鋁合金薄壁波紋板充液成形工藝研究

孔德帥，郎利輝，孫志瑩，黃磊

（1.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;2.西安嘉業(yè)精密制造有限公司，西安 710089）

鋁合金波紋板因質(zhì)量輕、具有一定的承載能力，同時(shí)也是一種性能良好的吸能原件［1］，因此在航空結(jié)構(gòu)件中廣泛應(yīng)用，但是鋁合金塑性差，延伸率低，在成形過(guò)程中常出現(xiàn)開裂缺陷。傳統(tǒng)的鋁合金波紋板常采用特種壓力加工方式即爆炸成形，爆炸成形受到場(chǎng)地、工作條件、工作環(huán)境等因素的限制，而且對(duì)真空度的要求較高，否則加工零件會(huì)出現(xiàn)燒傷、反鼓現(xiàn)象。充液成形工藝是一種利用柔性的液體介質(zhì)替代部分傳統(tǒng)剛性模具，使坯料在高壓液體的作用下按照預(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。板材充液成形技術(shù)主要分為兩種［2］:主動(dòng)式和被動(dòng)式，被動(dòng)式充液成形即充液拉深。主動(dòng)式板材充液成形是以液壓作為主驅(qū)動(dòng)力使坯料變形，坯料法蘭逐漸流入凹模/凸模，最終在高壓作用下使坯料貼模，零件尺寸靠模具型面來(lái)保證。這一成形方法可以控制壓邊力使坯料產(chǎn)生拉-脹成形，應(yīng)變硬化可提高曲面薄殼零件的剛性、壓曲抗力和抗沖擊能力，因此它非常適于鋁合金和高強(qiáng)鋼等輕合金板料形狀復(fù)雜（特別是局部帶有小圓角）、深度較小零件的成形。

隨著鋁合金等輕質(zhì)材料在充液成形中的應(yīng)用，對(duì)鋁合金變形的研究變得更為迫切。郎利輝［3］對(duì)周向加壓的充液拉深工藝進(jìn)行了研究，優(yōu)化了工藝參數(shù)，給出了周向壓力的施加方法，并獲得了材料Al1050-H0拉深比為3.11的筒形件;Huseyin等人［4］通過(guò)優(yōu)化壓邊法蘭拉延筋的尺寸和反脹壓力等，將鋁合金AA5754-O的拉深比從2.65提高到了2.787，提高了4.15%。Meng.B等人［5］對(duì)復(fù)雜型面不銹鋼充液成形過(guò)程中的破裂、起皺等失效形式進(jìn)行了研究，探討了內(nèi)壓力、拉延筋等工藝參數(shù)對(duì)失效的影響規(guī)律，指出內(nèi)壓力的加載曲線應(yīng)與板料的非接觸區(qū)域的變化趨勢(shì)相協(xié)調(diào);Jager等人［6］進(jìn)行了板材充液熱拉深研究，指出流體溫度在220～250℃范圍內(nèi)時(shí)，流體溫度對(duì)等效應(yīng)變的影響是較小的，隨著凸模溫度的增加，凸模接觸區(qū)域的等效應(yīng)變也隨之增加。上述文獻(xiàn)對(duì)板材充液拉深即被動(dòng)式充液成形進(jìn)行了深入的創(chuàng)新和拓展，并未對(duì)鋁合金的板材的主動(dòng)式充液成形技術(shù)進(jìn)行深入的研究。文中對(duì)鋁合金薄壁波紋板主動(dòng)式充液成形過(guò)程中的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了分析，提出一種雙面脹形的充液成形的新方法，以解決破裂問(wèn)題。

1 零件特征及材料

圖1為要成形的波紋板的三維模型，圖2為波紋截面特征及尺寸。零件壁厚僅有0.5 mm，波紋分布密集，采用主動(dòng)式充液成形方法時(shí)該零件的膨脹率約為10.8%。所使用的材料為鋁合金2024-O。通過(guò)單向拉伸實(shí)驗(yàn)得到力學(xué)性能如下:屈服強(qiáng)度為65.67 MPa，抗拉強(qiáng)度為 178.64 MPa，應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)為323.25 MPa，應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù)為0.208，厚向異性指數(shù)為0.718。

圖1 波紋板數(shù)模Fig.1 Corrugated sheet model

圖2 截面尺寸Fig.2 Sectional dimension

2 充液成形工藝過(guò)程分析

2.1 零件變形狀態(tài)分析

根據(jù)零件的特征采用主動(dòng)式充液成形。為了簡(jiǎn)化分析，選擇一個(gè)典型的波紋單元作為研究對(duì)象，板材在成形過(guò)程中的貼模順序如3圖所示。其過(guò)程可分為3個(gè)階段，板料沿凸模下側(cè)圓角處的彎曲階段（圖2a—b）、板料波紋區(qū)域的自由脹形階段（圖2b—c）和板料的上圓角填充階段（圖2d—e）。

圖3 波紋單元變形過(guò)程Fig.3 Deformation process of a corrugation unit

考慮到零件特征的一致性和對(duì)稱性，為了便于對(duì)比分析，將一個(gè)典型的波紋板單元分為5個(gè)區(qū)域，如圖4所示。

圖4 典型波紋單元Fig.4 Typical corrugated unit

2.2 充液成形工藝設(shè)計(jì)

考慮到零件特征和變形規(guī)律，列舉了3種成形方案:方案a先彎曲成形圓角R3.5，然后再對(duì)圓角R8進(jìn)行填充，如圖5a所示;方案b先彎曲成形圓角R8，再對(duì)圓角R3.5進(jìn)行填充，如圖5b所示;方案c先利用預(yù)成形模具在較小的壓力下成形出R8的圓角，然后將預(yù)成形后的板料翻轉(zhuǎn)180°放入整形模具中，整形出R3.5圓角，如圖5c所示。

圖5 3種成形方案示意Fig.5 Schematic of the three forming schemes

在充液成形圓角填充的過(guò)程中所需的整形壓力［7］:

根據(jù)式（1）估算出方案a所需的成形壓力為7.5 MPa，方案b所需的成形壓力為17.3 MPa，考慮到板料面積，方案b對(duì)設(shè)備噸位的要求遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)現(xiàn)有設(shè)備。方案c在現(xiàn)有設(shè)備能力基礎(chǔ)上，預(yù)成形使用8 MPa，整形壓力為6 MPa。

3 雙面脹形主動(dòng)式充液成形方法

方案b的成形過(guò)程中對(duì)設(shè)備噸位的需求大于現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)設(shè)備的能力，因此不予考慮。為了對(duì)比a和c兩種方案的優(yōu)劣，利用有限元分析模擬波紋板的成形過(guò)程。為了方便對(duì)比，模擬過(guò)程方案a和c采用相同的尺寸和相同大小的網(wǎng)格。在分析結(jié)果中選取對(duì)應(yīng)圖4中的Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ，Ⅴ區(qū)域的單元如圖6所示。其中方案a選取的單元記為 A，B，C，D，E，方案 c選取的單元記為 A1，B1，C1，D1，E1。獲取成形過(guò)程的等效應(yīng)變的變化趨勢(shì)，如圖7和圖8所示。

圖6 波紋單元各區(qū)域有限元網(wǎng)格Fig.6 The finite element meshes of different regions on corrugated unit

圖7 方案a成形過(guò)程中各區(qū)域等效應(yīng)變變化曲線Fig.7 Effective strain variation curves of different regions in the forming process of scheme a

由圖7可以看出，方案a的單元 B在0.015～0.02 s（即2～4 MPa）區(qū)間急劇減薄，這是由于板料在內(nèi)壓力的作用下開始沿著模具的下圓角彎曲，板料受到拉力和彎曲應(yīng)力的綜合作用開始急劇減薄，出現(xiàn)破裂現(xiàn)象。而其他單元變形則比較均勻，最大等效應(yīng)變?cè)?.15左右。方案c（圖8）在0～0.025 s之間是預(yù)成形階段，0.025～0.045 s是整形階段，預(yù)成形階段單元B1處于彎曲區(qū)域，在壓力升至4 MPa后，B單元的變形程度最大，由于相對(duì)彎曲半徑較大，最大等效應(yīng)變只有0.18。整形過(guò)程中，由于預(yù)成形變形和網(wǎng)格大小的影響，使單元E1和C1從彎曲到復(fù)直，產(chǎn)生較大的變形。也可以看出方案c的變形更加均勻。

圖9列出了各單元在2種成形方案下的等效應(yīng)變的變化情況。可以看出方案c有效地提高了單元B1，C1，E1（即Ⅱ，Ⅲ，Ⅴ區(qū)域）的變形，其等效應(yīng)變分別提高79%，33%，124%，降低了方案a破裂危險(xiǎn)區(qū)域Ⅳ的變形，等效應(yīng)變降低61%。使波紋各部分變形更趨于平均，等效應(yīng)變量在0.15至0.21左右，有效地提高了變形能力，避免了局部過(guò)度變形產(chǎn)生破裂缺陷。

圖8 方案c充液成形各區(qū)域等效應(yīng)變曲線Fig.8 Effective strain variation curves of different regions in the new hydroforming process of scheme c

圖9 2種成形方案成形過(guò)程各區(qū)域等效應(yīng)變對(duì)比Fig.9 Comparison of equivalent strain between two different forming processes on different regions

圖10 測(cè)點(diǎn)分布Fig.10 Distribution of measuring points

圖11 試驗(yàn)和有限元模擬獲得的壁厚分布曲線Fig.11 Wall thickness distribution curves obtained by experiments and FEM simulation

通過(guò)對(duì)方案c的數(shù)值模擬，獲取最優(yōu)的工藝參數(shù)如下:預(yù)成形凸凹模間隙為0.65 mm，成形壓力為8 MPa，充液整形凸凹模間隙為0.65 mm，成形壓力為6 MPa。利用優(yōu)化的參數(shù)獲取的合格零件如圖12所示。為了驗(yàn)證有限元模擬和試驗(yàn)的一致性，對(duì)一個(gè)典型截面進(jìn)行剖切測(cè)量厚度，測(cè)點(diǎn)分布如圖10所示，從圖11中可以看出試驗(yàn)獲得的零件壁厚分布和有限元模擬獲得的數(shù)值基本一致。方案c獲取的合格零件如圖12所示。

圖12 方案c獲取的合格零件Fig.12 Qualified part formed by scheme（c）

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)有限元模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)鋁合金波紋板主動(dòng)式充液成形工藝進(jìn)行了研究，獲得如下結(jié)論。

1）對(duì)于薄壁鋁合金波紋板這類淺拉深大變形復(fù)雜形狀的零件，適合主動(dòng)式充液成形方法。

2）雙面脹形充液成形方法能充分發(fā)揮材料的變形能力，使波紋板的各部分的形變趨于平均，有效地避免破裂失效。

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