環(huán)形件復(fù)合液壓成形模擬研究

喻家俊，吳 琦，孔建非，王會廷

(安徽工業(yè)大學(xué)冶金工程學(xué)院，安徽馬鞍山243032)

隨著難變形材料和形狀復(fù)雜的鈑金件被廣泛應(yīng)用，各種新型的加工工藝不斷被提出，充液拉深和液壓脹形就是其中具有代表性的工藝[1-2]。充液拉深是一種柔性液壓成形技術(shù)，是利用液體介質(zhì)代替剛性凸?；蛘甙寄?，通過液體介質(zhì)提供壓力使板料成形的一種工藝[3-5]。充液拉深成形中的“流體潤滑”和“摩擦保持”有利于減小板料與模具間的摩擦系數(shù)，提高板料的極限拉深比[6-7]。液壓脹形是利用液體介質(zhì)代替凸模將坯料拉入剛性凹模內(nèi)使其成形的一種加工工藝，可用于成形形狀復(fù)雜的零件，尤其是口徑小、腔體大的零件。脹形過程中發(fā)生的加工硬化在一定程度上有利于提高零件的強度和剛度，改善零件的力學(xué)性能，提高加工精度及零件表面質(zhì)量，減小裝配誤差[8-9]。

復(fù)合液壓成形工藝是將充液拉深和液壓脹形結(jié)合的一種加工工藝，采用該工藝不僅可以成形形狀復(fù)雜的零件，而且成形零件具有優(yōu)良的成形質(zhì)量和力學(xué)性能。郎利輝等[10]采用復(fù)合液壓成形工藝整體成形球形件，不僅減小了加工量，且避免了焊接缺陷，提高了零件質(zhì)量。對于大型腔且壁厚薄的環(huán)形件，通常使用焊接管進行脹形成形得到，但采用這種方法成形的環(huán)形件壁厚分布不均勻，且易產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而降低其使用壽命。鑒于此，提出環(huán)形件的復(fù)合液壓成形工藝，將板料拉深成形為筒形件再脹形成形出符合要求的環(huán)形件，利用DYNAFORM5.9軟件對環(huán)形件復(fù)合液壓成形過程進行模擬，探究不同工藝因素下預(yù)成形筒形件對環(huán)形件成形質(zhì)量的影響，為該類零件的復(fù)合液壓生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

1 環(huán)形件及其復(fù)合液壓成形工藝

1.1 環(huán)形件外形尺寸及材料

文中研究的環(huán)形件外形尺寸如圖1，環(huán)形件的腔體為210 mm，壁厚為0.6 mm，高26 mm，具有型腔大、壁厚薄等特點。該環(huán)形件的材料是TA2鈦合金，力學(xué)性能參數(shù)屈服強度Rel為340 MPa，抗拉強度Rm為601 MPa，材料強化系數(shù)K 為423 MPa，應(yīng)變強化指數(shù)n 為0.169，板料的0°，45°，90°方向的異性系數(shù)分別為1.84，2.36，2.14。

1.2 環(huán)形件復(fù)合液壓成形工藝

環(huán)形件的材料為鈦合金，具有強度高、硬度大、抗磨損能力大等特點，在成形過程中易損傷模具[11]。采用充液拉深成形能降低板料與凹模間的摩擦系數(shù)，提高模具使用壽命。此外，充液拉深成形中的液室壓力有利于增加板料的厚度法向壓應(yīng)力，改善板料變形過程應(yīng)力狀態(tài)，緩解零件壁厚的減薄，有利于后續(xù)成形，改善零件的成形質(zhì)量[12]。

環(huán)形件復(fù)合液壓成形工藝原理如圖2。凹模由上、下凹模兩部分組成，充液拉深成形過程中在凹模內(nèi)充入液體介質(zhì)，成形時板料在凹模內(nèi)的液室壓力作用下緊貼著凸模，并隨著凸模下行板料逐漸被拉深成形為筒形件。待凹模中液體排出更換凸模為帶有O型密封圈的推頭，推頭前端進入筒形件中利用O型密封圈與筒壁壓緊進行密封，高壓液體介質(zhì)通過推頭的內(nèi)部通道注入筒形件中開始液壓脹形，同時推頭下行對筒形件施加軸向力F 對脹形過程進行補料，在內(nèi)壓力p 與軸向力F 共同作用下成形環(huán)形件。最后對環(huán)形件進行修邊和沖孔等得到符合尺寸要求的零件。

圖1 環(huán)形件外形尺寸Fig.1 Overall dimensions of ring parts

圖2 環(huán)形件復(fù)合液壓成形過程Fig.2 Composite hydroforming process of ring parts

2 有限元模型的建立

采用DYNAFORM5.9軟件對環(huán)形件的復(fù)合液壓成形過程進行數(shù)值模擬。在UG中建立拉深和脹形模具的三維模型并導(dǎo)入DYNAFORM5.9模擬軟件中。然后在軟件中建立材料模型，定義板料、凸凹模和壓邊圈并采用網(wǎng)格劃分工具進行網(wǎng)格劃分。最后設(shè)置成形參數(shù)，充液拉深模型中采用定間隙壓邊方法，壓邊間隙為1.1 t，摩擦方式為庫侖摩擦，板料與凸模和壓邊圈之間的摩擦系數(shù)為0.1，由于溢流潤滑作用，板料與凹模間的摩擦系數(shù)為0.06。在液壓脹形中，筒形件與凹模間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.08，軸向力在0.001 s時達到最大值，為22 kN，并保持到0.011 s，脹形成形中最大液壓為12 MPa。充液拉深和液壓脹形中液壓加載曲線如圖3。

圖3 環(huán)形件復(fù)合液壓成形過程中液壓加載曲線Fig.3 Hydraulic loading curves in the process of compound hydroforming of ring parts

在DYNAFORM5.9軟件中為保證前后工序間信息的準確傳遞，將前工序的dynain文件導(dǎo)入后工序中作為后工序的坯料，其中前工序的dynain文件包括板料變形后的應(yīng)力應(yīng)變、壁厚變化等變形量數(shù)據(jù)[13]。同時為方便模擬、減少運算時間，采用1/2模型進行數(shù)值模擬，模型如圖4。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

3 模擬結(jié)果分析

3.1 拉深比

采用充液拉深成形有利于提高板料的極限拉深比，選取直徑為285，290，295，300 mm的4種毛坯進行數(shù)值模擬，研究不同拉深比的筒形件對復(fù)合液壓成形中環(huán)形件成形質(zhì)量的影響，模擬結(jié)果如圖5。由圖5可知：隨著坯料直徑的增加，拉深比不斷增大，筒形件和環(huán)形件的最薄點壁厚均逐漸減小，且環(huán)形件最薄點壁厚的減薄范圍大于筒形件的減薄范圍；坯料直徑為300 mm時，筒形件和環(huán)形件最薄點壁厚分別為0.547，0.415 mm，此時環(huán)形件壁厚減薄率達到30.8%，嚴重減薄區(qū)已有破裂的趨勢。

圖6為筒形件和環(huán)形件的壁厚分布云圖。由圖6可看出，筒形件和環(huán)形件的最薄點都位于直壁區(qū)，但由脹形過程分析可知筒形件最薄點與環(huán)形件最薄點并非同一點，所以對兩個減薄點在脹形過程的壁厚減薄進行對比分析，結(jié)果如圖7。圖7中：a點是筒形件最薄點、b點是環(huán)形件最薄點；從圖7可看出，減薄點a和b的壁厚減薄總體變化趨勢相同，但在脹形過程中a 點壁厚開始減薄時b 點的壁厚未發(fā)生變化，且當a 點壁厚減薄趨于不變時b點壁厚依舊發(fā)生減薄。由此說明a 和b 點間的壁厚減薄無相互影響，故筒形件最薄點在脹形過程中對環(huán)形件最薄點的壁厚減薄無影響。

圖5 不同拉深比筒形件和環(huán)形件的最薄點壁厚Fig.5 The thinnest wall thickness of cylindrical and annular parts with different drawing ratios

3.2 最大液壓

環(huán)形件復(fù)合液壓成形工藝中筒形件充液拉深采用單拐點液壓加載方法，其拐點在凸模和凹模的圓角半徑中心處于同一條水平線時，即凸模與板料接觸時開始加載液壓，當凸模到達拐點處液室液壓值達到最大并保持最大液壓直到拉深結(jié)束，所以充液拉深成形中最大液壓是影響零件壁厚分布的重要因素。為探究不同最大液壓下成形筒形件對復(fù)合液壓成形中環(huán)形件壁厚分布的影響，設(shè)計5 種液壓加載曲線方案進行數(shù)值模擬，5 種方案的最大液壓分別為15，20，25，30，35 MPa。液壓加載曲線方案如圖8，模擬結(jié)果如圖9。

由圖9(a)可知，隨著充液拉深成形中液室最大液壓的增大，筒形件最薄點的壁厚減薄愈大，筒形件最薄點的壁厚最小為0.545 mm，此時最大液壓為35 MPa。這是因為液室的最大液壓增大，充液拉深過程中筒壁處受到的徑向拉應(yīng)力隨之增大，筒壁處壁厚減薄加劇。不同最大液壓拉深成形的筒形件脹形成形后的環(huán)形件壁厚分布如圖9(b)。由圖9(b)可看出，隨著最大液壓的增大，環(huán)形件下凸緣區(qū)的壁厚減薄增加、直壁區(qū)最薄點壁厚減小。說明隨著最大液壓的增加，筒形件壁厚減薄增大，且筒壁區(qū)壁厚分布愈不均勻，導(dǎo)致脹形后的環(huán)形件壁厚減薄加劇。綜上所述，為保證環(huán)形件的成形質(zhì)量，筒形件充液拉深成形的最大液壓為15 MPa左右。

圖6 筒形件與環(huán)形件壁厚分布云圖Fig.6 Cloud chart of wall thickness distribution of cylindrical and ring parts

圖7 脹形成形中最薄點壁厚變化過程Fig.7 Wall thickness change process of the thinnest point in bulging

圖8 不同方案的液壓加載曲線Fig.8 Hydraulic loading curves of different schemes

圖9 不同最大液壓的零件壁厚分布曲線Fig.9 Distribution curves of wall thickness of parts with different maximum hydraulic pressures

3.3 凸模圓角半徑

在充液拉深成形中以液室代替凸模，凸模形狀尺寸即零件形狀大小，凸模圓角半徑等于成形零件底部圓角半徑。但在環(huán)形件復(fù)合液壓成形中充液拉深成形的筒形件需再脹形成形，所以筒形件的底部圓角半徑不是固定值，不同圓角半徑的筒形件對后續(xù)脹形中板料流動有不同的影響。文中根據(jù)模具設(shè)計經(jīng)驗，凸模圓角半徑與板料厚度有關(guān)，選取凸模圓角半徑分別為3，4.5，6，7.5 mm，研究其對零件厚度分布的影響。模擬結(jié)果如圖10。

圖10 不同凸模圓角半徑的零件壁厚分布曲線Fig.10 Wall thickness distribution curves of parts with different punch fillet radius

由圖10 可以看出：筒形件圓角處壁厚最小為0.577 mm，此時凸模圓角半徑3 mm，壁厚最大為0.590 mm，此時凸模圓角半徑7.5 mm，但筒形件最薄點壁厚基本不變；當凸模圓角半徑為3 mm 時環(huán)形件最薄點壁厚最大為0.488 mm，當凸模圓角半徑7.5 mm 時環(huán)形件最薄點壁厚最小為0.476 mm。由此可看出，隨著凸模圓角半徑增加，筒形件圓角處壁厚變大，但筒形件最薄點壁厚不變，環(huán)形件最薄點壁厚變小。

對環(huán)形件最薄點液壓脹形過程進行受力分析，結(jié)果如圖11。由圖11可得到，隨著凸模圓角半徑增加，環(huán)形件最薄點受到的徑向拉應(yīng)力增大。說明凸模圓角半徑增加，筒形件底部圓角也增大，在脹形過程中底部圓角處變形抗力增加，使直壁處最薄點受到的徑向拉應(yīng)力增大，導(dǎo)致最薄點壁厚減薄愈大。

圖11 環(huán)形件最薄點脹形過程受力分析Fig.11 Analysis of the force on the thinnest point of ring parts during bulging

3.4 中間退火

由上述模擬結(jié)果可得最優(yōu)工藝參數(shù)下環(huán)形件的壁厚最大減薄率為19.5%，為進一步降低減薄率，對筒形件進行中間退火處理。DYNAFORM5.9 軟件內(nèi)有退火工序，故直接在復(fù)合液壓成形模擬過程的兩工序間添加一道次退火工序，結(jié)果如圖12。由圖12 可得到，相對未退火得到的環(huán)形件，經(jīng)過中間退火得到的環(huán)形件最薄點壁厚更大，0.504 mm的減薄率為15.9%，且壁厚分布更均勻，成形質(zhì)量高。這是因為中間退火使筒形件恢復(fù)塑性，降低變形抗力，有利于后續(xù)脹形成形，提高了零件的成形質(zhì)量。故環(huán)形件復(fù)合液壓成形整體工序為先將板料充液拉深成形為筒形件，再對筒形件進行中間退火，最后對筒形件進行液壓脹形。

圖12 環(huán)形件壁厚分布曲線Fig.12 Distribution curves of wall thickness of ring parts

4 結(jié) 論

采用DYNAFORM5.9軟件對環(huán)形件復(fù)合液壓成形過程進行模擬，探究不同工藝因素預(yù)成形的筒形件對環(huán)形件成形質(zhì)量的影響，得到如下主要結(jié)論：

1)隨著坯料直徑的增加，拉深比不斷增大，筒形件和環(huán)形件的最薄點壁厚逐漸減小，且兩個最薄點不是同一點，筒形件最薄點在脹形過程中對環(huán)形件最薄點壁厚減薄無影響；

2)采用單拐點液壓加載的筒形件在充液拉深成形過程中最大液壓愈大，得到的環(huán)形件壁厚減薄愈劇烈，最薄點壁厚也愈?。?/p>

3)凸模圓角半徑是影響環(huán)形件壁厚減薄的重要因素之一，隨著凸模圓角半徑增加，筒形件圓角處壁厚增加，但筒形件最薄點壁厚不變，環(huán)形件最薄點壁厚逐漸減小；

4)在環(huán)形件復(fù)合液壓成形的兩工序間對筒形件進行中間退火，有利于進一步降低環(huán)形件壁厚減薄率，提高成形性能，所以環(huán)形件復(fù)合液壓成形工序為充液拉深—中間退火—液壓脹形。