熱處理狀態(tài)和工藝順序?qū)︿X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(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410082；2．湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)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(yè)發(fā)展的重要方向之一，車身減重在汽車輕量化進(jìn)程中占有非常重要地位［1］．鋁合金具有比強(qiáng)度、比剛度高、碰撞吸能性好等一系列優(yōu)點(diǎn)，是汽車輕量化理想的材料［2］．為了降低車身重量的同時(shí)保證汽車的安全性能，目前一種新的車身結(jié)構(gòu)形式——鋁合金框架式車身，正日益受到汽車生產(chǎn)廠商的關(guān)注．而制造鋁合金框架式車身的關(guān)鍵技術(shù)在于如何實(shí)現(xiàn)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(gè)成形過程的累積效應(yīng)，與模具幾何形狀、材料熱處理狀態(tài)、摩擦和加載方式等眾多因素密切相關(guān)，對(duì)其有效預(yù)測(cè)與控制是提高彎曲零件成形精度的關(guān)鍵［4］．車身用鋁合金型材作為安全結(jié)構(gòu)件，在汽車發(fā)生碰撞時(shí)其抗撞性在車身安全保護(hù)中起著至關(guān)重要的作用，需滿足一定的剛度和強(qiáng)度．因此為保證汽車具有良好的被動(dòng)安全性能，彎曲型材須采用人工時(shí)效處理．為了保護(hù)型材表面并使其具有裝飾美觀效果，彎曲型材后續(xù)還需進(jìn)行電泳烤漆處理．

因此，車身用鋁合金彎曲型材一般需經(jīng)過擠壓、人工時(shí)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(nèi)外大量學(xué)者的研究工作主要集中在單一彎曲工序段的工藝參數(shù)優(yōu)化，如芯軸參數(shù)、填充物、摩擦和模具型面補(bǔ)償?shù)扔绊懸蛩兀?－8］．但不同材料熱處理狀態(tài)和變形歷史對(duì)彎曲型材的回彈影響則未見相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道．本文采用數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)車身用6063復(fù)雜鋁合金彎曲型材在不同材料熱處理狀態(tài)和工藝順序下的回彈變化規(guī)律和機(jī)理進(jìn)行了系統(tǒng)研究，結(jié)果將為彎曲型材實(shí)際生產(chǎn)過程中工藝順序的選取提供理論指導(dǎo)，從而減少型材彎曲回彈，提高產(chǎn)品質(zhì)量，縮短開發(fā)周期．

1 彎曲型材成形工藝順序?qū)嶒?yàn)方案

實(shí)驗(yàn)選用6063鋁合金擠壓型材，截面為車身結(jié)構(gòu)中常用的薄壁、中空且?guī)Ъ訌?qiáng)筋的目字形形狀，其尺寸如圖1所示．?dāng)D壓實(shí)驗(yàn)在XJ－800T 臥式擠壓機(jī)上進(jìn)行，擠壓鑄錠溫度為480 ℃，擠壓速度為2．5 mm／s，擠壓出?？跍囟缺３衷?20～540℃，淬火方式采用強(qiáng)風(fēng)淬．型材繞彎成形實(shí)驗(yàn)在型號(hào)為“CWA－100”的繞彎機(jī)上進(jìn)行，如圖2所示．成形時(shí)，夾塊先夾緊型材頭部，使型材繞彎曲模中心轉(zhuǎn)動(dòng)到設(shè)定的彎曲角度．使型材與彎曲模貼合達(dá)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(fù)位，完成一次彎曲動(dòng)作．彎曲型材的三種成形工藝順序?qū)嶒?yàn)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(shí)效處理對(duì)型材繞彎回彈的影響，將擠壓態(tài)型材或擠壓態(tài)型材彎曲后分別進(jìn)行180 ℃／2～8h 時(shí)效處理．為考察電泳涂裝中的烘干工藝對(duì)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(shí)驗(yàn)過程中為了避免自然時(shí)效對(duì)不同工藝順序方案的影響，型材擠壓后進(jìn)行人工時(shí)效或繞彎成形等工序都在12h內(nèi)完成．通過C－TRACK 780便攜式三坐標(biāo)測(cè)量儀來提取各工序段彎曲型材弧線的IGS 數(shù)據(jù)格式，再由逆向工程對(duì)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(shí)驗(yàn)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?qū)嶒?yàn)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(gè)包含幾何、材料和接觸等多重非線性耦合作用的復(fù)雜成形過程［9］．回彈的解析解很難準(zhǔn)確計(jì)算，必須建立在一個(gè)精確應(yīng)力場的基礎(chǔ)上．仿真過程首先使用LS－DYNA 動(dòng)態(tài)顯式模塊模擬繞彎成形過程，然后輸出成形最終時(shí)刻的應(yīng)力應(yīng)變值和變形網(wǎng)格重新進(jìn)行前處理，定義材料屬性和施加約束，再對(duì)回彈過程進(jìn)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(wǎng)格類型均采用四節(jié)點(diǎn)殼單元．型材殼單元采用16號(hào)單元公式［10］，沿厚度的積分點(diǎn)為7個(gè)；工模具殼單元采用2號(hào)單元公式，沿厚度的積分點(diǎn)為2 個(gè)；沙漏控制算法采用公式8，沙漏因子為0．05；為節(jié)約計(jì)算機(jī)時(shí)，提高仿真精度，采用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)管材彎曲變形量大的區(qū)域網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行局部細(xì)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(shù)如表2所示．采用罰函數(shù)法計(jì)算接觸力，罰函數(shù)剛度因子slsfac參數(shù)為0．01．對(duì)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(jīng)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(jù)文獻(xiàn)［11］獲得的摩擦穩(wěn)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(duì)型材起夾緊作用，摩擦因子設(shè)置為1．

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

2．2 材料本構(gòu)模型及力學(xué)性能

仿真材料本構(gòu)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(yīng)力應(yīng)變曲線，彈性模量取值為68．9GPa．工模具則采用剛體材料進(jìn)行仿真．鋁型材材料力學(xué)性能通過單向拉伸試驗(yàn)獲得，從不同材料狀態(tài)下的型材沿?cái)D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(shí)驗(yàn)按照GB／T 228－2002標(biāo)準(zhǔn)在Instron 8032萬能電子拉伸實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速率為2mm／min．6063鋁合金在不同材料狀態(tài)下的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線和力學(xué)性能指標(biāo)結(jié)果分別如圖5和表3所示．

圖5 不同材料狀態(tài)下6063鋁合金的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig．5 Engineering stress－strain curve of 6063 aluminum in different materials state

由表3可知，擠壓態(tài)鋁合金型材經(jīng)過人工時(shí)效處理后，材料的屈服極限和抗拉強(qiáng)度大幅度提高，延伸率顯著降低．繞彎成形是一個(gè)涉及材料非線性的復(fù)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(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)和彎曲回彈的大?。?2］．

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

3 結(jié)果分析與討論

3．1 人工時(shí)效處理對(duì)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(nèi)成近似線性增長關(guān)系．隨著彎曲角度的增大，型材的塑形變形區(qū)增大，參與回彈的彎曲段越多，相應(yīng)的回彈角就越大．不同彎曲角度下的回彈角仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大誤差為7．8%，驗(yàn)證了所建立的有限元模型的準(zhǔn)確性．?dāng)D壓態(tài)型材經(jīng)人工時(shí)效6h后繞彎成形回彈角增大．彎曲角度為30°時(shí)，擠壓態(tài)型材回彈角為1．69°，經(jīng)人工時(shí)效6h后回彈角增大到3．74°；當(dāng)彎曲角度增大到120°時(shí)，擠壓態(tài)型材回彈角為9．7°，經(jīng)人工時(shí)效6h后回彈角相應(yīng)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(nèi)部存儲(chǔ)的彈性應(yīng)變能，彈性應(yīng)變能越大，彎曲后回彈角度就越大．在彎曲角度一定時(shí)，彈性應(yīng)變能的大小主要由材料的屈服強(qiáng)度決定．由表3可知，型材經(jīng)人工時(shí)效6h后，材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度增大．隨著材料的屈服強(qiáng)度增大，材料在一定的變形程度下，變形抗力增大，其變形區(qū)斷面內(nèi)的應(yīng)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(tài)型材人工時(shí)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(shí)效處理時(shí)間對(duì)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(shí)，隨著人工時(shí)效時(shí)間的延長，彎曲回彈角逐漸增大．由時(shí)效時(shí)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(shí)驗(yàn)值基本相符合，最大誤差為3．8%．由表3可知，人工時(shí)效時(shí)間越長，材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度越大，繞彎變形過程中型材內(nèi)部存儲(chǔ)的彈性應(yīng)變能相應(yīng)增大，導(dǎo)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(shí)不同人工時(shí)效時(shí)間的最大拉壓應(yīng)力差仿真結(jié)果．可以看出，擠壓態(tài)型材繞彎成形時(shí)內(nèi)外層材料最大拉壓應(yīng)力差為279．7 MPa，經(jīng)過人工時(shí)效后，呈線性增長趨勢(shì)．人工時(shí)效8h后，內(nèi)外層材料最大拉壓應(yīng)力差429．7 MPa，增大了150 MPa．因此，延長人工時(shí)效處理時(shí)間，型材斷面內(nèi)外層材料的最大拉壓應(yīng)力差增大，截面應(yīng)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(shí)人工時(shí)效時(shí)間對(duì)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(shí)不同人工時(shí)效處理時(shí)間型材的最大拉壓應(yīng)力差Fig．8 The maximum tensile and compressive stress difference of profiles under different aging time in 120°

3．3 人工時(shí)效和電泳烤漆處理對(duì)彎曲型材二次回彈的影響

圖9為不同彎曲角度的擠壓態(tài)彎曲型材在干燥箱中經(jīng)人工時(shí)效6h后的回彈角實(shí)驗(yàn)值．由圖9可知，彎曲型材經(jīng)人工時(shí)效6h后，型材彎曲弧度會(huì)發(fā)生不同程度的二次回彈，且隨著彎曲角的增大，時(shí)效熱處理后回彈角越大．彎曲型材經(jīng)熱處理后的回彈角，彎曲角為30°時(shí)增加了0．57°，彎曲角增大到120°時(shí)增加了1．1°．圖10為擠壓態(tài)型材繞彎成形卸載后的最大殘余拉壓應(yīng)力差仿真結(jié)果，由圖10可以看出，型材繞彎成形卸載后，型材內(nèi)外層存在很大的殘余應(yīng)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(yīng)力差呈增大趨勢(shì)；同時(shí)，彎曲角越大，彎曲變形區(qū)越長，型材變形區(qū)殘留的總的彈性應(yīng)變能越大．由于這2個(gè)因素的共同影響，彎曲型材經(jīng)過時(shí)效處理后殘余應(yīng)力釋放，產(chǎn)生二次回彈；同時(shí)彎曲角越大，回彈角會(huì)增加．

圖9 擠壓態(tài)彎曲型材后續(xù)經(jīng)時(shí)效6h處理的回彈角實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig．9 The springback angle of extruded bending profiles after aging 6h

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

圖11 人工時(shí)效6h態(tài)彎曲型材模擬烤漆后的回彈角實(shí)驗(yàn)結(jié)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(shí)驗(yàn)等效模擬電泳烤漆后，同擠壓態(tài)型材繞彎成形后進(jìn)行人工時(shí)效處理一樣，其殘余應(yīng)力在熱處理過程中將進(jìn)一步得到釋放，導(dǎo)致型材也會(huì)進(jìn)一步產(chǎn)生彈復(fù)．

3．4 人工時(shí)效處理時(shí)間對(duì)彎曲型材二次回彈的影響

圖12為擠壓態(tài)型材繞彎120°后經(jīng)不同人工時(shí)效時(shí)間處理后的回彈角實(shí)驗(yàn)結(jié)果．由圖可以看出，隨著人工時(shí)效處理時(shí)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(yīng)力在人工時(shí)效2h處理后釋放已基本達(dá)到穩(wěn)定．但是為了使車身用鋁型材達(dá)到滿足碰撞安全性需要的結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度，應(yīng)合理選擇人工時(shí)效時(shí)間以達(dá)到所需的機(jī)械力學(xué)性能．

圖12 擠壓態(tài)型材繞彎120°后經(jīng)不同人工時(shí)效時(shí)間處理后的回彈角實(shí)驗(yàn)結(jié)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(shí)驗(yàn)對(duì)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(tài)型材先經(jīng)冷彎成形后再緊接著進(jìn)行人工時(shí)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(shí)，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(dāng)彎曲角度為120°時(shí)，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(shí)際生產(chǎn)過程中為了控制彎曲型材的回彈，應(yīng)選擇工藝順序方案一，使成形過程中總的回彈角達(dá)到最小，從而既能滿足產(chǎn)品的尺寸精度要求，又能滿足車身結(jié)構(gòu)件所需的強(qiáng)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(duì)比Fig．13 The total springback angle comparison of different process sequences

3．6 型材彎曲應(yīng)力和回彈機(jī)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(cè)單元A，最內(nèi)側(cè)單元B 以及中間層單元C位置，分析其整個(gè)成形和卸載過程的切應(yīng)力狀態(tài)變化．圖14為型材彎曲角為120°時(shí)內(nèi)外、中性層材料ABC單元的主應(yīng)力仿真結(jié)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(yīng)力（拉應(yīng)力），第二主應(yīng)力，第三主應(yīng)力（壓應(yīng)力）變化曲線．

由圖14（a）可知，位于型材最外側(cè)材料的單元A 在整個(gè)成形過程中處于拉應(yīng)力狀態(tài)，隨著彎曲角的增大，拉應(yīng)力單調(diào)上升．彎曲角為30°（49．5ms）時(shí)達(dá)到峰值．在隨后的彎曲過程中，應(yīng)力迅速下降，變形區(qū)處于彈塑性卸載過程．成形結(jié)束后進(jìn)行線彈性卸載，卸載后的殘余應(yīng)力很?。晃挥谛筒淖顑?nèi)側(cè)材料的單元B 在整個(gè)成形過程中主要處于壓應(yīng)力狀態(tài)．由圖14（b）可知，隨著彎曲角的增大，單元B 的壓應(yīng)力開始單調(diào)上升，當(dāng)彎曲角為30°左右時(shí)，壓應(yīng)力也達(dá)到峰值．隨后已變形的區(qū)域逐漸發(fā)生順序卸載，壓應(yīng)力逐漸降低．當(dāng)彎曲角達(dá)80°（132 ms）時(shí)，壓應(yīng)力狀態(tài)開始逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力狀態(tài)，這時(shí)已成形的彎曲段型材主要起傳力作用，卸載后殘余應(yīng)力也很??；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(yīng)力狀態(tài)作用，彎曲成形結(jié)束后卸載最不明顯，變形區(qū)還存在較大的殘余拉應(yīng)力．

圖14 型材內(nèi)外層、中心層的主應(yīng)力仿真結(jié)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(qū)截面上應(yīng)力分布極不均勻，內(nèi)外層材料分別為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力起主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉－壓應(yīng)力集中區(qū)．因此，型材彎曲變形區(qū)的這種兩向應(yīng)力狀態(tài)卸載后由于彈復(fù)方向一致，造成回彈過大．材料的屈服強(qiáng)度越高，其內(nèi)外側(cè)受的拉壓應(yīng)力差越大，回彈更大．型材彎曲成形卸載后，內(nèi)外側(cè)材料殘余應(yīng)力很小，但中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力．圖15為型材彎曲角為90°時(shí)卸載前和卸載后的等效應(yīng)力分布云圖．由圖可以看出，型材彎曲外力卸載后應(yīng)力釋放十分明顯，導(dǎo)致發(fā)生回彈，使型材的彎曲半徑變大和彎曲角度變?。筒睦@彎成形卸載前的應(yīng)力集中在彎曲大變形區(qū)，且最大等效應(yīng)力為194．4MPa，位于拉伸變形區(qū)；卸載后彎曲型材的殘余應(yīng)力整體上已得到較大釋放，但仍存在高應(yīng)力區(qū)域并轉(zhuǎn)移到型材的中性層位置，其最大殘余應(yīng)力為150．2 MPa．因此，彎曲型材卸載后，當(dāng)進(jìn)行人工時(shí)效和電泳烤漆處理時(shí)，其殘余應(yīng)力將進(jìn)一步得到釋放，產(chǎn)生二次回彈．

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

4 結(jié) 論

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

2）擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時(shí)效處理后繞彎成形回彈角將會(huì)增大．且隨著人工時(shí)效時(shí)間的延長，內(nèi)外側(cè)材料最大拉壓應(yīng)力差越大，回彈角越大．

3）彎曲型材后續(xù)經(jīng)人工時(shí)效或電泳烤漆處理，產(chǎn)生二次回彈．同時(shí)，彎曲角越大，卸載后彎曲變形區(qū)的殘余拉壓應(yīng)力差呈增大趨勢(shì)，經(jīng)熱處理后回彈角相應(yīng)越大；人工時(shí)效時(shí)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(tài)型材先經(jīng)冷彎成形再緊接著進(jìn)行人工時(shí)效和電泳烤漆處理總的回彈角最?。?/p>

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