謝文才

(一汽轎車股份有限公司，長春 130011，E-mail:xiewencai@fawcar.com.cn)

內高壓成形技術在汽車、航空、航天等制造領域得到了越來越廣泛的應用［1-2］.利用該技術生產的各種變截面管件既節(jié)省材料、提高生產率，又具有較高的強度和剛度［3］.內高壓成形技術尤其適合變截面空心零件的制造［4-5］，對于截面面積變化很大、需要大量補料的薄壁管材，尤其是具有兩端不對稱形狀管材的內高壓成形，如何保證成形后零件整體滿足壁厚要求，避免膨脹區(qū)過度減薄和起皺缺陷，工藝控制難度較大［6］.如何提高此類零件的壁厚均勻性、提高管材內高壓成形極限，獲得更大的成形極限，成為內高壓成形技術的一個關鍵問題［7］.

對于兩端非對稱管件的內高壓成形，為了避免管材兩端的補料量和受力狀態(tài)不同帶來的不對稱問題，往往采用的是一模兩件制造工藝［8］.但是在實際生產中，由于管材細長，內部壓力又使管材與模具之間存在很大的摩擦力［9］，因此對于此類大補料量零件，要避免軸向補料的彎曲失穩(wěn)現象和由于摩擦力阻礙造成的總補料不足而引發(fā)的減薄和開裂問題，同時還要增大工作臺面尺寸，這些因素大大限制了一模兩件生產的可能性［10].

本文以兩端非對稱瓶形零件為例進行大截面差零件內高壓成形的研究.此類變截面管件，既可直接用于某些產品，又可作為各種變截面件的預成形件［11］，對其內高壓成形工藝的研究將有助于解決很多相關的技術和理論問題.通過對此類零件進行數值模擬和實驗研究，為此類非對稱構件的內高壓成形提供理論參考.

1 試件形狀和研究方法

初始管坯尺寸為 Φ40 mm×2.5 mm，長度403 mm，材料為20鋼，根據管坯試樣單向拉伸實驗曲線，假設材料在成形過程中的硬化規(guī)律為:σ =Kεn，經計算得到 K值為 648 MPa，n值為0.22.

圖1為非對稱零件的形狀及其尺寸，按照成形中受力情況不同，可以將管坯分為傳力區(qū)、過渡區(qū)、成形區(qū).傳力區(qū)是兩端部受沖頭推力作用向內進給補料，而管坯直徑保持不變，或有輕微增大;過渡區(qū)是從管坯原始直徑過渡到所需成形的最大直徑的部分;成形區(qū)是所需成形工件變形量最大的部分.

圖1 零件形狀及尺寸(mm)

根據塑性變形時體積不變條件，假設變形后壁厚不變，可以計算出成形該零件的理論補料量為92 mm，但是由于成形過程中的摩擦影響，理論補料量是不可能實現的，即膨脹區(qū)的減薄是不可避免的［12］，因此我們選取85 mm(理論補料量的92.4%)作為模擬時的總補料量.由于零件左右不對稱，因此補料量的分配也不能左右相等.左端傳力區(qū)長，受摩擦影響較大，材料不易流動到成形區(qū)，但左端過渡區(qū)也長，管坯在起皺過程中不易失穩(wěn);而右端傳力區(qū)及過渡區(qū)都短，在成形過程管坯容易起皺且皺形較大，這增加了材料進一步向變形區(qū)流動的難度，容易引起折疊失穩(wěn).綜合考慮這兩方面的影響，初定左端補料量為50 mm，右端補料量為35 mm.

采用的有限元模擬軟件是美國ETA公司的有限元分析程序DYNAFORM及求解器LS-DYNA.在模擬中管材采用36號材料模型，單元劃分采用Belytschko-Tsay殼單元.由于成形件是軸對稱零件，為了節(jié)省計算的時間，選取零件的一半作為研究對象.模型如圖2所示，離散化后，管坯的單元數是2 680個，全部是四邊形單元;模具為剛體單元，單元數是1 787個，其中四邊形單元為1 727個，三角形單元60個;左右沖頭為剛體單元，單元數均為626個，其中四邊形單元為596個，三角形單元30個.

由于左右沖頭補料過程中，內壓基本保持不變，本文將這個內壓值稱為補料壓力po.為了尋求最優(yōu)的補料壓力，設計了表1所示的模擬方案.

圖2 有限元模型

表1 模擬方案

2 數值模擬結果分析

2.1 加載過程皺紋形狀變化

為了便于分析，將成形過程分為4個時期:初期、中期、后期及整形過程.初期沖頭總位移量為52 mm(左右沖頭位移均為26 mm);中期是指沖頭總位移量為70.5 mm(左右沖頭位移分別為35.5、35 mm);后期是指沖頭總位移量為85 mm(左右沖頭位移分別為50、35 mm);整形過程是指補料結束加壓整形到完全貼模階段.典型加載路徑如圖3所示.

圖3 典型加載路徑

圖4為補料壓力為28 MPa時，非對稱零件成形情況.

從圖4可以看出，當補料壓力較低時，在成形初期(圖4(a))，首先在左右兩端靠近模口(模具傳力區(qū)與過渡區(qū)的交界點)處產生兩個皺紋，且右端皺紋波峰直徑明顯大于左端皺紋波峰直徑.產生這一現象的原因主要是由于左右兩端傳力區(qū)長度不同，左端傳力區(qū)長，材料的流動受摩擦影響也較大，從圖中可以看出左端傳力區(qū)部分有明顯的增厚現象，說明材料并沒有全部流動到起皺區(qū)，使皺紋的大小受到限制，而右端傳力區(qū)短，材料的流動受摩擦影響較小，材料基本可以全部流到起皺區(qū)用于起皺，因此皺紋尺寸較大.

圖4 補料壓力28 MPa時皺紋波形變化過程

隨著補料的繼續(xù)進行，在成形中期(圖4(b))，初期的兩個皺紋間距減小，且兩皺均有不同程度的長大，同時在兩皺之間靠近右端皺紋出現一個新皺，在最右端皺紋兩旁的波谷有較大的增厚.在補料階段后期(圖4(c))，中間皺紋迅速增大，說明補料量集中發(fā)生于此處，同時右端皺紋兩旁的波谷增厚現象加劇.在后續(xù)的整形過程中發(fā)現(圖4(d))，在右皺兩旁的波谷沒能脹平，形成死皺.從圖中可以看出未脹平處仍有增厚，說明材料過多積聚在此處，而左皺和中皺之間的變形區(qū)，由于在成形過程中補充到該處的材料較少，在整形后該處減薄嚴重，最大減薄處的減薄率為30.12%.

根據模擬結果，補料壓力為34～42 MPa時，零件可以成形，沒有起皺和破裂缺陷，只是壁厚分布有所差別.當補料壓力為42 MPa時，非對稱管件內高壓成形過程如圖5所示.

圖5 補料壓力42 MPa時皺紋波形變化過程

從圖5可以看到，在成形初期(圖5(a))在軸向上較均勻地出現四個位置的起皺;在成形中期(圖5(b))，皺紋逐漸增長，間距非常均勻，中間兩皺長大幅度較大;在成形后期(圖5(c))，中間兩皺間的波谷已經脹平，經整形后，工件順利成形(圖5(d))，最大減薄率為21.19%，且整個變形區(qū)壁厚分布比較均勻，均接近于最大減薄.

2.2 不同補料壓力典型節(jié)點的壁厚變化過程比較

圖6是不同補料壓力時，皺峰皺谷處典型節(jié)點隨補料量增加的壁厚變化過程圖.

從圖6(a)可以看出，波峰處壁厚在補料前期及中期，均隨著補料量的增加而逐漸減小，且隨著補料壓力的增加，減薄幅度增大.在補料后期，波峰處壁厚變化較平緩.補料壓力為34 MPa時，補料后期壁厚為2.23 mm;補料壓力為38 MPa時為2.17 mm;補料壓力為42 MPa時為2.07 mm.在整形階段，波峰處壁厚將減小，但是減薄幅度不是很大，補料壓力為 34 MPa時，最小壁厚為2.18 mm;補料壓力為38 MPa時為2.12 mm;補料壓力為42 MPa時為2.01 mm.

圖6 不同壓力時典型節(jié)點壁厚變化過程

從圖6(b)可以看出，相比波峰位置，波谷處節(jié)點在補料前期壁厚減薄趨勢較平緩，且在補料中期，內壓34 MPa時，壁厚稍有增加.在補料后期，波谷處節(jié)點壁厚同樣基本維持不變.隨著補料壓力的增加，補料結束后波谷處壁厚減薄幅度增大.補料壓力為34 MPa時，補料結束后波谷處最小壁厚為2.49 mm;補料壓力為38 MPa時為2.43 mm;補料壓力為42 MPa時為2.32 mm.在整形階段，皺谷處壁厚急劇減小，補料壓力為34 MPa時，整形結束后波谷處最小壁厚度分別變?yōu)?.22 mm;補料壓力為38 MPa時為2.18 mm;補料壓力為42 MPa時為2.04 mm.

2.3 不同補料壓力壁厚及應變分布規(guī)律比較

圖7是不同補料壓力時，工件成形后沿軸向壁厚分布圖.由圖中看到，當補料壓力較低(34 MPa)時，傳力區(qū)壁厚增加較多，且在成形區(qū)左端減薄嚴重;當補料壓力升高到38 MPa時，傳力區(qū)增厚幅度最小，且在成形區(qū)壁厚分布也比較均勻;隨著壓力繼續(xù)提高(42 MPa)，傳力區(qū)的壁厚增厚幅度上升，成形區(qū)壁厚分布也較均勻，但減薄率逐漸增加.

圖7 不同壓力時沿軸向壁厚分布

圖8是不同補料壓力時，工件成形后沿軸向應變分布圖.

其中，圖8(a)是厚向應變的分布圖，它的分布規(guī)律和厚度分布規(guī)律相同;圖8(b)是軸向分布圖，可以看出，軸向應變εz在各區(qū)恒為負值.在傳力區(qū)，隨著補料壓力的增加而減小，當補料壓力增大到一定值(38 MPa)時，達到最大，之后隨補料壓力的繼續(xù)增加而減小.而在變形區(qū)，當補料壓力較低(34 MPa)時，εz分布不均勻，變形區(qū)左端大，變形區(qū)右端小，當壓力增加到38 MPa時，εz分布比較均勻，且較大;當壓力繼續(xù)增加到42 MPa時，雖然εz分布也比較均勻，但較小.通過數值模擬研究得到適宜的補料壓力區(qū)間為34～42 MPa.

圖8 不同壓力時沿軸向應變分布

3 軸向補料對內高壓成形的影響

通過數值模擬給出了合適的補料壓力范圍.下面在該補料壓力范圍內，通過實驗研究軸向補料量對成形過程起皺和破裂的影響.進行了表2所示6組實驗.

表2 實驗方案

3.1 不同補料量時皺紋形狀

圖9為管件在不同補料量時的起皺情況.當補料量達到 39 mm(左端 24.5 mm，右端14.5 mm)時，在左右兩端的過渡段各出現一個皺，兩皺峰之間的間距為131.5 mm，如圖9(a)所示.當補料量達到46.5mm(左端30mm，右端16.5mm)時，在左右兩皺之間增加了一個皺，左右兩端皺峰間距變?yōu)?22.5 mm，如圖9(b)所示.當補料量達到66 mm(左端42 mm，右端22 mm)時，皺的數量并沒有增加，中間皺波峰的寬度較寬(約為49 mm)，左右兩端皺峰的間距變?yōu)?14.9 mm，最右兩皺峰間的距離為36 mm，如圖9(c)所示.當補料量為68 mm(左右兩端均補34 mm)時，從左到右共有5個皺紋，左右兩端皺峰的距離116.3 mm，最右兩皺峰間的距離為46.9 mm，如圖9(d)所示.

3.2 缺陷分析

內高壓成形是在內部加壓和軸向進給聯合作用下進行的，必須保證兩者能夠合理匹配，才能成形出合格零件［13］.兩者匹配不合理時，易于出現起皺和破裂等失效形式［14］.

皺紋對成形的影響是兩方面的:一方面，合理的皺紋分布可以為整形階段儲備材料，減少成形件的厚度減薄;另一方面，不合理的皺紋分布則會引起材料儲備的不合理，導致有的部位材料聚集過多，形成死皺［15］，本次實驗的主要目的就是利用補料過程中的形成有益皺紋，為整形過程合理地儲備材料.但是如果在補料過程中，補料量過大或補料壓力選擇過低，將出現死皺現象.

圖9 不同補料量時皺紋形狀

圖10為兩端非對稱零件在成形時出現的死皺現象.圖10(a)中零件由于左右兩側補料比匹配不當，右側補料過多，導致加壓整形過程中右側皺紋無法展開，形成死皺;圖10(b)中右端形成死皺的原因在于補料壓力較低，補料量集中發(fā)生于右側，在脹形過程中未展平.

圖10 死皺缺陷照片

根據破裂發(fā)生的階段，可以分為成形初期破裂、中期破裂和晚期破裂，如圖11所示.對于初期和中期破裂，主要是由于軸向位移進給不及時，內壓過大而造成的.對于晚期破裂，主要是前期成形工藝參數設置不合理，在后期整形過程中由于壓力過大而發(fā)生破裂，同時破裂與模具尺寸、潤滑等也有一定的關系.

圖11 破裂缺陷照片

3.3 成形件的壁厚分析

對左右補料量分別為42 mm和22 mm的預成形件在模具內進行加壓整形，當內壓達到126 MPa時，得到的合格非對稱管件如圖12所示，成形件的最大直徑為φ68.3 mm，直徑脹形量達到70.75%.

圖12 合格成形件

圖13將內高壓成形管件和模擬結果壁厚分布進行了對比.

圖13 成形件沿軸向壁厚分布圖

壁厚減薄集中發(fā)生在膨脹率較大的區(qū)域，且此區(qū)域的壁厚減薄率變化較平緩，實驗件最薄部位位于原預成形件右端皺峰處，壁厚為1.87 mm，減薄率為27.12%，可見，采用此種加載路徑成形的非對稱管件的壁厚均勻性較好.模擬的壁厚分布規(guī)律與實驗基本相符，只是膨脹區(qū)模擬的壁厚略大于實驗，主要是由于模擬條件比較理想化，模擬實現的軸向進給效果優(yōu)于實驗，因此模擬的壁厚均勻性更好.

4 結論

1)通過對不同補料壓力皺形的分析，得出了成形該件的合理的皺紋分布趨勢:皺紋沿軸線分布較均勻，波形緩和且相差不大，皺紋間距比較均勻.

2)補料壓力對瓶狀空心件的成形影響很大，補料壓力過高和過低都將使成形件發(fā)生失效.對于壁厚為2.5 mm、外徑為Φ40 mm的低碳鋼管，當補料壓力低于32 MPa時，失效形式為死皺;當補料壓力高于42 MPa時，失效形式為破裂.

3)內高壓成形中加載路徑通過影響補料過程中的起皺形狀和位置，對成形結果起到關鍵作用，對于兩端非對稱零件內高壓成形，采用非對稱軸向補料量的加載路徑，與合理的內壓配合，可以有效地提高內高壓成形件的壁厚均勻性.

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