大拉深比薄壁筒形件充液成形過程數(shù)值模擬

張泉達(dá)，郎利輝，孔德帥，王耀，李奎

(北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，北京 100191)

近年來，我國航空、航天、汽車、化工等行業(yè)迅速發(fā)展，因?yàn)楣ぷ鳝h(huán)境的多樣化，對一些形狀復(fù)雜、功能多、壁厚較薄的零件提出了更高的成形要求。為了解決大拉深比薄壁零件利用傳統(tǒng)沖壓方法很難成形，需要進(jìn)行多道次拉深和中間退火，使得制件表面質(zhì)量差、廢品率高等問題[1—4]，近幾十年里，液壓機(jī)械拉深、周向液壓充液拉深、充液拉深、熱態(tài)介質(zhì)充液拉深和液體凸模主動(dòng)拉深等技術(shù)得到了迅速發(fā)展[5—13]。其中板材充液成形技術(shù)由于具有拉深比高、成形零件的表面質(zhì)量好和形狀凍結(jié)性好、模具簡單等優(yōu)點(diǎn)，受到了各個(gè)領(lǐng)域的重視[14]。充液成形工藝是一種利用液態(tài)的水、油、粘性介質(zhì)作為傳力介質(zhì)，代替剛性凸?；虬寄?，使坯料在傳力介質(zhì)的壓力作用下按照預(yù)先設(shè)計(jì)的輪廓發(fā)生塑性變形，從而成形出所需零件的先進(jìn)成形方法[15—16]。

在充液成形工藝的應(yīng)用方面，哈爾濱理工大學(xué)的李官對徑向加壓液壓拉深過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了拉深比為3.1的筒形件，成形零件壁厚分布均勻[3];北京航空航天大學(xué)的郎利輝采用機(jī)械液壓拉深(hydromechanical deep drawing)方法，從數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證的角度出發(fā)，得到了拉深比為3.11的筒形件。文中利用有限元方法對大拉深比的薄壁筒形件進(jìn)行多道次數(shù)值模擬，并分析了關(guān)鍵工藝參數(shù)，例如初始反脹高度對零件的壁厚影響規(guī)律。

1 板材充液成形工藝

1.1 傳統(tǒng)沖壓過程與充液成形方法對比

傳統(tǒng)沖壓過程與板材充液成形過程如圖1所示。充液拉深(Hydrodynamic deep drawing)是被動(dòng)式的典型代表，該技術(shù)在凹模中充以液體當(dāng)作液室，當(dāng)凸模下行時(shí)，通過液室壓力閥調(diào)整液室壓力從而將毛坯緊緊地貼在凸模上，形成“摩擦保持”并使液體在凹模與毛坯板料下表面之間產(chǎn)生流體潤滑，減小板料與凹模之間的摩擦，從而可以得到高精度的零件，減少傳統(tǒng)拉深時(shí)板料局部缺陷的生成，極大地提高了板料的成形極限(比普通拉深成形極限提高 1.2～1.4倍)[14，17]。傳統(tǒng)沖壓工藝因?yàn)樵诶钸^程中，傳力區(qū)處于懸空狀態(tài)，受到零件已成形部分的拉力作用從而承受很大的軸向拉應(yīng)力，容易出現(xiàn)破裂;同時(shí)法蘭區(qū)在切向應(yīng)力的作用下壁厚增加容易起皺，從而限制了零件的成形極限。

圖1 傳統(tǒng)沖壓工藝與充液成形工藝的對比Fig.1 Comparison of the traditional deep drawing process with the hydroforming process

1.2 初始反脹

充液成形之前，凸模在板料以上一定位置靜止不動(dòng)，液室內(nèi)充入較小壓力的液體，在液體的壓力作用下板料向上抬起與凸模接觸，這樣板料形成初始反脹高度實(shí)現(xiàn)聚料，可以有效減小板料在拉深過程的變薄，過程原理如圖2所示。初始反脹高度過小，聚料效果不明顯，抑制減薄不明顯;初始反脹高度過大，板料形成兩次折彎，彎矩較大，產(chǎn)生的變形也較大，板料在拉深過程中容易發(fā)生斷裂。因此，尋找合適的初始反脹高度是急需解決的任務(wù)。

圖2 初始反脹過程Fig.2 Initial inverse bulging process

2 工藝分析與方案設(shè)計(jì)

2.1 坯料尺寸的確定

最后筒形件的高度為250 mm，外徑為116 mm，圓底圓角半徑為8 mm，壁厚為0.5 mm。為此選擇壁厚為0.5 mm的圓形板料。根據(jù)表面積不變原理，利用式(1)計(jì)算圓形坯料的半徑R。

解得R=180 mm，加上修邊余量，最后確定圓形坯料的半徑為186 mm。

2.2 拉深次數(shù)的確定

冷沖壓拉深系數(shù)公式為:

式中:D為平面毛坯直徑，d為拉深后的圓筒直徑。

拉深比K計(jì)算公式為:

帶入數(shù)值計(jì)算得拉深系數(shù) m=0.31，K=3.23。為了減少拉深次數(shù)，希望采用小的拉深系數(shù)(大的拉深比)。根據(jù)力學(xué)分析可知，拉深系數(shù)過小，將會(huì)在危險(xiǎn)斷面產(chǎn)生破裂，因此，要保證拉深順利進(jìn)行，每次拉深系數(shù)應(yīng)大于極限拉深次數(shù)。

若m≥m1，則可一次拉深成形。若m＜m1，則需要的拉深次數(shù)n為:

根據(jù)極限拉深系數(shù)(見表1)和式(4)可知，如果采用傳統(tǒng)冷沖壓工藝成形該薄壁筒形件，至少需要5個(gè)拉深道次。

表1 極限拉深系數(shù)Table1 The limit drawing coefficient

采用充液成形方法，只需要3步。第1步拉深筒形件的外半徑為112 mm;第2步拉深筒形件的外半徑為85 mm;第3步最終成形外半徑為58 mm的筒形件，如圖3所示。

2.3 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)材料選為不銹鋼321，因?yàn)樵摬牧纤苄员容^好，可以產(chǎn)生大的塑性變形。通過單拉實(shí)驗(yàn)可以獲得該材料的基本力學(xué)參數(shù)，不銹鋼321基本力學(xué)性能測試結(jié)果如下:屈服強(qiáng)度為240 MPa，抗拉強(qiáng)度為590 MPa，厚向異性指數(shù)r為1.0767，應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)K為1210.975，應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù) n 為0.4233。

圖3 三步充液成形流程Fig.3 Flowchart of the three-step hydroforming process

3 有限元模型的建立

利用板材成形專用軟件Dynaform對該充液成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬，3個(gè)工步的有限元模型見圖4所示。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element models

板材坯料劃分網(wǎng)格時(shí)采用的是4節(jié)點(diǎn)BT殼單元，凸模、凹模和壓邊圈為剛體，劃分網(wǎng)格采用4節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格單元。在成形模擬過程中，設(shè)置凸模與板料之間的摩擦因數(shù)為0.15，壓邊圈與板料之間的摩擦因數(shù)為0.1，凹模與板料之間的摩擦因數(shù)為0.05。凸模與凹模間隙為1.1倍的板厚，凸模與壓邊圈間隙為1.2倍的板厚，板料初始脹形高度為3.75 mm。

4 數(shù)值模擬及參數(shù)優(yōu)化分析

4.1 三步充液成形法數(shù)值模擬分析

第一步成形后的制件應(yīng)力分布與厚度分布情況決定著后續(xù)的成形過程以及最終零件的質(zhì)量，因此經(jīng)過參數(shù)優(yōu)化過程，選擇液室的加載曲線如圖5所示。初始反脹高度為3.75 mm，反脹壓力為2 MPa。

圖5 液室壓力加載曲線Fig.5 Curve of pressure loading

經(jīng)過3個(gè)步驟的充液拉深后，每一步的FLD如圖6所示，每一步的零件壁厚分布如圖7所示。

圖6 FLDFig.6 Forming limit diagram

圖7 板材厚度分布(mm)Fig.7 Wall thickness distribution

為了研究每一步成形結(jié)束時(shí)的零件壁厚分布情況，從筒形件底部中心沿半徑方向向筒口端部取點(diǎn)，測量零件壁厚值。因?yàn)橥残渭檩S對稱件，所以取點(diǎn)情況如圖8所示。根據(jù)這些點(diǎn)的值繪制壁厚分布曲線，如圖9所示。

圖8 測量節(jié)點(diǎn)沿徑向的分布Fig.8 Distribution of the measurement points along radial direction

圖9 壁厚沿徑向的分布曲線Fig.9 Distribution curve of wall thickness along radical direction

通過圖8和圖9可以看出，每一步成形結(jié)束時(shí)，沿著筒形件的母線路徑上，零件的壁厚分布比較均勻。第1步成形結(jié)束時(shí)，壁厚最大處與最小處的差值為0.164 mm;第2步結(jié)束時(shí)，壁厚最大處與最小處的差值為0.245 mm;第3步結(jié)束時(shí)，壁厚最大處與最小處的差值為0.275 mm。第1步與第2步成形后的零件雖然壁厚發(fā)生減薄，但是坯料在凸模的作用下，被拉進(jìn)凹模的過程中，由于液體的“摩擦保持”與“流體潤滑”效果，使得坯料與凸模之間的摩擦加強(qiáng)，減少了相對滑動(dòng)，從而受力區(qū)與傳力區(qū)過渡處的拉應(yīng)力減小，限制了板料的進(jìn)一步減薄。每一步成形結(jié)束時(shí)的最大減薄率如圖10所示。

從圖10中可以看出，每一步成形后的壁厚最大減薄率都沒有超過7%，每一步結(jié)束時(shí)的壁厚累積最大減薄率也沒有超過8%，說明成形的零件滿足強(qiáng)度要求。從圖10可以看出，第二步成形結(jié)束時(shí)的壁厚最大減薄率和壁厚累積最大減薄率都是最小的，這是因?yàn)榈诙讲扇×艘粋€(gè)較小的拉深比。

圖10 壁厚最大減薄率曲線Fig.10 The maximum thinning rate curve of the wall thickness

4.2 初始反脹高度優(yōu)化分析

成形初期，凸模在沖壓方向上距離板料有一個(gè)高度值h，液室內(nèi)通入一定的初始液室壓力使得板料向上脹高h(yuǎn)，這個(gè)值就是初始反脹高度，如圖11所示。初始脹形可以提前給后期的拉深成形聚集板料，減小后期的板料減薄，成形過程如圖12所示。

圖11 脹形高度Fig.11 The bulging height

圖12 充液成形過程Fig.12 Hydroforming process

設(shè)置不同的初始脹形高度，得到不同脹形高度后零件的壁厚分布圖，如圖13所示。

圖13 不同脹形高度下的壁厚分布(mm)Fig.13 Distribution of sheet wall thickness at different bulging height

充液成形后板料的壁厚最大減薄率如圖14所示。從圖14中可以看出，當(dāng)脹形高度在1.75～3.75 mm之間時(shí)，隨著脹形高度的增加，最終零件的壁厚最大減薄率呈下降趨勢。這是因?yàn)?，初始脹形為后續(xù)拉深成形提前聚料，減緩了板料因?yàn)閺姆ㄌm區(qū)向傳力區(qū)轉(zhuǎn)移的變薄情況。在該范圍內(nèi)，當(dāng)脹形高度為3.75 mm時(shí)最終零件的最大減薄率最小為4.80%;當(dāng)脹形高度在3.75～5.75 mm范圍內(nèi)變化時(shí)，最終零件的壁厚最大減薄率呈上升趨勢，脹形高度4.75 mm時(shí)，最大減薄率為5.04%，脹形高度為5.75 mm時(shí)，最大減薄率為5.05%。這是因?yàn)?，板料從初始脹形到被拉進(jìn)凹模整個(gè)過程經(jīng)歷了兩次折彎變形，在板料內(nèi)部會(huì)形成正反兩個(gè)彎矩，初始脹形量過大，板料變形也大，使得板料提前產(chǎn)生斷裂缺陷。可見，選擇合適的初始脹形高度能有效地減小零件的壁厚減薄情況。

圖14 不同脹形高度時(shí)的壁厚最大減薄率Fig.14 The maximum sheet thinning rate at different bulging height

5 結(jié)論

1)針對大拉深比薄壁零件的成形方法，利用傳統(tǒng)沖壓成形工藝需要多道次，中間需要退火處理，耗費(fèi)大量時(shí)間，模具復(fù)雜。利用板材充液成形方法，最大的優(yōu)勢就是可以減少成形的道次。本文的零件用傳統(tǒng)方法需要至少5個(gè)道次成形，而充液成形只需要3個(gè)道次即可成形成。獲得的零件壁厚分布均勻，壁厚減薄率很小，成形的零件表面質(zhì)量好。

2)在充液成形過程中，關(guān)鍵的工藝參數(shù)如初始脹形高度，對成形過程影響很大。合適的初始脹形高度可以有效地減小零件的壁厚最大減薄率。通過對第一道次的數(shù)值模擬分析可以得出，初始脹形高度為3.75 mm時(shí)，第一步拉深結(jié)束后零件的壁厚最大減薄率最小為4.803%。

3)影響充液成形過程的關(guān)鍵參數(shù)還有液室壓力加載方式、壓邊間隙、凸凹模間隙等，這些參數(shù)對充液成形過程的影響有待于研究。

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