U形件磁脈沖輔助彎曲回彈控制及變形分析

劉大海，周文華，李春峰

(1.南昌航空大學 航空制造工程學院，南昌 330063；2.哈爾濱工業(yè)大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001)

磁脈沖成形(亦稱電磁成形)、電液成形、爆炸成形和激光沖擊成形等高速率成形技術能顯著改善鋁合金等難變形材料的成形性已為研究者廣泛認可[3-4]；特別是磁脈沖成形，因其工藝可控且易于實現(xiàn)工程應用，近年來備受關注[5]。然而，由于受到成形能量和線圈結(jié)構(gòu)強度等限制，單獨的磁脈沖成形在大型殼體鈑金類零件(如汽車覆蓋件)成形方面受到限制；而將磁脈沖成形與傳統(tǒng)沖壓成形相結(jié)合，能更好地體現(xiàn)其技術優(yōu)勢，更具工程應用潛力[5-6]。鑒于此，磁脈沖輔助沖壓(EMAS)的思路被提出，通過在傳統(tǒng)沖壓成形模具中嵌入成形線圈而實現(xiàn)兩種工藝的復合，把高速率磁脈沖成形的優(yōu)勢結(jié)合到準靜態(tài)普通沖壓成形過程中，在壓力機的一個沖壓行程內(nèi)，實現(xiàn)復雜形狀零件的復合加工[6-8]。該復合工藝目前尚處于試驗研究階段，但在改善鋁合金等板材的成形性方面已預示了良好的應用前景。VOHNOUT等[7]通過進行通用Chevy Cavalier車型的AA6111-T4鋁合金車門內(nèi)板實物演示試驗，驗證了該復合工藝的可行性；對于普通沖壓難以成形的局部特征，該復合工藝可以得到良好的成形效果，零件的極限應變顯著提高。SHANG等[6,9]進一步發(fā)展了EMAS，發(fā)現(xiàn)通過利用脈沖電磁力控制零件難變形部位的應變分布，可有效改善零件的成形性：采用EMAS成形的AA6111-T4盒形件和AA2219-O殼體零件相比傳統(tǒng)沖壓工藝，其極限成形性顯著提高。在上述工藝可行性驗證的基礎上，劉大海等[10-14]通過系統(tǒng)研究5052鋁合金在準靜態(tài)-動態(tài)復合加載路徑下的成形極限問題，從材料的力學響應的角度揭示了該復合工藝的變形基礎，并進一步驗證了該復合工藝的可行性。

上述研究在驗證EMAS工藝可行性的同時，也表明該復合工藝的優(yōu)勢在于脈沖電磁力對變形效果(成形性或局部應變分布)的有效控制，且研究多集中在利用脈沖電磁力提高材料的成形極限方面。而對于鈑金件成形，零件卸載后的回彈也是影響其成形件質(zhì)量的關鍵問題，特別是對于鋁合金等輕質(zhì)高強板材，回彈控制對于實現(xiàn)零件精確成形尤為重要[15-16]。通常，回彈是由彎曲變形引起的，而彎曲區(qū)相對于零件的整體尺寸較小。在EMAS過程中，脈沖電磁力易于實現(xiàn)局部加載和變形控制的特點為該過程中的回彈控制提供新思路。IRIONDO等[15]和PADMANABHAN[17]的實踐表明，利用脈沖電磁力可有效實現(xiàn)高強鋼等常規(guī)沖壓成形后零件尺寸回彈和形狀畸變的控制。而EMAS成形中，零件變形和回彈控制交互作用，回彈控制過程既可發(fā)生在變形結(jié)束時，又可伴隨著變形的發(fā)生，涉及到多參數(shù)的耦合，其變形機制非常復雜。目前，關于EMAS過程中回彈控制規(guī)律的研究還較少，且從工程應用的角度開展該方向的研究對深入認識該復合工藝和促進其工程應用更具現(xiàn)實意義。為此，本文作者基于EMAS的思路，通過建立U形件磁脈沖輔助彎曲回彈工藝模擬試驗，對該過程中的回彈控制規(guī)律進行研究，探討工藝參數(shù)的影響規(guī)律，為深入認識該復合工藝及促進其工程化應用提供試驗支持。

1 實驗

1.1 工藝模擬試驗方案

磁脈沖輔助沖壓的基本思路是采用嵌有線圈的模具結(jié)構(gòu)，利用常規(guī)沖壓實現(xiàn)零件大部分“粗糙”輪廓的成形，利用脈沖電磁力實現(xiàn)零件局部復雜部位(輪廓)的成形，從而實現(xiàn)零件整體輪廓的準靜態(tài)-動態(tài)復合加工[7-8,10]。磁脈沖輔助沖壓成形中，脈沖磁場力既可作用于沖壓變形過程中，又可作用于沖壓變形結(jié)束時，針對這兩種變形過程中的回彈控制的特點，建立了如圖1所示的磁脈沖輔助彎曲成形工藝模擬試驗方案，研究脈沖電磁力在回彈控制方面的作用。為簡化試驗工裝，將整體的磁脈沖輔助彎曲成形過程簡化為兩個分離的過程：預彎曲成形過程和磁脈沖成形過程。在圖1所示的兩種試驗方案中，成形線圈均作用于彎曲變形區(qū)。方案I中，脈沖磁場力作用于彎曲變形過程中，回彈控制發(fā)生在板坯的貼模過程中(見圖1(a))。方案Ⅱ中，脈沖磁場力作用于彎曲變形結(jié)束時，回彈控制發(fā)生在板坯與模具沖擊過程中(見圖1(b))。

1.2 試驗材料及工裝

分別采用1.0 mm厚的AA5052-O鋁合金板材和半硬態(tài)T3純銅作為試驗材料，試樣原始尺寸為：120 mm×40 mm×1 mm。

矩形彎曲凸模尺寸為60 mm×40 mm，凸模圓角半徑為10 mm，模具單邊間隙為1.05 mm，為使試驗效果明顯，采用自由彎曲(無壓邊)。試驗中采用內(nèi)嵌式平板矩形線圈對彎曲角部施加脈沖電磁力，設計線圈在彎曲區(qū)域與彎曲凸模尺寸一致。圖2所示為設計的線圈骨架結(jié)構(gòu)圖，線圈采用1 mm×10 mm的矩形截面紫銅帶繞制而成，如圖3所示，考慮到在板坯的寬度方向，線圈屬于空放電，易造成線圈損壞，在線圈外部采用了鋼制保護套結(jié)構(gòu)。在圖3所示的線圈結(jié)構(gòu)的基礎上，分別對彎曲放電部位和導線起始端和終端進行樹脂澆注，并將放電部位倒出所需圓角，鋼制鋼制護套與線圈接觸處使用樹脂板絕緣，制成試驗線圈。

圖1 磁脈沖輔助彎曲成形工藝試驗方案示意圖Fig.1 Technology experiment schemes for electromagnetically assisted bending: (a) Scheme Ⅰ; (b) Scheme Ⅱ

彎曲預成形在WD-1C電子萬能試驗機上進行；磁脈沖成形在哈爾濱工業(yè)大學自行研制的EMF 30/5-IV型電磁成形機上進行，該設備參數(shù)見表1，共有12個可控電容，本試驗中選擇4個，總?cè)萘?74 μF。

圖2 線圈骨架結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic diagram of coil skeleton construction

圖3 矩形線圈結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Photograph of rectangle coil

表1 磁脈沖成形設備參數(shù)Table1 Parameters of electromagnetic forming facility

1.3 回彈角測量

回彈反映了加載結(jié)束時零件形狀和卸載后零件形狀間的偏差。試驗中，采用角度尺對U形件進行角度測量。回彈角表示為

式中：Δθ為回彈角，(°)；θ為U形件兩直邊彎曲夾角，(°)；θ′為卸載后的兩直邊彎曲夾角，(°)。

當回彈角度Δθ＞0°時，為彎曲正回彈；當Δθ＜0°時，為負回彈。本研究中磁脈沖輔助彎曲試驗是對預彎曲件角局部放電，研究Δθ＞0°時對回彈的控制。

雖然有大量的終端網(wǎng)點在銷售產(chǎn)品，但在平時工作中，銷售經(jīng)理側(cè)重于對短期內(nèi)銷量的關注，沒有建立健全的終端數(shù)據(jù)庫。銷售經(jīng)理只是對規(guī)模終端商親自做了客情維護，但是，要想牢牢把控渠道必須“抓大不放斜，建立系統(tǒng)而全面的終端數(shù)據(jù)庫。數(shù)據(jù)庫內(nèi)容包括：終端店具體的地址、店主姓名、電話、經(jīng)營本公司產(chǎn)品品種和數(shù)量、每家店的銷量概況等。

2 結(jié)果與分析

2.1 彎曲回彈控制效果

2.1.1 彎曲預變形

試驗中對磁脈沖輔助彎曲過程進行了分步簡化，首先對板坯進行了圖1所示兩種方案下的彎曲件預成形試驗。表2所列為得到的兩種材料預彎件的平均回彈角情況。由于方案Ⅰ屬于完全自由彎曲，角部只發(fā)生了彎曲變形，塑性變形較??；而對于方案Ⅱ，彎曲存在貼模校正過程，由于板坯與模具發(fā)生作用，彎曲角部位塑性變形較大。因此，對于同種材料，方案Ⅰ彎曲件的回彈量大于方案Ⅱ中彎曲件的。與半硬態(tài)T3純銅相比，5052-O鋁合金由于硬化模量較小、屈服強度較小等材料本身屬性的原因，導致了同種彎曲條件下，半硬態(tài)T3純銅彎曲件的回彈角度大于5052-O鋁合金彎曲件的。

表2 預彎件平均回彈角Table2 Average springback angle of pre-formed parts

2.1.2 放電能量對彎曲件回彈控制的影響

在磁脈沖成形系統(tǒng)其他參數(shù)一定的情況下，增加放電電壓，放電能量也隨之增加。圖4所示為改變放電電壓時，兩種方案下零件回彈角的變化情況；對應方案Ⅰ的彎曲件形狀變化如圖5所示，從左到右放電電壓逐漸增加。由圖4可知，兩種方案下，隨著放電電壓(能量)的增加，彎曲件的回彈角度均逐漸減小，較高的能量下(3 kV)能夠消除回彈，甚至出現(xiàn)負回彈角。方案Ⅰ中，隨著放電能量的增加，回彈角的變化劇烈，回彈控制效果較明顯。且在較低的放電能量下，回彈控制效果顯著。而方案Ⅱ中，隨放電能量的增加，回彈角度的變化較緩和。這是由于方案Ⅰ中，彎曲件角部與凹模角部有一段距離，在強大的脈沖電磁力的驅(qū)使下角部以較大的速度撞擊凹模圓角，板材快速變形。隨著放電能量的增加，彎曲區(qū)的圓角半徑逐漸減小并貼模(見圖5)，較小放電能量時，彎曲角部塑性變形空間大，彎曲變形中塑性變形比重大，回彈控制效果明顯。而方案Ⅱ中，只相當于瞬間對彎角和靠近彎角的部位施加大的作用力，大能量放電時作用力較大，小能量放電作用力較小。在這種情況下，板坯/模具沖擊效應顯著，沖擊載荷引起的應力波在板坯與模具中傳播，板坯與模具界面上的反射波會使得板坯外表面承受較大的壓應力作用，從而有利于消除彎曲角部的殘余應力，減小角部回彈[15,17-18]。由于彎曲件的高速撞擊伴隨著變形，方案Ⅰ中預彎曲件回彈角度變化更劇烈，方案Ⅱ中預彎曲件回彈角度變化緩和。

圖4 放電電壓對回彈角的影響Fig.4 Effects of discharge voltages on springback angles

圖5 方案Ⅰ中不同放電電壓下的彎曲件Fig.5 Bending parts with different discharge voltages under scheme Ⅰ: (a) 5052-O aluminum alloy; (b) Cu-T3 (with discharge voltage increasing from left to right)

對比方案Ⅰ和方案Ⅱ中彎曲件角部的成形質(zhì)量發(fā)現(xiàn)，在方案Ⅰ中小能量放電和方案Ⅱ中放電情況下，零件彎曲角部位的成形質(zhì)量好。而當放電電壓高于3 kV時，方案Ⅰ中零件出現(xiàn)彎曲件角部和底部變形不均勻現(xiàn)象，彎角兩端和底部靠近邊緣的部位金屬完全貼模，而彎角和底部的沿板材長度方向中間部位內(nèi)凹，如圖6所示。這是由于方案Ⅰ中板坯發(fā)生彎曲變形的同時還存在板坯的貼模過程，而脈沖磁場力的局部加載特性使得板坯整體區(qū)域變形不協(xié)調(diào)。較低能量放電時，彎角區(qū)變形緩和；而高能量放電時，彎角區(qū)變形加劇，其他區(qū)域變形較小，彎曲件形狀不協(xié)調(diào)性加劇。

圖6 方案Ⅰ中5052-O鋁合金高能量放電彎曲件成形質(zhì)量Fig.6 Forming quality of 5052-O aluminum alloy parts with high discharge energies in scheme Ⅰ: (a) Bending corner region; (b) Bottom region

2.1.3 放電次數(shù)對彎曲件回彈控制的影響

由2.1.2節(jié)中分析可知，對于方案Ⅰ中彎曲件，單次放電能量過小，不能徹底消除彎曲件的回彈；單次放電能量過大，彎曲角部會出現(xiàn)變形不均勻，影響零件的最終成形質(zhì)量。為此，針對這一情況，考慮采用多次小能量放電的方法研究其回彈控制效果。圖7所示為5052-O鋁合金板材在放電電壓為2 kV、Cu-T3在放電電壓為2.5 kV時放電次數(shù)對彎曲回彈角度的影響。由圖7可以看出，增加放電次數(shù)能達到回彈控制的作用。隨著放電次數(shù)的增加，彎曲件的回彈角度減小。通過測量發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過兩次放電的5052-O鋁合金彎曲件和5次放電的半硬態(tài)T3純銅彎曲件均能達到預期成形效果。此外，多次放電成形的彎曲件角部和底部的變形更為均勻，可完全貼模。圖8(a)所示為5052-O鋁合金兩次2 kV放電成形件，圖8(b)所示為5052-O鋁合金一次3.5 kV放電成形件。

圖7 放電次數(shù)對彎曲回彈角的影響Fig.7 Effect of discharge times on springback angles

圖8 小能量多次放電和高能量單次放電彎曲件Fig.8 Bending parts formed by several low-energy discharges (a) and one high-energy discharge (b)

2.2 變形分析

前述分析表明，在彎曲角部施加電磁力可有效實現(xiàn)對彎曲回彈的控制?？刂拼琶}沖成形工藝參數(shù)，不僅可實現(xiàn)回彈控制，還會影響零件的成形質(zhì)量。為系統(tǒng)評價脈沖電磁力的影響，為其工程應用提供借鑒，采用ASAME網(wǎng)格應變分析技術對回彈控制過程中的零件的變形情況進行表征。考慮到本試驗中彎曲件形狀的對稱性，選取1/4彎曲件分析其整體的變形情況，板坯初始表面印制2 mm×2 mm正方形網(wǎng)格。圖9和10所示分別為不同放電模式下彎曲件底部和角部的最大主應變分布云圖，其中，圖9中測量方位為1/4彎曲件區(qū)域，圖10中測量方位為整個彎曲角部。

圖9 不同放電方式下彎曲件底部的最大主應變分布Fig.9 Major principle strain distributions at bottom regions of bending part with different discharge modes: (a) Scheme Ⅰ with discharge voltage of 3.5 kV (lower left); (b) Scheme Ⅰ with two discharges at 2.0 kV (lower right); (c) Scheme Ⅱ with discharge voltage of 3.5 kV (lower left); (d) Pre-bending part (top left)

圖10 不同放電方式下彎曲件角部的最大主應變分布Fig.10 Major principle strain distributions at corner regions of bending part with different discharge modes: (a) Scheme Ⅰ with discharge voltage of 3.5 kV; (b) Scheme Ⅰ with twice discharges at 2.0 kV; (c) Scheme Ⅱ with discharge voltage of 3.5 kV; (d)Pre-bending part

對于彎曲件來說，彎曲角部是其主要變形區(qū)，彎曲底部為不變形區(qū)或小變形區(qū)。在沖擊載荷的作用下，彎曲件底部和角部相對預彎件對應情況來說均發(fā)生不同程度的變形。對于彎曲底部，沖擊作用下，出現(xiàn)相對劇烈的變形區(qū)，越靠近角部變形程度越大，如圖9所示。對于方案Ⅰ，底部為自由變形，彎曲過程中呈現(xiàn)不均勻變形(見圖9(d))，脈沖電磁力作用時，能改善底部的應變狀態(tài)(見圖9(a)和(b))。較大的脈沖載荷作用下，變形不均勻程度加劇，多次小能量放電，彎曲底部呈現(xiàn)相對均勻的變形特征(見圖9(b))。而對于方案Ⅱ，由于彎曲結(jié)束時存在彎曲校正過程，底部整體會呈現(xiàn)不同程度的預變形，表現(xiàn)為較高的應變水平；沖擊作用下，在反射脈沖應力波的作用下也可能出現(xiàn)不同程度的不均勻變形[15,18]，但總的來說，方案Ⅱ中大面積區(qū)域呈現(xiàn)相對均勻的變形狀態(tài)(見圖9(c))。無論何種成形方式，彎曲件外側(cè)靠近角部最大主應變總是最大；與大能量一次放電相比，小能量多次放電成形件底部應變較均勻。對于彎曲角部，從圖10中可以看出，在方案Ⅰ中大能量放電時，沿彎角方向的應變分布都會出現(xiàn)分布不均勻，彎角的兩端由于沒有約束而應變較大；而彎角的中間部位由于兩端材料的約束而使得在該方向的變形較小，因而較大的放電能量會使得彎曲角部中間出現(xiàn)內(nèi)凹區(qū)。方案Ⅱ大能量一次放電成形和方案Ⅰ小能量多次放電成形后應變狀態(tài)與普通模具成形應變狀態(tài)近似，小能量多次放電成形件的應變分布更均勻。

通過以上對彎曲件角部和底部應變分布的分析可以看出，小能量多次放電不僅能有效的控制回彈，而且有利于材料的均勻流動，使彎曲件底部和彎角部位的應變分布更均勻，提高彎曲件表面質(zhì)量；方案Ⅱ中大能量一次放電成形件雖然應變分布不如小能量多次放電，但表面質(zhì)量也較好，從圖9也可看出，磁脈沖成形后的彎曲件沿板材長度方向的應變值變大，即在磁脈沖力作用下彎曲件角部產(chǎn)生了二次拉伸變形；成形效果最差的是方案Ⅰ大能量一次放電成形方式，實際生產(chǎn)中不建議采用該方式。

3 結(jié)論

1) 磁脈沖輔助彎曲成形過程中，通過對彎曲角部施加脈沖電磁力，可有效實現(xiàn)對彎曲回彈的控制，且其回彈控制作用既可發(fā)生在彎曲變形過程中，又可發(fā)生在彎曲變形結(jié)束時。

2) 改變脈沖電磁場的放電參數(shù)，能有效改善彎曲回彈的控制效果，且隨著放電能量的增大和放電次數(shù)的增加，回彈控制效果增強。

3) 脈沖電磁力控制回彈過程中，采用小能量多次放電不僅可以控制回彈，而且可以有效地改善彎曲件角部的變形分布，提高成形件質(zhì)量，可為該復合工藝的工程應用提供借鑒。

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