羅建斌 黃煜 李健 王榮耀 張維烜

摘? ? 要：非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形工藝具有工序少、質(zhì)量輕、抗彎模量大等優(yōu)點(diǎn).為研究非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形規(guī)律，為實(shí)際生產(chǎn)提供預(yù)測(cè)和參考.根據(jù)理論公式確定主要工藝參數(shù)，借助非線性有限元方法進(jìn)行仿真分析，研究直線、折線與梯形加載路徑對(duì)非對(duì)稱管件成形質(zhì)量的影響，分析了補(bǔ)料量與整形壓力對(duì)非對(duì)稱管件成形質(zhì)量的影響.結(jié)果表明，在內(nèi)壓折線加載路徑下，補(bǔ)料量為16.000 mm，整形壓力為90 MPa時(shí)能獲得成形質(zhì)量較好的管件.非線性有限元數(shù)值模擬方法可為非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形工藝參數(shù)提供預(yù)測(cè)和參考.

關(guān)鍵詞：內(nèi)高壓成形;非對(duì)稱;加載路徑;有限元模擬

中圖分類號(hào)：U463.2? ? ? ? ? DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2019.04.005

0? ? 引言

管材內(nèi)高壓成形以其減重、高強(qiáng)度和高剛度等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、汽車等行業(yè)的板成形和零部件制造中發(fā)揮越來越重要的作用[1].我國(guó)汽車行業(yè)的快速發(fā)展對(duì)空心零部件的結(jié)構(gòu)輕量化以及成形質(zhì)量要求越來越高，管材內(nèi)高成形技術(shù)正是適應(yīng)于這樣的要求而發(fā)展起來[2].管件內(nèi)高壓成形技術(shù)開始逐漸取代傳統(tǒng)的沖壓工藝，加速著國(guó)產(chǎn)汽車產(chǎn)業(yè)的技術(shù)革新[3].

自20世紀(jì)40年代以來，針對(duì)非對(duì)稱空心截面結(jié)構(gòu)件的內(nèi)高壓成形技術(shù)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了研究.Chen等[4]針對(duì)變徑管類零件在液壓成形過程中厚度分布不均勻的問題，提出了一種有益褶皺與預(yù)成形相結(jié)合的方法.研究表明：加載路徑對(duì)裂紋和起皺缺陷的形成起著重要作用，通過控制軸向進(jìn)給與內(nèi)壓的關(guān)系得到最優(yōu)加載路徑.郎利輝等[5]借助仿真分析防銹鋁變徑管內(nèi)高壓成形過程中材料的合理流動(dòng)趨勢(shì)對(duì)最終成形結(jié)果的影響，應(yīng)采用合理的工藝參數(shù)來控制皺紋的形成.林俊峰等[6]根據(jù)塑性力學(xué)理論計(jì)算出成形的初始內(nèi)壓，確定成形區(qū)間，然后調(diào)整不同的軸向補(bǔ)料量進(jìn)行數(shù)值模擬，并根據(jù)數(shù)值模擬的分析結(jié)果確定最佳的補(bǔ)料量.袁安營(yíng)等[7]用MSC.Marc有限元分析軟件進(jìn)行模擬分析，研究了變徑管成形過程的基本變形特征與成形參數(shù)的影響規(guī)律.袁杰[8]用仿真分析的方法規(guī)劃了成形加載路徑，并對(duì)各種缺陷形式闡述了預(yù)防措施.然而，目前對(duì)管材內(nèi)高壓成形的研究多為起皺行為與軸向進(jìn)給、內(nèi)壓兩者的關(guān)系，忽略內(nèi)壓在不同加載路徑下對(duì)管件內(nèi)高壓成形質(zhì)量的影響，理論補(bǔ)料量與實(shí)際補(bǔ)料量的關(guān)系.

通過有限元模擬方法，管坯材料采用304不銹鋼管坯，對(duì)帶凹槽非對(duì)稱管件進(jìn)行內(nèi)高壓成形數(shù)值模擬.主要分析不同內(nèi)壓力加載路徑對(duì)其成形性能的影響，不同補(bǔ)料量對(duì)管件壁厚值的影響，以及整形壓力對(duì)管坯過渡圓角區(qū)域貼模情況的影響.

1? ? 成形工藝分析

該非對(duì)稱管件如圖1所示，長(zhǎng)度為118.900 mm，壁厚為1.500 mm，最大截面周長(zhǎng)為251.200 mm，最小截面周長(zhǎng)? ? ? 159.500 mm.管件為兩邊非對(duì)稱結(jié)構(gòu)，成形區(qū)由六邊形界面向圓形界面過渡.表面帶凹槽結(jié)構(gòu)，過渡半徑較小，在傳統(tǒng)工藝上難以一次成形.因此，采用內(nèi)高壓成形方法一次成形.

2? ? 非對(duì)稱管件仿真分析

根據(jù)計(jì)算與非對(duì)稱管件結(jié)構(gòu)，選取SS304不銹鋼，初始管坯長(zhǎng)度180.000 mm、直徑50.800 mm、厚度1.500 mm.通過單向拉伸實(shí)驗(yàn)獲取其應(yīng)力—應(yīng)變曲線，經(jīng)擬合得到其硬化指數(shù)n=0.41.選用的材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示.對(duì)零件進(jìn)行建模，上下模具、左右推頭以及管坯之間整體的裝配關(guān)系及有限元模型如圖2所示.采用4×4的平面四邊形單元對(duì)管坯與模具進(jìn)行網(wǎng)格劃分，上下模具和左右推頭均定義為剛性單元.上下模具網(wǎng)格單元數(shù)量為3 276個(gè)，左右推頭網(wǎng)格單元數(shù)為930，管坯網(wǎng)格單元數(shù)為2 760.

3? ? 內(nèi)高壓成形數(shù)值模擬分析

3.1? ?內(nèi)壓加載路徑的影響規(guī)律

內(nèi)壓加載路徑對(duì)管件成形質(zhì)量至關(guān)重要，加載路徑通常有3種加載方式：直線加載路徑、折線加載路徑和梯形加載路徑.同樣的初始?jí)毫εc整形壓力，在不同加載路徑下管件成形最小壁厚相差較大.根據(jù)變形前后面積不變的條件計(jì)算出理論總補(bǔ)料量為40.000 mm，由公式[P=2tdσs]計(jì)算確定初始?jí)毫0=11 MPa、最大整形壓力? ?P2=90 MPa.

4種直線加載路徑如圖3所示，根據(jù)從初始?jí)毫0=11 MPa至最大整形壓力P2=90 MPa的加載時(shí)間t分為4種工況：t =1.0 ms、t =1.5 ms、t =1.8 ms、t = 2.0 ms.如圖4所示：加載時(shí)間上升速率越大，成形最小壁厚值越小.但在t =2.0 ms的加載路徑下，由于其加載速率過小，材料無法展平而失效.因此，對(duì)于直線加載路徑，可以認(rèn)為成形質(zhì)量相對(duì)較優(yōu)的路徑為t =1.8 ms.4種折線加載路徑如圖5所示：初始?jí)毫0=11 MPa、整形壓力P2=90 MPa、中間拐點(diǎn)壓力P1分別為30 MPa、40 MPa、50 MPa、60 MPa. 其中，P1=30 MPa、? ? P1=40 MPa、P1=50 MPa這3種加載路徑均是前期加載速率小于后期加載速率.對(duì)于這3種工況成形結(jié)果最小壁厚值如圖6所示：隨著拐點(diǎn)壓力P1的提高，最小壁厚增加，P1=40 MPa和P1=50 MPa時(shí)的最小壁厚相等.而當(dāng)P1=60 MPa時(shí)，前期加載速率反而大于后期加載速率，此時(shí)，材料在快速脹形時(shí)無法補(bǔ)充，壁厚反而減薄.因此，對(duì)于折線加載路徑，可以認(rèn)為成形質(zhì)量相對(duì)較優(yōu)的路徑為P1=40 MPa.4種梯形加載路徑如圖7所示，在1 ms時(shí)間內(nèi)保持初始?jí)毫0不變而階躍為整形壓力P2=90 MPa進(jìn)行保壓.根據(jù)初始?jí)毫0的大小分為4種工況：P0=8 MPa、P0=11 MPa、P0=20 MPa、P0=25 MPa.由圖8可知，最小壁厚的分布隨著P0值的增加，最小壁厚值首先增加，P0=20 MPa時(shí)達(dá)到最大值，但當(dāng)P0=25 MPa時(shí)，最小壁厚值反而有所下降.因此，對(duì)于梯形加載路徑，成形質(zhì)量相對(duì)最優(yōu)的工況為P0=20 MPa.根據(jù)上述所得到的成形質(zhì)量相對(duì)最優(yōu)的直線加載路徑、折線加載路徑以及梯形加載路徑的仿真結(jié)果，進(jìn)行3種工況的比較，3種加載路徑如圖9所示.為了進(jìn)一步對(duì)3種不同加載路徑的成形質(zhì)量進(jìn)行比較分析，沿著如圖10所示的某一軸線剖開，從距離左端32.000 mm處開始，均勻間隔5.000 mm，共取20個(gè)測(cè)點(diǎn).不同加載路徑下各測(cè)點(diǎn)的壁厚分布如圖11所示.從圖11中可以看出，在內(nèi)壓直線加載路徑下，最小壁厚值達(dá)到了1.104 mm.直線加載路徑下左端圓角處壁厚產(chǎn)生堆積最為嚴(yán)重，達(dá)到了1.680 mm，但成形區(qū)壁厚較折線加載路徑減薄大.這是因?yàn)樵诔尚纬跗趬毫σ恢背手本€上升形式，前期在較大壓力下補(bǔ)料順利進(jìn)行但材料無法累積，以致于在后期脹形補(bǔ)料不及時(shí)壁厚減薄嚴(yán)重.梯形加載路徑下，初期壓力保持11 MPa不變，后期整形壓力升至90 MPa.從圖11中可以看出，兩端圓角處材料堆積較少，成形區(qū)減薄最為嚴(yán)重，最小壁厚值為1.091 mm.由于初期壓力無變化在軸向進(jìn)給作用下材料產(chǎn)生聚集，然后壓力迅速升至90 MPa.材料累積在力作用下迅速展開，快速脹形時(shí)已無法補(bǔ)料，壁厚減薄較大.內(nèi)壓折線加載路徑下，其成形結(jié)果最小壁厚為1.158 mm，相較其他兩種加載方式成形的壁厚值分布更加均勻.前期壓力上升速度較小而聚集材料，后期壓力上升速度較大而能將前期聚集的材料在脹形過程中充分展開，因此，成形壁厚減薄情況能得到有效控制，成形效果最好.

3.2? ?補(bǔ)料量對(duì)成形結(jié)果的影響

經(jīng)變形前后面積不變?cè)碛?jì)算出總補(bǔ)料量為40.000 mm，在實(shí)際工藝中，由于金屬流動(dòng)性和摩擦力的影響，并不能達(dá)到理想的補(bǔ)料量.推頭進(jìn)給過多則會(huì)產(chǎn)生死皺的缺陷形式.因此實(shí)際補(bǔ)料量小于理論補(bǔ)料量，一般為理想補(bǔ)料量的60%～80%.分別設(shè)計(jì)左右推頭的補(bǔ)料量 △L各為8.000 mm、14.000 mm、16.000 mm、18.000 mm、20.000 mm，加載路徑如圖12所示.各測(cè)點(diǎn)壁厚分布情況如圖13所示.從該圖中可以看出，軸向進(jìn)給為14.000 mm、18.000 mm時(shí)，在圓角過渡處壁厚增大但成形區(qū)的壁厚較進(jìn)給為16.000 mm壁厚值大，材料在圓角過渡處累積較多，但成形區(qū)壁厚相對(duì)于進(jìn)給為16.000 mm減薄較大.過多與過少的補(bǔ)料量對(duì)壁厚都會(huì)產(chǎn)生影響，如圖14所示補(bǔ)料量為8.000 mm的成形壁厚結(jié)果圖，最小壁厚值為? ?0.889 mm，在實(shí)際生產(chǎn)中管件因補(bǔ)料不足壁厚減薄嚴(yán)重，管件已失效破裂.如圖15所示，左右補(bǔ)料量各為20.000 mm時(shí)，最小壁厚為1.163 mm，但由于軸向進(jìn)給過多右邊圓角過渡處產(chǎn)生嚴(yán)重凹陷，失效形式為死皺.在壁厚分布圖中補(bǔ)料量為18.000 mm在成形后期時(shí)左右端頭發(fā)生嚴(yán)重材料堆積，由于成形后期管坯已開始貼模產(chǎn)生較大摩擦力使材料未能繼續(xù)向脹形區(qū)流動(dòng)，使得端頭壁厚增厚嚴(yán)重.在補(bǔ)料量16.000 mm下，補(bǔ)料充分最終成形效果較好，管件成形區(qū)壁厚分布均勻，最大減薄率為22.6%.

3.3? ?整形壓力對(duì)圓角影響

在管件成形后期，管件大部分已成形，無軸向進(jìn)給，此時(shí)需要加大壓力使圓角過渡處與模具貼合.整形壓力隨著圓角過渡處半徑減小而增加，經(jīng)公式估算得出整形壓力P2約為74 MPa.研究表明整形壓力與材料屈服強(qiáng)度有關(guān)，約為材料屈服強(qiáng)度的1/10～1/4，即35 MPa～87 MPa.選取整形壓力為變量，其他參數(shù)不變，整形壓力P2分別為? ? ? ? ?70 MPa、80 MPa、90 MPa、100 MPa時(shí)，成形結(jié)果如圖16所示.整形壓力P2=70 MPa時(shí)最小壁厚為1.160 mm，但圓角過渡處材料僅部分貼模，整形壓力不足，凹角無法展平;整形壓力為P2=80 MPa時(shí)，管坯部分貼模，管坯與模具之間還存在間隙，壁厚與P2=70 MPa相差不大，為1.159 mm.整形壓力在P2=90 MPa（約為材料屈服強(qiáng)度1/4時(shí)），最小壁厚值為1.158 mm，圓角過渡處管坯與模具完全貼模.整形壓力為P2=100 MPa時(shí)管材最小壁厚仍為1.158 mm，因此整形壓力P2=90 MPa能滿足工藝需要.

4? ? 結(jié)論

采用有限元方法，針對(duì)非對(duì)稱管件，對(duì)內(nèi)壓加載路徑、補(bǔ)料量以及整形壓力對(duì)成形質(zhì)量的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬分析.主要結(jié)論如下：

1）不同內(nèi)壓加載路徑對(duì)非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形的壁厚分布影響較大.對(duì)比直線、折線和梯形等3種加載路徑的分析得出，折線加載路徑的成形效果最佳，壁厚分布均勻，可有效地控制管件壁厚的減薄率.

2）由于模具與構(gòu)件之間的摩擦作用，很難實(shí)現(xiàn)理論補(bǔ)料量的完全補(bǔ)給.通過仿真分析可知，補(bǔ)給量為理論補(bǔ)料量的80%時(shí)，成形效果最佳，最小壁厚值最大，且非對(duì)稱管件的左右端頭沒有產(chǎn)生材料折疊堆積.

3）管件圓角位于補(bǔ)料區(qū)與脹形區(qū)的過渡處，在后期無軸向補(bǔ)給的情況下，整形壓力過低時(shí)無法保證管坯與模具的完全貼模，整形壓力為90 MPa時(shí)能滿足貼模的工藝要求.

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Simulation study of asymmetric tube hydroforming

LUO Jianbin，HUANG Yu，LI Jian，WANG Rongyao，ZHANG weixuan

（ Guangxi Key Laboratory of Automobile Components and Vehicle Technology（Guangxi University of Science and Technology），Liuzhou 545006，China）

Abstract： The asymmetric hydroforming process has the advantages of less working procedure and higher quality bending modulus. With the help of nonlinear finite element method，the main process? ? ? parameters are determined according to the theoretical formula. On this basis，the influences of straight line，broken line and trapezoidal load path on the forming quality of asymmetric pipe fitting are studied.? Secondly，the influence of feeding and shaping pressure on the forming quality of? ? ?asymmetric pipe fitting is analyzed. The results show that the tube with good forming quality can be? obtained under the loading path of internal pressure polyline with the filling amount of 16 mm and? ?shaping pressure of 90 MPa. The numerical simulation method of nonlinear finite element method can provide prediction and reference for determining the process parameters of asymmetric tube in? ? ? ? ? ?hydroforming.

Key words：hydroforming;asymmetric;loading path;finite element simulation

（責(zé)任編輯：黎? ?婭）