李 昊，陳帥峰，馬 彥，陳大勇，徐 勇，張士宏，宋鴻武

(1.中國科學(xué)院金屬研究所 師昌緒先進(jìn)材料創(chuàng)新中心， 沈陽 110016； 2.中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 沈陽 110016)

1 引言

由于鋁合金具有密度低、比強(qiáng)度高和耐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、汽車、國防軍工等領(lǐng)域均獲得了大量應(yīng)用。其中，2系鋁合金在航空航天零部件中應(yīng)用較為廣泛，典型牌號有2017、2024、2A06、2B06等，主要用于制造飛機(jī)蒙皮、筋板、錐形罩等復(fù)雜薄壁鈑金零件。目前對于鋁合金復(fù)雜薄壁構(gòu)件的成形仍以傳統(tǒng)的落壓成形為主，該成形方式采用剛性沖頭完成對零件的成形，在合理的工藝參數(shù)下，可實(shí)現(xiàn)對于淺腔鈑金零件的單道次成形。但對于深腔薄壁件的成形，采用落壓成形方式往往需要多道次成形(兩道次及以上)，極大的降低了零件的生產(chǎn)效率，增加了模具制造成本。因此，有必要開發(fā)新型的塑性成形工藝，以替代傳統(tǒng)的落壓成形技術(shù)，以實(shí)現(xiàn)鋁合金復(fù)雜鈑金構(gòu)件的高效、精確成形。

前期研究發(fā)現(xiàn)，相比傳統(tǒng)低應(yīng)變速率加載，高應(yīng)變速率加載可有效提升鋁合金材料的室溫延伸率和成形性，(例如：5系鋁合金在動態(tài)加載下的延伸率可提升23%～43%)有望解決鋁合金薄壁深腔件的室溫成形難題。目前，高應(yīng)變率成形技術(shù)主要有電磁成形、電液成形、爆炸成形及沖擊液壓成形等。Holt等較早的研究了電磁成形技術(shù)在鋁合金板材成形中的應(yīng)用，發(fā)現(xiàn)高應(yīng)變速率加載可提升零件的成形精度。Rohatgi等采用電液成形方式對鋁合金的成形性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)材料的成形極限提升了2.5～6.5倍。爆炸成形近年來研究較少，主要用于大型結(jié)構(gòu)件的成形。Niaraki等研制了一種以電磁力作為動力源的沖擊液壓成形裝置，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在相同驅(qū)動能量下，采用沖擊液壓成形獲得的薄壁鋁合金板材極限成形高度相比采用電磁成形提升了66.7%。作者所在研究團(tuán)隊(duì)前期對沖擊液壓成形技術(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)研究，針對5A06鋁合金板材的成形極限進(jìn)行了評測，發(fā)現(xiàn)相比剛模及普通液壓加載材料的成形極限分別提升了210.47%和36.39%。上述研究成果均表明航空鋁合金板材在高應(yīng)變率加載下成形性及成形質(zhì)量可獲得提升，但成形性提升的機(jī)理需要進(jìn)一步探究。另外，對于高應(yīng)變速率沖孔性能的研究，目前仍鮮有報(bào)道。

本文中采用數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的方法分別對2B06航空鋁合金圓盤形零件在普通液壓加載及沖擊液壓加載下的成形性進(jìn)行了對比研究，結(jié)合材料流動分析，探索了鋁合金板材沖擊液壓加載方式下成形性提升的內(nèi)在原因。另外，實(shí)驗(yàn)還對比了普通沖孔與沖擊液壓沖孔質(zhì)量，以進(jìn)一步探究沖擊液壓加載的沖孔特性。

2 零件結(jié)構(gòu)特征及工藝設(shè)計(jì)

2.1 零件結(jié)構(gòu)特征

鋁合金圓盤形零件的材料為2B06鋁合金，其結(jié)構(gòu)特征如圖1所示，零件外徑為Φ210 mm，腔體的最大深度為24 mm。零件的底部有2個環(huán)形溝槽，其深度和直徑均不相同，零件中央開有直徑為Φ20 mm的圓形通孔，最小圓角半徑為3 mm，零件的其他結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。

圖1 2B06鋁合金圓盤形零件圖

表1 圓盤形零件結(jié)構(gòu)尺寸

2.2 成形工藝設(shè)計(jì)

本文中對于2B06鋁合金圓盤形薄壁件的沖擊液壓成形采用自主研制的沖擊液壓成形設(shè)備，其成形原理如圖2所示，利用沖擊體打擊到液體表面產(chǎn)生的瞬時高壓完成對零件的成形。為了避免零件在沖擊液壓成形過程中發(fā)生破裂，需要明確零件的沖擊速度閾值。本文中采用拉深比和拉深深度比對零件的破裂情況進(jìn)行表征，考慮到零件的環(huán)形溝槽結(jié)構(gòu)，其拉深深度比可依據(jù)參考文獻(xiàn)[21]等效表示為公式(1)。考慮零件的凹槽結(jié)構(gòu)及尺寸，計(jì)算得到的等效拉深比≈246(大于材料的極限拉深比)。根據(jù)公式(2)，計(jì)算得到內(nèi)、外側(cè)凹槽分別對應(yīng)的等效拉深深度比1≈031、2≈027，相應(yīng)的極限拉深深度比≈055。根據(jù)等效拉深比(≈246)和式(3)計(jì)算得到，使得試樣剛好發(fā)生破裂所需的單位面積沖擊能量約為900 kJ/m?；诹慵恢芒蚺c位置Ⅲ等效拉深深度比和極限拉深深度比，為了避免材料在變形過程中發(fā)生破裂，實(shí)驗(yàn)采用的單位面積沖擊能量分別為309.5 kJ/m、388.4 kJ/m和464.4 kJ/m。結(jié)合選用的沖擊體質(zhì)量(25 kg)，換算得到實(shí)驗(yàn)采用的3個沖擊速度為25.8 m/s、28.9 m/s和31.6 m/s。

(1)

(2)

(3)

式中，為板料投影面積，為凹腔投影面積，為沖擊能量。

圖2 沖擊液壓成形原理示意圖

3 模具設(shè)計(jì)及有限元模型建立

結(jié)合沖擊液壓成形工藝分析，圓盤形零件的成形及沖擊沖孔模具設(shè)計(jì)分別如圖3(a)和圖3(b)所示，模具結(jié)構(gòu)主要包括液室、凹模、墊板、凹模鑲塊、沖孔鑲塊等。沖擊液壓沖孔模具是通過更換凹模中央的沖孔鑲塊，在沖擊成形工序后再次進(jìn)行充液蓄能沖擊，以完成對零件中央圓孔的沖制。

圖3 沖擊液壓成形及沖孔模具結(jié)構(gòu)示意圖

基于圖3的沖擊液壓成形模具結(jié)構(gòu)，建立了如圖4所示圓盤形零件沖擊液壓成形有限元模型。

圖4 圓盤形零件沖擊液壓成形有限元模型示意圖

模型主要包括沖擊體、液體、壓邊圈、板材和凹模。沖擊速度設(shè)置為31.6 m/s，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.125，壓邊力設(shè)置為4.5 MPa。為了提高模擬精度，沿板厚方向進(jìn)行均勻網(wǎng)格劃分(3層)，板材單元類型采用六面體單元，每個單元尺寸為0.5 mm。此外，開展了相同邊界條件下普通液壓成形的模擬，以比較沖擊液壓成形與普通液壓成形板材變形行為的差異。有限元模型由壓邊圈、凹模和板料組成，成形液壓力設(shè)置為0～30 MPa線性增加，成形時間設(shè)置為132 s，壓邊力與沖擊液壓成形保持一致。

4 成形及沖孔結(jié)果分析

4.1 有限元模擬結(jié)果分析

通過有限元模擬分別獲得了沖擊液壓成形與普通液壓成形方式下零件輪廓、應(yīng)變速率及壁厚隨時間的變化規(guī)律，具體分析如下：

1) 零件輪廓演變規(guī)律

分別對普通及沖擊液壓成形過程試樣的外廓形狀進(jìn)行提取，結(jié)果如圖5所示。兩者所用的成形時間分別為132 s和440 μs。普通液壓成形板料的變形主要經(jīng)歷凸底和兩凹槽處均勻進(jìn)料2個主要階段(如圖5)。

圖5 2B06鋁合金板材外廓演變過程示意圖

沖擊液壓成形板料的變形行為則呈現(xiàn)明顯的差異，板料變形主要經(jīng)歷平底、凸底、位置Ⅱ凹槽進(jìn)料與位置Ⅲ凹槽進(jìn)料4個變形階段。特別是，在沖擊液壓成形初期板料呈現(xiàn)的“平底變形”效應(yīng)，使得在該成形階段法蘭部位有更多的材料向模腔內(nèi)部流動，有助于對成形后期零件的主要塑性變形區(qū)進(jìn)行及時補(bǔ)料，有效抑制了零件的過度減薄。此外，沖擊液壓成形下零件底部凹槽的填充方式由普通液壓成形的“同時填充”轉(zhuǎn)變?yōu)椤绊樞蛱畛洹?，降低了兩凹槽圓角處材料的過度減薄及破裂風(fēng)險(xiǎn)，有利于進(jìn)一步改善零件的壁厚均勻性。

2) 不同變形區(qū)域等效塑性應(yīng)變及應(yīng)變速率分析

提取如圖6(a)和6(b)所示Ⅰ～Ⅶ 7個典型位置的等效塑性應(yīng)變和應(yīng)變速率數(shù)據(jù)，并繪制2個參量隨時間的變化曲線(根據(jù)仿真結(jié)果，零件法蘭部位的等效塑性應(yīng)變最大未超過0.09，為非主要塑性變形區(qū)，所以只針對零件側(cè)壁及底部典型位置進(jìn)行分析)。

圖6 沖擊液壓加載薄壁圓盤零件典型位置應(yīng)變 和應(yīng)變速率隨時間變化曲線Fig.6 Strain and strain rate curves of component’s typical positions during impact hydroforming

根據(jù)圖6(a)，位置I最早發(fā)生塑性變形，在高速液體載荷的作用下板材沿徑向受到不均勻分布的壓力，且在成形初期板材出現(xiàn)“平底變形效應(yīng)”?？傮w上，除了零件側(cè)壁位置Ⅰ在成形過程中的等效塑性應(yīng)變呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢，其他位置的材料在成形過程的前260 μs幾乎未發(fā)生塑性變形。從340 μs時刻起，位置Ⅲ、Ⅳ和Ⅶ處的應(yīng)變速率迅速增加至5 000 s；除了位置Ⅱ、Ⅴ和Ⅵ，各位置處的等效應(yīng)變均增加至0.25以上，隨著材料逐漸流入模具兩凹槽型腔，各位置的等效應(yīng)變量均趨于穩(wěn)定；位置Ⅱ在變形過程中等效塑性應(yīng)變最大增至0.20，且最大的應(yīng)變速率為3 500 s；位置Ⅵ在板料接觸凹槽模腔時應(yīng)變發(fā)生了迅速增大，最終該位置的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.14。綜上分析，在沖擊液壓成形初期，靠近零件法蘭圓角的側(cè)壁處應(yīng)變速率較高，為主要的塑性變形區(qū)，而在成形后期(成形時間超過250 μs)，零件底部凹槽圓角區(qū)域的應(yīng)變速率超過側(cè)壁部位，開始轉(zhuǎn)變?yōu)榱慵闹饕苄宰冃螀^(qū)。板料在沖擊液壓加載過程中零件各位置的等效應(yīng)變均未超過材料的斷裂應(yīng)變。

3) 壁厚變化規(guī)律

相同條件下沖擊液壓成形和普通液壓成形獲得的圓盤形零件截面長度方向壁厚的變化規(guī)律如圖7所示?？梢?，沖擊液壓成形較普通液壓成形可使得零件各位置處的壁厚獲得明顯的增大，在零件的法蘭區(qū)域由于壓邊圈的限制，板料的壁厚增幅降低。此外，2種成形方式下零件的壁厚分布規(guī)律相似，零件側(cè)壁的壁厚均存在4個極小值點(diǎn)(如圖7所示位置①②③④)，說明材料在流經(jīng)溝槽的過程中運(yùn)動受阻，使得零件過渡圓角處的壁厚減薄量較大。位置⑤處沖擊液壓加載下板料的壁厚相比普通液壓成形沒有出現(xiàn)下降的極值點(diǎn)，其原因?yàn)樵撐恢锰幍牟牧陷喞螤钤跊_擊液壓成形后期表現(xiàn)為向上凸起的弧狀，有別于普通液壓成形的平直狀，在最終的變形前有更多的材料在該位置聚集，更有利于壁厚減薄的抑制。

圖7 普通液壓成形和沖擊液壓成形零件截面壁厚分布 模擬結(jié)果曲線(a)及其位置對應(yīng)關(guān)系示意圖(b)

4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

1) 沖擊液壓成形

分別采用工藝設(shè)計(jì)中制定的沖擊速度25.8 m/s、28.9 m/s和31.6 m/s進(jìn)行沖擊液壓成形實(shí)驗(yàn)，獲得的圓盤形零件如圖8所示。可知，當(dāng)沖擊速度超過28.9 m/s時，零件可獲得較好的貼模性。因此，開展沖擊速度為31.6 m/s的沖擊液壓成形實(shí)驗(yàn)和有限元模擬，結(jié)果如圖9所示。經(jīng)測量，零件直徑為Φ214 mm，通過對比實(shí)驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果，零件形狀及尺寸的吻合度均較高。此外，對實(shí)驗(yàn)及模擬獲得的零件壁厚進(jìn)行了測量(為了獲取更多更為準(zhǔn)確的壁厚數(shù)據(jù)，實(shí)際零件的壁厚數(shù)據(jù)通過掃描儀獲取零件截面輪廓，采用UG等間距取點(diǎn)進(jìn)行對應(yīng)法向線段長度的測量)，結(jié)果如圖9(b)所示。經(jīng)計(jì)算，兩者的最大偏差為6.43%，說明以上對于有限元模擬結(jié)果的分析可以較為準(zhǔn)確的反映沖擊液壓加載方式下2B06鋁合金板料的動態(tài)變形行為與應(yīng)變速率和壁厚變化間的交互關(guān)系。另外，由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可見，沖擊液壓成形零件側(cè)壁部位壁厚分布同樣出現(xiàn)了多個極值點(diǎn)，說明溝槽結(jié)構(gòu)對材料的流動存在一定的阻礙作用，壁厚多極值點(diǎn)分布也可能與液體高速加載時復(fù)雜應(yīng)力波的傳遞方式有關(guān)，有待后續(xù)進(jìn)一步研究。

圖8 采用不同沖擊速度實(shí)驗(yàn)獲得的圓盤形零件實(shí)物圖

圖9 沖擊液壓成形零件模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果(a) 零件截面壁厚分布曲線(b)

2) 沖擊液壓沖孔

以沖擊速度為28.9 m/s成形獲得的圓盤形零件作為預(yù)制坯料，將沖孔模具放置于凹模中央，進(jìn)行二次沖擊液壓成形?？紤]到對于中央圓孔沖制的液體作用面積遠(yuǎn)小于成形零件的作用面積，采用與成形相近的沖擊能量可獲得更大的單位沖孔能量。因此，實(shí)驗(yàn)選用的沖擊液壓沖孔能量為233.3 kJ/m、279.1 kJ/m和314.4 kJ/m，計(jì)算得到對應(yīng)的沖擊速度分別為22.4 m/s、24.5 m/s和26.0 m/s，得到的沖擊液壓沖孔零件如圖10所示。當(dāng)采用沖擊速度22.4 m/s沖孔時，沖孔部位的材料沒有與周圍材料分離，只形成了一半球形凹坑，當(dāng)沖擊速度增加至24.5 m/s和26.0 m/s時，實(shí)現(xiàn)了對圓孔的沖制，且沖孔表面質(zhì)量較好。

為了進(jìn)一步評價(jià)沖擊液壓沖孔特性，開展了1.5 mm厚2B06鋁合金板材的普通剛性沖頭沖孔實(shí)驗(yàn)，沖制圓孔尺寸與沖擊液壓沖孔尺寸相一致。沖孔結(jié)束后，采用體式顯微鏡對2種沖孔工藝獲得的斷面形貌進(jìn)行觀測，如圖11所示。對比發(fā)現(xiàn)，對沖孔斷面的局域進(jìn)行10倍放大觀測時，沖擊液壓成形獲得的斷面較普通剛模沖孔更為平整，表面無明顯的凹痕；對沖孔斷面的局域進(jìn)行40倍放大觀測時，發(fā)現(xiàn)沖擊液壓成形獲得的斷口撕裂脊與沖孔方向的呈一定角度分布，與普通液壓成形撕裂脊取向的散漫分布存在明顯差別，說明沖擊液壓沖孔可能改變了材料的斷裂方式，有待后續(xù)進(jìn)一步研究。

圖10 圓盤形零件沖擊液壓沖孔零件實(shí)物圖

圖11 沖孔零件斷口形貌

5 結(jié)論

1) 沖擊液壓成形在成形初期板材呈現(xiàn)明顯的“平底變形效應(yīng)”，在該成形階段法蘭區(qū)材料快速向凹模型腔內(nèi)部流動，沖擊液壓成形后期零件底部凹槽的填充方式由普通液壓成形的“同時填充”轉(zhuǎn)變?yōu)椤绊樞蛱畛洹?，有效降低了零件過度減薄及破裂風(fēng)險(xiǎn)；

2) 沖擊液壓成形過程中零件的主要塑性變形區(qū)由成形初期的側(cè)壁區(qū)域轉(zhuǎn)變?yōu)槌尚魏笃诘牡撞堪疾蹐A角區(qū)域。沖擊液壓成形后期板料中央輪廓由普通液壓成形的平直狀轉(zhuǎn)變?yōu)橥够睿行б种屏肆慵谋诤駵p薄。當(dāng)沖擊液壓成形采用的沖擊速度在28.9～31.6 m/s時，可獲得較好的貼模效果。

3) 當(dāng)沖擊速度在24.5～26.0 m/s時，可實(shí)現(xiàn)對圓盤形零件中央圓孔的準(zhǔn)確沖制。相比普通剛性沖頭沖孔，沖擊液壓沖孔表面質(zhì)量更高，沖擊液壓沖孔獲得的斷面撕裂脊與沖孔方向呈一定角度分布，而普通液壓成形獲得的撕裂脊為散漫分布，說明2種成形方式材料的斷裂模式存在差別。