板材彎曲工藝中基于模型的回彈研究

高強(qiáng)度鋼板對(duì)減輕車(chē)重起著關(guān)鍵作用，在汽車(chē)零部件中得到了越來(lái)越多的應(yīng)用，從而使汽車(chē)零部件的輕量化和耐撞性都得到了提高，同時(shí)鈦合金在輕量化結(jié)構(gòu)中也越來(lái)越受到關(guān)注。汽車(chē)及其相關(guān)行業(yè)的產(chǎn)品競(jìng)爭(zhēng)非常激烈，零件制造商非常希望縮短模具設(shè)計(jì)和試模周期，因此需要更精確的分析方法來(lái)改善成形部件的質(zhì)量并減少制造缺陷。

高強(qiáng)度鋼板和鈦合金板在成形時(shí)，主要挑戰(zhàn)之一是卸載時(shí)的回彈，其中鈦板相對(duì)于先進(jìn)高強(qiáng)鋼板的回彈量更大。這將致使所成形出零件的尺寸精度低，對(duì)零件最終幾何形狀有很大影響，并且可能影響裝配。這是汽車(chē)工業(yè)中亟待改善的一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題。

在鈑金零件的加工和模具設(shè)計(jì)過(guò)程中，廣泛應(yīng)用有限元模擬預(yù)測(cè)回彈。而有限元模擬的精度依賴(lài)于所使用的材料模型。本文將介紹在多種彎曲情況下，結(jié)合試驗(yàn)，通過(guò)改進(jìn)材料的本構(gòu)模型、硬化模型、彈性模型、邊界條件來(lái)提高有限元回彈仿真精度，提高對(duì)回彈的預(yù)測(cè)能力；研究材料的微觀結(jié)構(gòu)、模具參數(shù)、溫度對(duì)回彈的影響。同時(shí)介紹了一種回彈在線測(cè)量方法。

1 應(yīng)用新的本構(gòu)模型分析鈦合金在彎曲和輥壓成形中的回彈行為

作者此文之前的研究是完善與應(yīng)變路徑相關(guān)的本構(gòu)模型來(lái)描述鈦合金在室溫下的非彈性行為，本文對(duì)其進(jìn)一步擴(kuò)展。通過(guò)將純彎曲和拉伸-壓縮試驗(yàn)與反分析結(jié)合，確定了鈦合金的基于各向異性硬化模型的均勻屈服函數(shù)模型（HAH）的循環(huán)硬化特性，并用該模型描述了非比例應(yīng)變路徑變形過(guò)程中各向異性屈服面的演化;優(yōu)化本構(gòu)模型（見(jiàn)圖1）參數(shù)，將獲得的鈦合金在純彎曲和拉伸-壓縮中的循環(huán)特性整合至V模彎曲和滾壓成形工藝的數(shù)值模型中以分析回彈。

該模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合度高，再現(xiàn)了輥壓成形的低回彈。各向同性材料模型與V模彎曲試驗(yàn)具有良好的回彈相關(guān)性，但卻高估了輥壓成形工藝的回彈，這表明在輥壓成形中觀察到的低回彈可能由運(yùn)動(dòng)硬化效應(yīng)引起。因此，為了精確預(yù)測(cè)輥壓成形的回彈，需要考慮運(yùn)動(dòng)硬化效應(yīng)。

對(duì)由V模彎曲和輥壓成形生產(chǎn)的對(duì)稱(chēng)V形截面進(jìn)行數(shù)值分析，將模擬結(jié)果與使用各向同性硬化模型和先前的試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行比較，得到如下結(jié)論[1]：

（1）通過(guò)在室溫下基于鈦合金板材HAH模型的本構(gòu)描述，能精確地得到材料在加載和加載路徑反轉(zhuǎn)階段的硬化特性。

（2）該模型精確地預(yù)測(cè)了V模彎曲工藝和輥合金壓成形中鈦合金的回彈行為，并且相比于之前的彎曲試驗(yàn)?zāi)軌虿东@較低的回彈。

（3）雖然回彈的測(cè)量值與仿真值能夠較好的吻合，但若將彈性模量隨有效成形應(yīng)變的變化考慮在內(nèi)，可以進(jìn)一步提高材料模型的精度。

圖1 循環(huán)純彎曲試驗(yàn)的有限元模型【1】

2 先進(jìn)高強(qiáng)鋼板雙級(jí)U形拉彎回彈預(yù)測(cè)的先進(jìn)本構(gòu)模型

為減少AHSS板材的回彈量，提出了采用兩步拉深成形工藝(雙級(jí)U形拉彎)生產(chǎn)U形槽的方法。使用有限元分析模擬該過(guò)程，其中應(yīng)用兩種各向異性硬化模型，即各向同性-運(yùn)動(dòng)模型和扭曲模型，來(lái)描述在應(yīng)變路徑變化期間的包辛格效應(yīng)和相關(guān)的各向異性硬化瞬變。此外，還考慮了不同屈服函數(shù)捕獲的塑性各向異性和彈性模量的退化。除了進(jìn)行基本的力學(xué)表征試驗(yàn)以確定材料系數(shù)外，還進(jìn)行了平面內(nèi)壓縮-拉伸實(shí)驗(yàn)。對(duì)雙級(jí)U型拉伸彎曲過(guò)程的實(shí)驗(yàn)（圖2）和有限元模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，以了解非比例加載下各向異性硬化對(duì)回彈的影響。結(jié)論如下[2]：

（1）對(duì)DP 980和TWIP 980板材進(jìn)行了單級(jí)和雙級(jí)U形拉伸彎曲試驗(yàn)。其中雙階段U形拉彎的回彈量較低，從而減小了整個(gè)試件的彎矩。在單級(jí)U形拉伸彎曲中，回彈量最大的材料，在雙階段U形拉彎后，回彈下降幅度最大。

（2）用四組不同的本構(gòu)模型進(jìn)行了有限元模擬。在單級(jí)U形拉伸彎曲過(guò)程中，各向同性硬化模型高估了回彈，且在雙級(jí)彎曲后，誤差明顯增大。但先進(jìn)的本構(gòu)模型使得對(duì)回彈的預(yù)測(cè)與單級(jí)和雙階段U形拉伸彎曲的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。然而隨著成形和卸載階段的增加，有限元預(yù)測(cè)誤差預(yù)計(jì)會(huì)增加。

（3）YU和HAH模型對(duì)TWIP 980板材的回彈預(yù)測(cè)結(jié)果類(lèi)似。對(duì)于DP 980，這兩種模型的預(yù)測(cè)值相差很大，因?yàn)檫@兩種模型所識(shí)別的材料系數(shù)都在2%以下，雖然在較小的應(yīng)變范圍內(nèi)用這些模型得到了相似的流動(dòng)曲線，但是對(duì)于較大的應(yīng)變，情況并非如此。因此，材料系數(shù)應(yīng)在足夠?qū)挼膽?yīng)變范圍內(nèi)確定，以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)雙階段或多階段成形過(guò)程中的回彈。

圖2 雙級(jí)U形拉伸彎曲試驗(yàn)布置

3 U形高強(qiáng)度鋼回彈測(cè)量中變彈性模量與非線性運(yùn)動(dòng)硬化耦合的研究

由于先進(jìn)高強(qiáng)鋼具有合適的比強(qiáng)度，在汽車(chē)工業(yè)中得到了廣泛的應(yīng)用。該合金具有獨(dú)特的硬化性能和可變的卸載彈性模量，本文介紹了一種預(yù)測(cè)正常和預(yù)應(yīng)變DP 780雙相鋼帶U形彎曲回彈的解析模型，它基于Hill48屈服準(zhǔn)則和平面應(yīng)變條件。該模型考慮了成形歷史、板料變薄和中性面運(yùn)動(dòng)對(duì)回彈的影響，采用各向異性非線性運(yùn)動(dòng)硬化模型(ANK)來(lái)考慮拉伸、彎曲和反向彎曲等復(fù)雜變形的影響。該模型能夠研究包辛格效應(yīng)、瞬態(tài)行為和永久軟化，利用塑性應(yīng)變的非線性函數(shù)來(lái)捕捉可變卸載彈性模量。該模型用于解決Numisheet 2011基準(zhǔn)U形彎曲問(wèn)題，研究了夾持力、摩擦系數(shù)、厚度、材料各向異性、硬化參數(shù)、預(yù)應(yīng)變和變彈性模量對(duì)板料回彈的影響。結(jié)果表明[3]：

1）考慮變彈性模量的回彈角預(yù)測(cè)量略大于恒定彈性模量。與解析模型相比，變楊氏模量的有限元解與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，這是由于解析解的簡(jiǎn)化所致。

2）隨著硬化參數(shù)γ1和C2的增加，回彈角增大，側(cè)壁曲率半徑減小；而隨著C1的增加，回彈角減小，側(cè)壁曲率半徑增大。另外，減小飽和楊氏模量會(huì)導(dǎo)致回彈角的增大和曲率半徑的減小。上述這些變化更適用于預(yù)應(yīng)變情況。

3）壓邊力和模具與板料之間摩擦力的增加導(dǎo)致回彈下降。沖頭摩擦只影響區(qū)域II中的回彈角，隨著沖頭摩擦的增加，回彈角增大。

4）回彈隨毛坯初始厚度的增加而減小，而隨板料各向異性的增加而增大。此外，預(yù)應(yīng)變導(dǎo)致回彈參數(shù)的變化減小。這一模型可被視為基準(zhǔn)模型，以考慮相對(duì)復(fù)雜的硬化模型的相似本構(gòu)方程的效率、最終的數(shù)值誤差的獨(dú)立性。

4 考慮應(yīng)力反轉(zhuǎn)后的非線性彈塑性以提高回彈預(yù)測(cè)精度

由于近來(lái)在汽車(chē)白車(chē)身部件中應(yīng)用高強(qiáng)度鋼的趨勢(shì)，預(yù)測(cè)沖壓成形工藝的回彈變得更加重要?；貜楊A(yù)測(cè)的精度取決于對(duì)卸載后回復(fù)應(yīng)變的估計(jì)。眾所周知，預(yù)應(yīng)變后的卸載特性為非線性的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，因此非線性彈塑性材料模型對(duì)于精確的預(yù)測(cè)回彈是必要的。在材料試驗(yàn)中（圖3），在卸載和再加載階段的單軸、雙軸應(yīng)力狀態(tài)下測(cè)量高強(qiáng)鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變特性，將非線性材料模型應(yīng)用到有限元軟件LSDYNA中。對(duì)帽形構(gòu)件進(jìn)行沖壓成形試驗(yàn)和相應(yīng)的回彈分析，并評(píng)估回彈角來(lái)探究回彈預(yù)測(cè)精度。得到如下結(jié)論[4]：

圖3 用于雙軸拉伸試驗(yàn)的試樣幾何形狀[4]

1）當(dāng)梯度由新定義的參數(shù)決定時(shí)，在不同程度預(yù)應(yīng)變后的卸載和再加載階段的應(yīng)力-應(yīng)變梯度彼此一致。在單軸和雙軸應(yīng)力狀態(tài)下均觀察到該試驗(yàn)趨勢(shì)。應(yīng)力反轉(zhuǎn)后的非線性行為由應(yīng)力改變量決定。

2）材料模型的特征：該模型有兩個(gè)面，屈服面應(yīng)用運(yùn)動(dòng)硬化，邊界面應(yīng)用各向異性硬化；屈服面的尺寸設(shè)置的足夠小，以描述應(yīng)力反轉(zhuǎn)后的非線性行為；回復(fù)應(yīng)力和系數(shù)C的方程定義為屈服面與應(yīng)力反轉(zhuǎn)距離的函數(shù)。

3）該模型可以描述應(yīng)力反轉(zhuǎn)后的非線性行為。

4）該模型的回彈預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。這是因?yàn)榭紤]了卸載時(shí)的包辛格效應(yīng)和非線性，該模型精確地估計(jì)了沖頭下止點(diǎn)的應(yīng)力和回彈的回復(fù)應(yīng)變。

5 改進(jìn)回彈模擬的雙相鋼滯彈性模型

經(jīng)典的彈塑性模型假設(shè)屈服面內(nèi)的所有應(yīng)力滿足線彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。最近的研究表明在彈性域內(nèi)存在著取決于先前塑性變形的非線性關(guān)系?！靶遁d應(yīng)變”分為線彈性部分和與晶格中的可逆位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)有關(guān)的滯彈性部分。卸載時(shí)恢復(fù)應(yīng)變中的滯彈性貢獻(xiàn)是顯著的，因此在回彈預(yù)測(cè)時(shí)應(yīng)考慮滯彈性，此現(xiàn)象的E模量衰退模型是錯(cuò)誤的，只有在材料完全卸載后才能給出合理的應(yīng)變預(yù)測(cè)?；貜棔r(shí)板料的內(nèi)部纖維部分卸載，外側(cè)纖維甚至在壓縮中再加載，因此需要一個(gè)包含塑性預(yù)加載量和卸載量的模型。為了在有限元程序中實(shí)現(xiàn)該模型，需要在完整的六維應(yīng)力空間中而不僅僅是單軸應(yīng)力下規(guī)劃。

在此研究中，基于該現(xiàn)象的物理特性量化滯彈性應(yīng)變，提出了描述非線性卸載行為的一維模型[5]，其被推廣到包含彈性、非彈性和塑性應(yīng)變的三維本構(gòu)模型。通過(guò)比較所預(yù)測(cè)的循環(huán)卸載/再加載應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線評(píng)估模型的性能。

在該研究中建立了捕獲先進(jìn)高強(qiáng)鋼非線性卸載/再加載行為的模型[5]，并使用在循環(huán)卸載/再加載實(shí)驗(yàn)中獲得的DP800鋼的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)校準(zhǔn)該模型。為此，將四個(gè)參數(shù)擬合到實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模型之間的比較顯示了整個(gè)卸載/再加載路徑的良好相關(guān)性。因此，使用該模型模擬成形工藝，能夠更好地預(yù)測(cè)復(fù)雜構(gòu)件的回彈。

6 邊界條件對(duì)板料成形回彈及起皺預(yù)測(cè)的影響

目前在汽車(chē)工業(yè)中使用的高強(qiáng)度鋼板在成形過(guò)程中容易出現(xiàn)非傳統(tǒng)行為，同時(shí)也是數(shù)值模擬中最具挑戰(zhàn)性的兩種幾何預(yù)測(cè)：起皺和回彈，因此有限元法需要精確可靠的數(shù)值模型。本文對(duì)一種具有高起皺傾向和2D回彈的鋼軌部件進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值分析。板坯使用兩種不同的材料，即低碳鋼（DC06）和雙相鋼（DP600）。通過(guò)平板試驗(yàn)評(píng)估每一金屬板材與成形工具之間的摩擦行為，從而確定摩擦系數(shù)作為常壓的函數(shù)。用兩種不同的數(shù)值模型(全尺寸毛坯模型和對(duì)稱(chēng)條件下的1/4毛坯模型)評(píng)價(jià)了應(yīng)用邊界條件對(duì)數(shù)值結(jié)果的影響。實(shí)際上，全尺寸毛坯模型的數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但考慮全尺寸毛坯的數(shù)值模擬的計(jì)算成本大大高于使用1/4的毛坯。

本文中，第二節(jié)描述了成形過(guò)程的實(shí)驗(yàn)設(shè)置，包括用于評(píng)估作為正常接觸壓力函數(shù)的摩擦系數(shù)的程序；第三節(jié)給出了所提出的有限元模型，考慮了毛坯的不同邊界條件和毛坯與刀具接觸行為的摩擦模型；第四節(jié)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值結(jié)果進(jìn)行了比較，著重介紹了毛坯材料和所采用的有限元模型的影響；第五節(jié)概述了本研究的主要結(jié)論。結(jié)果表明[6]：

1）回彈的大小受坯料強(qiáng)度的影響很大。實(shí)際上，雙相鋼中的法蘭回彈角比低碳鋼高約3倍。兩種材料的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但數(shù)值模擬略微高估了沖壓力的演化，特別是在低碳鋼中。

2)毛坯材料以及數(shù)值模型中定義的對(duì)稱(chēng)條件對(duì)起皺行為有很強(qiáng)的影響。由于所選材料的機(jī)械強(qiáng)度相差很大，鋼軌頂面起皺的形狀取決于材料。雖然兩種有限元模型對(duì)回彈力和成形力的計(jì)算結(jié)果是一致的，但皺紋的形狀取決于所采用的數(shù)值模型。

7 基于微觀結(jié)構(gòu)的AHS鋼回彈效應(yīng)研究

在汽車(chē)零件的板材成形過(guò)程中，回彈效應(yīng)至關(guān)重要，特別是對(duì)于先進(jìn)高強(qiáng)鋼（AHS），不同相之間的局部相互作用對(duì)宏觀響應(yīng)起著重要作用，大多數(shù)形狀復(fù)雜的結(jié)構(gòu)部件需要多次成形。因此，需要更好地理解和更精確地描述這種鋼板成形中的塑性變形行為和回彈。

本文的目的是在宏觀和微觀層面研究780AHS鋼板和1000AHS鋼板的回彈效應(yīng)。首先，進(jìn)行不同預(yù)應(yīng)變的循環(huán)拉伸-壓縮試驗(yàn)，從循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)中確定Y-U模型的材料參數(shù)。對(duì)微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行了RVE模擬，并對(duì)其有效的單調(diào)流動(dòng)應(yīng)力曲線進(jìn)行了預(yù)測(cè)。然后，結(jié)合文獻(xiàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，確定了單相鋼的Y-U參數(shù)，將其與運(yùn)動(dòng)硬化模型耦合，在拉伸-壓縮載荷下進(jìn)行RVE模擬，并用實(shí)驗(yàn)曲線對(duì)算得的宏觀循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行驗(yàn)證。隨后，對(duì)改進(jìn)的帽形試樣進(jìn)行成形試驗(yàn)，并進(jìn)行相應(yīng)的有限元模擬，對(duì)試件回彈角和側(cè)壁卷曲的試驗(yàn)和預(yù)測(cè)值進(jìn)行了比較。此外，利用Y-U模型對(duì)板料成形過(guò)程中模具半徑附近的局部區(qū)域進(jìn)行了RVE模擬，對(duì)所研究的兩種鋼的應(yīng)力、應(yīng)變分布和組織變形進(jìn)行了分析和討論。得到結(jié)論如下[7]：

1）所進(jìn)行的拉伸–壓縮試驗(yàn)可提供完全循環(huán)的應(yīng)力–應(yīng)變曲線，具有相同的正、負(fù)應(yīng)變范圍。兩個(gè)鋼種的應(yīng)力-應(yīng)變曲線適用于確定Y-U模型參數(shù)，該參數(shù)通過(guò)帽形試樣的回彈預(yù)測(cè)結(jié)果得到了充分驗(yàn)證。

2）通過(guò)RVE模擬精確預(yù)測(cè)了鋼的拉伸有效應(yīng)力-應(yīng)變曲線（圖4）。

3）根據(jù)計(jì)算出的拉伸流動(dòng)應(yīng)力曲線，結(jié)合文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)初始屈服應(yīng)力的回歸分析，可以確定被試鋼各相的Y-U模型參數(shù)。使用與參數(shù)確定的Y-U模型相結(jié)合的RVE模擬拉伸-壓縮，得到的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

4）采用RVE模擬，結(jié)合各向同性和運(yùn)動(dòng)硬化模型，研究了帽狀試樣在成形過(guò)程中沿凸緣邊緣移動(dòng)的微觀組織的應(yīng)力和應(yīng)變特征。發(fā)現(xiàn)基于微觀結(jié)構(gòu)的Y-U模型可以更好地描述鋼的包辛格效應(yīng)、瞬態(tài)行為和永久軟化。Y-U模型中鐵素體和馬氏體相的局部等效應(yīng)力明顯低于各向同性模型，在鋼的強(qiáng)度較高的情況下，用硬化定律計(jì)算得到的應(yīng)力應(yīng)變差異較大。

5）該建模方法可以作為合并微觀結(jié)構(gòu)對(duì)先進(jìn)高強(qiáng)鋼板回彈預(yù)測(cè)影響的基礎(chǔ)。

圖4 單相鐵素體和馬氏體的流動(dòng)應(yīng)力模擬【7】

8 U形彎曲過(guò)程中通道寬度對(duì)回彈特性影響的有限元分析

在這項(xiàng)研究中，通過(guò)試驗(yàn)和有限元法探究了通道寬度對(duì)U形彎曲過(guò)程中回彈特性的影響。通過(guò)應(yīng)力分布分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)使用壓力墊時(shí)，工件的彎曲應(yīng)力和反向彎曲應(yīng)力沒(méi)有變化，通道寬度對(duì)回彈特性的影響可以忽略不計(jì)。相反，無(wú)壓力墊時(shí)，通道寬度直接影響彎曲和反向彎曲應(yīng)力，導(dǎo)致回彈特性變化。

本文得到的結(jié)論[8]：通過(guò)施加壓力墊，在工件的底部表面和支腿中防止了應(yīng)力的產(chǎn)生。工件中的彎曲應(yīng)力僅沿沖頭半徑的接觸區(qū)產(chǎn)生，通道寬度改變后，仍在接觸區(qū)形成了相同水平的彎曲應(yīng)力，以及相同的預(yù)測(cè)彎曲角度和回彈特性。在使用壓力墊進(jìn)行U形彎曲的情況下，通道寬度的變化對(duì)回彈特性影響不大。另一方面，在沒(méi)有壓力墊的U形彎曲的情況下，在底面產(chǎn)生彎曲應(yīng)力和反向彎曲應(yīng)力，并且在腿中產(chǎn)生反向彎曲應(yīng)力。這些結(jié)果證實(shí)，通道寬度的變化極大地影響了回彈特性，應(yīng)該計(jì)算回彈以達(dá)到設(shè)計(jì)要求；通道寬度小能減小回彈，通道寬度大會(huì)增大回彈。通過(guò)比較有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，彎曲角度和彎曲力的誤差約為1%。對(duì)于彎曲角度和彎曲力兩個(gè)方面，有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好（見(jiàn)圖5）。

圖5 有限元間彎曲角度的比較-模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果【8】

9 納米析出強(qiáng)化鋼板高溫彎曲回彈的粘彈塑性行為

納米碳化物沉淀強(qiáng)化的高強(qiáng)鋼板(nano-HSS)由于其在高溫下組織穩(wěn)定，適合于熱成形。采用單軸拉伸和應(yīng)力松弛試驗(yàn)研究了980 MPa nano-HSS從室溫到973 K下的粘彈塑性行為（圖6）。實(shí)驗(yàn)研究了板材的熱V形和U形彎曲，重點(diǎn)研究了與溫度和成形速度相關(guān)的回彈。此外，為了闡明應(yīng)力松弛和卸載蠕變的影響，利用充分描述與速率相關(guān)的拉伸流動(dòng)應(yīng)力和應(yīng)力松弛行為的粘彈塑性材料模型對(duì)熱彎曲和回彈進(jìn)行了數(shù)值分析。在均勻彎曲分析的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)研究了拉壓過(guò)程中的應(yīng)力松弛效應(yīng)和卸載過(guò)程中的蠕變效應(yīng)。本文的重點(diǎn)總結(jié)如下[9]：

圖6 a）Nano-HSS和b）980MPa雙相HSS在溫度變形后的拉伸強(qiáng)度【9】

1)單軸拉伸下的流變應(yīng)力隨溫度的升高而顯著降低。在高溫下（873 K以上），應(yīng)力具有高的速率依賴(lài)性?？焖賾?yīng)力松弛發(fā)生在最初幾秒鐘的應(yīng)變保持階段，隨后松弛繼續(xù)緩慢進(jìn)行。目前的粘彈塑性模型充分地描述了這些材料的行為。

2)熱成形回彈減少的主要原因是在高溫下的低流動(dòng)應(yīng)力。此外，在某些情況下，應(yīng)力松弛和卸載蠕變起著重要作用。

3)為了減少回彈，低速?gòu)澢筒粡澢亲詈玫姆椒?，因?yàn)樗鼈儠?huì)引起應(yīng)力松弛和蠕變效應(yīng)。沖頭末端保持幾秒鐘對(duì)于減少回彈是有效的。

4)與冷成形相比，熱成形的優(yōu)點(diǎn)之一是板料的殘余應(yīng)力很小。

10 中空結(jié)構(gòu)截面三輥推彎過(guò)程的回彈測(cè)量

三輥推彎工藝主要用于制造中空的彎曲構(gòu)件。用此工藝生產(chǎn)新批次的產(chǎn)品時(shí)，需要反復(fù)進(jìn)行試錯(cuò)試驗(yàn)來(lái)抵消回彈對(duì)最終幾何精度的影響。通常的幾種基于試驗(yàn)和數(shù)值的離線優(yōu)化技術(shù)可以滿足要求，但這需要高成本的材料標(biāo)定和很長(zhǎng)的計(jì)算周期。

本文提出一種新型的基于慣性測(cè)量技術(shù)的在線方法，并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證和精度評(píng)估[10]。

管件彎曲后的實(shí)際彎曲半徑，可以由已經(jīng)通過(guò)成型輥的管件部分的幾何軸線坐標(biāo)分析計(jì)算得到；其標(biāo)稱(chēng)彎曲半徑，可以由管件分別與彎曲輥、成型輥的接觸點(diǎn)坐標(biāo)計(jì)算得到，由這兩個(gè)半徑來(lái)評(píng)估回彈。為了監(jiān)測(cè)回彈后的輪廓曲率來(lái)得到軸線坐標(biāo)，設(shè)計(jì)了一種新型芯軸。在其最后一個(gè)球頭（總是與實(shí)際彎曲截面有相同的方位）內(nèi)嵌入一個(gè)慣性測(cè)量單元（IMU）實(shí)時(shí)監(jiān)控彎曲輪廓。IMU通過(guò)內(nèi)部集成電路協(xié)議連接到作為數(shù)據(jù)記錄器的微控制器來(lái)存儲(chǔ)數(shù)據(jù)、獲取電量；數(shù)據(jù)記錄器與CNC機(jī)床相連，記錄電機(jī)的所有動(dòng)作，處理數(shù)據(jù)來(lái)計(jì)算回彈（圖7）。

這種方法基于3D坐標(biāo)系中角速度和加速度的測(cè)量，能在卸載之前測(cè)定彎曲輪廓的縱軸。IMU能夠測(cè)量的角速度范圍為正負(fù)250°/s，線性加速度范圍為正負(fù)2g，采樣頻率為300Hz。試驗(yàn)驗(yàn)證其與接觸式測(cè)量機(jī)的最大測(cè)量偏差為3.79%。這足以應(yīng)用到以芯軸作為內(nèi)部支撐來(lái)防止成形缺陷的中空構(gòu)件的自由彎曲工藝中，并為快速矯正成形偏差提供了可能。

圖7 TRPB工藝的工具和運(yùn)動(dòng)軌跡【10】