓油。

實驗中凹模和壓邊圈之間采用固定間隙，其間隙為料厚的1.1倍。確定間隙后，壓邊圈被固定，以保證間隙和壓邊力。圖2所示為實驗中采用1 mm厚的2A12-O鋁合金板料成功拉深出的杯形件和多邊形零件。從圖2可以看出，成形零件的表面光滑、質(zhì)量好，除了零件上部由于材料增厚及起皺趨勢有和模具接觸摩擦的痕跡外，其余部分沒有和凹模接觸的痕跡。因此，如果合理地控制液池內(nèi)壓力，使其與模具行程之間形成一定的函數(shù)關(guān)系，在拉深過程中板料可以始終貼緊在壓料板上，并且在拉深過程中使板料不和凹模接觸，從而在板料和凹模之間形成一定的間隙，液體可以通過這個間隙從毛坯法蘭邊緣流向液池內(nèi)從而使拉深過程中獲得動態(tài)潤滑。初步實驗研究表明，所提出的新工藝切實可行，工作過程平穩(wěn)可靠，操作方便，易于控制；當(dāng)液池壓力和徑向壓力選擇合理時，液體不會從板料和壓料板之間溢出，在板料和壓料板之間可以形成自然密封。

圖1 液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深原理圖Fig.1 Schematic diagram of hydrodynamic deep drawing with radially inward flowing liquid

表1 鋁合金2A12-O的力學(xué)性能Table 1 Mechanical property for 2A12-O aluminum alloy

表2 模具尺寸Table 2 Dimensions of tool

圖2 成形零件照片F(xiàn)ig.2 Photos of formed parts: (a)Cup; (b)Polygonal part

圖3 拉深過程中液池壓力和徑向壓力的變化Fig.3 Variation of liquid pressures in die cavity and blank rim cavity

在液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深過程中，液池壓力和法蘭邊緣的徑向壓力是兩個重要的參數(shù)，它們與其它充液拉深過程中的變化趨勢明顯不同。圖3所示為采用此方法拉深過程中的液池和徑向壓力變化圖，其壓力數(shù)據(jù)分別由兩個連在液池和法蘭邊緣型腔的壓力傳感器采集得到。實驗中采用的毛坯直徑為115 mm。從圖3可以看出，液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深過程可以分為5個階段：階段1是預(yù)壓階段，在此階段中高壓泵向液池內(nèi)供油，板料被托起并貼緊在壓料板上，使板料和壓料板之間形成密封，同時在板料和凹模之間形成一定的間隙；階段2是預(yù)脹階段，高壓泵向板料法蘭邊緣供油，液體從法蘭邊緣流向液池，液池內(nèi)壓力升高至預(yù)脹壓力；階段3是壓力控制階段，此階段沖模開始下行，液池壓力和徑向壓力分別由兩個溢流閥控制；階段4是板料和壓料板之間失去接觸，密封失效，徑向壓力急速下降階段；階段5是板料被拉深進入凹模，液池壓力下降階段。

從圖3可以看出，采用本研究提出的方法，在充液拉深過程中可以得到高于液池壓力的徑向壓力，并且該徑向壓力在預(yù)脹階段就可以獲得，因而改變毛坯拉深初期凸模圓角處的應(yīng)力應(yīng)變分布。由于板料和凹模之間存在間隙，因此徑向壓力和液池壓力之間的壓力差將使液體從法蘭邊緣流向液池內(nèi)。內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深與其它充液拉深方法相比，最顯著的區(qū)別就是前者的液體流動方向與后者的液體流動方向相反。預(yù)脹階段的徑向壓力可以改變拉深初期沖模圓角處板料的應(yīng)力和應(yīng)變分布，從而減少預(yù)脹階段沖模圓角板料的變薄。

3 有限元分析

有限元是分析板料成形機理和各工藝參數(shù)影響的有效工具，可以減少實驗工作量和降低實驗成本。在初步實驗驗證該方法可行的基礎(chǔ)上，采用有限元法對液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深技術(shù)進行研究，探討各參數(shù)對成形過程的影響，確定合適的工作參數(shù)，優(yōu)化成形過程。本文作者運用大型商業(yè)有限元軟件MSC.marc對充液拉深過程進行模擬研究。

3.1 模型的建立

模擬板料選用的材料為鋁合金2A12-O，其基本力學(xué)性能參數(shù)由單拉實驗獲得，見表 1。為了減少計算的時間，根據(jù)成形過程的對稱性，選取模型的1/4進行模擬。模具尺寸見表 2，模擬中模具設(shè)為剛性體，板料毛坯采用實體殼單元(solid shell element)進行劃分。實體殼單元可以正確有效地模擬雙面接觸，并且拉深過程中的徑向壓力可以直接加載到法蘭邊緣，而不需要先做等效處理后再加載到板料邊緣節(jié)點上，因而更真實地模擬現(xiàn)場的邊界條件而不需再簡化。壓邊采用定間隙法，為初始料厚的1.1倍。凸模速度設(shè)定為25 mm/s。由于有限元軟件MSC. Marc還不能根據(jù)變形情況實現(xiàn)液池壓力的自動加載，因此液池壓力通過子程序 Forcem加載，在模型中通過定義區(qū)域來限定壓力施加對象，進入?yún)^(qū)域的節(jié)點將被施加一定的壓力；徑向壓力可以通過Marc提供的Table功能加載。所建立的有限元模型如圖4所示。

3.2 模擬參數(shù)的確定

在模擬中采用與實驗相同的模具尺寸、液池壓力和徑向壓力，通過調(diào)整不同的模擬參數(shù)，將得到的模擬結(jié)果和實驗結(jié)果相比較，選取合理的模擬參數(shù)。選用d115 mm的板料毛坯，并將實驗得到的液池壓力和徑向壓力(見圖3)通過子程序加載到有限元模型中。在與實驗條件相同的條件下，通過反復(fù)調(diào)整模擬參數(shù)，并且與實驗結(jié)果相比較，對有限元中采用的參數(shù)進行優(yōu)化，得到了合理可信的模擬結(jié)果。圖5所示為有限元模擬零件壁厚和零件壁厚的比較。從圖5可以看出，模擬結(jié)果和實驗結(jié)果基本吻合，說明采用 Marc實體殼單元建立的模型，并且選用一定的參數(shù)可以正確模擬板料的成形過程。對比模擬結(jié)果和實驗結(jié)果可知，Marc設(shè)置采用如下的模擬參數(shù)可以得到合理可信的模擬結(jié)果：摩擦采用剪切摩擦模型，板料的摩擦因數(shù)為0.01，沖模摩擦因數(shù)為0.2，凹模摩擦因數(shù)為0.01，壓料板的摩擦因數(shù)為0.01；板料液壓成形是一個高度非線性問題，為了精確模擬成形過程，實體殼單元設(shè)置為11層，模擬中材料劃分的單元總數(shù)為4 000。

圖4 有限元模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of mold of FEM

圖5 有限元模擬零件壁厚和實驗零件壁厚的比較Fig.5 Comparison of thickness distributions of FEM simulated and experimental samples

3.3 液池壓力加載曲線的優(yōu)化選擇

在實驗中，設(shè)定不同的工藝參數(shù)可以滿足不同的拉深比對壓力的要求。液池壓力不足將使板料在拉深過程中不能和凹模圓角完全脫離，導(dǎo)致在拉深初期凸模圓角板料因拉深力過大而破裂，并且板料也不能緊緊地貼在壓料板上，板料和壓料板之間不能形成有效地密封；液池壓力過高，雖然使板料在拉深過程中脫離凹模圓角，但也使板料彎曲和反彎半徑急劇減小，反而使拉深應(yīng)力急劇增大，亦可能使板料拉深時破裂。只有當(dāng)板料適當(dāng)脫離與凹模接觸并建立起流體潤滑時液池壓力才是合適的工藝參數(shù)。根據(jù)平底筒形件成形的特點，經(jīng)過反復(fù)模擬結(jié)合少量實驗，得到合適的液池壓力的加載曲線，如圖6所示。由圖6可見，采用1 mm厚的鋁合金2A12-O板料時，在18 MPa的液池壓力下，可以使拉深過程中板料和凹模圓角完全脫離，并且在凹模圓角處形成的彎曲和反彎半徑較大，在此液池壓力下可以獲得較高的拉深比和壁厚較均勻、成形質(zhì)量較高的零件。

圖6 液池壓力加載路徑Fig.6 Loading path of cavity pressure

3.4 徑向壓力對成形的影響

在液體內(nèi)向流動動態(tài)充液拉深中，徑向壓力是影響產(chǎn)品成形性能和質(zhì)量的一個重要參數(shù)。為研究徑向壓力的變化對成形過程的影響，在圖6所示的液池壓力加載路徑下，設(shè)定3條徑向力加載路徑進行模擬分析，其最大壓力分別為25、30和35 MPa。毛坯直徑為130 mm。圖7所示為模擬得到的零件壁厚分布圖。從圖7可以看出，成形零件壁厚最薄點在零件側(cè)壁靠近凸模圓角處；徑向壓力的變化影響成形零件壁厚的分布，徑向壓力較大時得到的零件壁厚也較大。

3.5 預(yù)脹階段徑向壓力對零件壁厚的影響

在預(yù)脹階段就可獲得高于液池壓力的徑向壓力是本研究所提方法的顯著特點之一。在有限元分析中，通過選用不同的徑向壓力加載路徑，研究預(yù)脹階段高于液池壓力的徑向壓力對零件壁厚的影響。圖8所示為采用不同的徑向壓力加載路徑(LD1，LD2)時，模擬得到的零件壁厚分布，其他參數(shù)如下：徑向壓力為28 MPa，液池壓力為18 MPa，毛坯直徑為120 mm，材料厚度為1 mm。徑向壓力加載路徑LD1和LD2的區(qū)別是：采用加載路徑LD1時，預(yù)脹階段毛坯法蘭邊緣沒有徑向力，直到拉深過程開始沖模下行時徑向力才加載；LD2是在預(yù)脹階段板料就獲得了高于液池壓力的徑向壓力。由圖8可以看出，預(yù)脹階段高于液池壓力的徑向壓力有助于減緩沖模圓角處材料的變薄，使形成的圓角有較大的厚度，降低凹模圓角處的拉應(yīng)力；預(yù)脹階段高于液池壓力的徑向壓力對成形的杯形件直壁部分的壁厚分布沒有影響。

圖7 徑向壓力對壁厚分布的影響Fig.7 Effects of different radial pressures on thickness distributions

圖8 徑向壓力加載路徑不同時的壁厚分布Fig.8 Thickness distributions for radial pressures with different loading paths

4 結(jié)果分析

根據(jù)模擬中得到的合適的液池壓力加載路徑，采用不同的徑向壓力，通過實驗確定了一定拉深比時所需最小徑向壓力，結(jié)果如圖9所示。從圖9可以看出，要成功得到一定拉深比的零件，徑向壓力必須大于一定的數(shù)值；成形零件的拉深比越大，所需要的最小徑向壓力越大。采用42 MPa的徑向壓力時，可得到拉深比達(dá)2.85的杯形零件。

圖9 適用于2A12-O鋁合金的徑向壓力成形區(qū)域圖Fig.9 Defined radial pressure zone for 2A12-O aluminum alloy

5 結(jié)論

1) 實驗及模擬研究結(jié)果表明，液體反向流動動態(tài)充液拉深技術(shù)可行。采用不同于以往充液拉深方法的壓力加載路線，在不需要專用的密封裝置的情況下，可以獲得高于液池壓力的徑向壓力。采用這種方法可以顯著提高拉深比，并且使用2A12-O鋁合金得到了拉深比2.85的杯形件。

2) 預(yù)脹階段高于液池壓力的徑向壓力可以改變板料拉深初期凸模圓角處的應(yīng)力應(yīng)變分布，減少凸模圓角處板料的變薄。

3) 徑向壓力影響零件壁厚的分布，一般情況下，采用較大的徑向壓力可得到較大的壁厚。

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(編輯 何學(xué)鋒)

Hydrodynamic deep drawing process of 2A12-O aluminum alloy

WANG Hui-ting, GAO Lin, SHEN Xiao-hui, CHEN Min-he
(College of Mechanical and Electrical Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing 210016, China)

TG349

A

1004-0609(2010)05-0840-06

2009-04-21；

2010-01-05

高 霖，教授，博士；電話：025-24896469；E-mail: meelgao@nuaa.edu.cn