龔 航，黃 亮，李建軍，戴亞雄，曹全梁，韓小濤，李 亮

（1.華中科技大學(xué)材料學(xué)院 材料成形與模具技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430074）（2.華中科技大學(xué)國(guó)家脈沖強(qiáng)磁場(chǎng)科學(xué)中心，湖北武漢430074）

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大型鋁合金曲面件在電磁漸進(jìn)成形首次放電條件下的起皺行為研究

龔 航1，黃 亮1，李建軍1，戴亞雄1，曹全梁2，韓小濤2，李 亮2

（1.華中科技大學(xué)材料學(xué)院 材料成形與模具技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430074）
（2.華中科技大學(xué)國(guó)家脈沖強(qiáng)磁場(chǎng)科學(xué)中心，湖北武漢430074）

摘 要：針對(duì)大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形技術(shù)，采用整體壓邊和分塊變壓邊力壓邊的方式，研究了電磁漸進(jìn)成形工藝中首次放電后板料的起皺現(xiàn)象和規(guī)律，揭示了壓邊力對(duì)電磁漸進(jìn)成形首次放電過(guò)程中板料起皺和材料塑性流動(dòng)行為的影響。結(jié)果表明:數(shù)值模擬結(jié)果預(yù)測(cè)出的首次放電后易起皺區(qū)域?yàn)榘辶系姆ㄌm區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致；整體壓邊方式下法蘭區(qū)域和懸空側(cè)壁區(qū)域無(wú)起皺的臨界壓邊力分別為8.4 kN和21.6 kN；分塊變壓邊力方式下，最靠近局部塑性變形區(qū)的壓邊分塊上的法蘭區(qū)域無(wú)起皺臨界壓邊力為8.4 kN，最靠近懸空區(qū)的對(duì)稱(chēng)的兩個(gè)壓邊分塊上的懸空側(cè)壁區(qū)域無(wú)起皺臨界壓邊力為23.8 kN，且相比于整體壓邊方式的無(wú)起皺臨界條件下，在分塊壓邊方式的無(wú)起皺臨界條件下板料的變形流動(dòng)能力得以明顯提高。

關(guān)鍵詞：大型鋁合金曲面件；分塊壓邊；起皺；電磁漸進(jìn)成形

第一作者：龔 航，男，1991年生，碩士研究生

1 前 言

隨著環(huán)境和能源問(wèn)題的日益突出，產(chǎn)品輕量化已成為汽車(chē)、航空、航天等工業(yè)領(lǐng)域發(fā)展的主要趨勢(shì)，而以鋁合金為代表的輕合金材料的廣泛應(yīng)用正好適應(yīng)了這些領(lǐng)域高效低耗、綠色循環(huán)發(fā)展的需求［1］。鋁合金具有密度小、比剛度和比強(qiáng)度高、抗沖擊性能好以及高的再回收率等優(yōu)點(diǎn)，其在汽車(chē)、航空、航天等工業(yè)領(lǐng)域上應(yīng)用［2-4］，不僅可以實(shí)現(xiàn)產(chǎn)品自重的減輕，而且可以較大程度地提高零部件的服役性能［5-7］。在對(duì)高精度、形狀復(fù)雜的大型鋁合金曲面零件塑性成形方面，傳統(tǒng)沖壓工藝條件下，往往由于鋁合金材料流動(dòng)困難、延伸率低和應(yīng)力、應(yīng)變不均勻分布等問(wèn)題，工件易出現(xiàn)失穩(wěn)起皺、過(guò)度減薄和破裂等失效行為，這已成為制約鋁合金產(chǎn)品輕量化進(jìn)一步發(fā)展的重要因素之一。為使鋁合金在成形制造領(lǐng)域得以廣泛應(yīng)用，已經(jīng)出現(xiàn)了各種新型塑性成形技術(shù)。其中，電磁成形是一種通過(guò)電流產(chǎn)生磁場(chǎng)進(jìn)而利用電磁力使金屬坯料產(chǎn)生塑性變形的高速率成形方法［8］。由于電磁成形過(guò)程中零件在慣性作用的抑制下，可很好地控制局部頸縮的產(chǎn)生和擴(kuò)展，表現(xiàn)出比沖壓成形更高的塑性變形能力［9-11］，因此，電磁成形可有效解決沖壓工藝中存在的材料失效行為。

大型鋁合金曲面件電磁成形時(shí)，存在線圈結(jié)構(gòu)復(fù)雜、能量利用率低、電磁力難控制等問(wèn)題，阻礙了電磁成形技術(shù)在鋁合金大型曲面件塑性成形中的應(yīng)用［12］。目前，已有研究人員把普通沖壓的多點(diǎn)漸進(jìn)成形應(yīng)用于電磁成形領(lǐng)域，提出了電磁漸進(jìn)成形的方法［13］。

目前，在板材電磁漸進(jìn)成形方面，趙健等［14］采用小尺寸線圈，通過(guò)移動(dòng)多次成形的方式成形長(zhǎng)管件，有效解決了傳統(tǒng)工藝無(wú)法多道次脹形的問(wèn)題。Cui等［15］采用數(shù)值模擬和與實(shí)驗(yàn)結(jié)合的方法，研究了鋁合金板材電磁漸進(jìn)成形中線圈移動(dòng)路徑對(duì)板料貼膜的影響。黃亮和Luo等［16-17］在電磁成形中采用兩次放電的方法，顯著提高了工件的貼膜性，最終獲得了成形質(zhì)量良好的大型鋁合金翻邊件。同時(shí)，借鑒鈑金件單點(diǎn)漸進(jìn)成形的研究成果，Malwad等［18］研究了單點(diǎn)漸進(jìn)成形中沖頭大小、成形角度、移動(dòng)路徑等參數(shù)對(duì)鋁合金板件成形性能和壁厚的影響。莫健華等［19］對(duì)單點(diǎn)漸進(jìn)成形中加工軌跡進(jìn)行了優(yōu)化，解決了工件局部凹陷和破裂的問(wèn)題。陶龍等［20］采用2A12鋁合金為試驗(yàn)材料，研究了工具頭半徑、加工步長(zhǎng)、進(jìn)給速度以及主軸轉(zhuǎn)速對(duì)板料成形能力的影響。Lu等［21］通過(guò)改變雙邊漸進(jìn)成形中支撐力和主副沖頭之間的相對(duì)位置，研究了成形板料的厚度分布規(guī)律。以上研究表明，漸進(jìn)成形技術(shù)能夠很好地解決大型復(fù)雜曲面件難成形等問(wèn)題。

雖然現(xiàn)有研究工作證明了電磁漸進(jìn)成形方法在成形大型鋁合金曲面件方面的可行性，但每次放電位置不同易造成變形的不規(guī)則性，進(jìn)而導(dǎo)致板料變形后存在應(yīng)力和應(yīng)變分布不均勻現(xiàn)象以及法蘭區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)的起皺現(xiàn)象，尤其是對(duì)于大型鋁合金曲面件，其懸空側(cè)壁起皺比法蘭起皺更難消除。盡管采用較大的整體壓邊力可以有效防止懸空側(cè)壁起皺的產(chǎn)生，但法蘭區(qū)的材料難以產(chǎn)生有效的塑性流動(dòng)，致使板料在成形過(guò)程中易出現(xiàn)拉裂現(xiàn)象。因此，在大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形過(guò)程中，壓邊力的控制對(duì)零件的起皺失效行為具有重要作用，是大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形能否順利的關(guān)鍵因素［16］。所以，可采取變壓邊力加載的方式來(lái)控制成形過(guò)程中板料的塑性流動(dòng)［22］。

本文針對(duì)某大型鋁合金曲面件的電磁漸進(jìn)成形問(wèn)題，采用分塊變壓邊力的方式，研究了電磁漸進(jìn)成形中首次放電后板料的起皺現(xiàn)象和塑性流動(dòng)規(guī)律，分析了成形后零件的應(yīng)力分布規(guī)律，揭示了壓邊力變化對(duì)電磁漸進(jìn)成形首次放電過(guò)程中板料起皺和材料塑性流動(dòng)行為的影響規(guī)律。

2 大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

本文最終目標(biāo)零件為一最大直徑為2 m的大型曲面件，如圖1所示，是一個(gè)航空航天件。為了方便于設(shè)計(jì)與研究，本文采取等比例縮小的方式將目標(biāo)件進(jìn)行了縮小，并針對(duì)大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形工藝中首次放電成形過(guò)程進(jìn)行研究，揭示其成形規(guī)律，為后續(xù)成形步驟提供理論指導(dǎo)。

圖1 最終目標(biāo)零件形狀示意圖Fig.1 Schematic diagram of objective part

考慮到大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形的不對(duì)稱(chēng)性，本文基于Ansys平臺(tái)，建立了該成形過(guò)程的三維有限元數(shù)值模擬模型。坯料設(shè)置為彈塑性變形體，其余部件均設(shè)為剛體。賦予板料、壓邊圈、凹模的單元類(lèi)型分別是:solid164、shell163、shell163。模型中邊界條件如下:①在笛卡爾坐標(biāo)系下，x=0處節(jié)點(diǎn)施加磁力線平行條件；②在極坐標(biāo)系下，對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)外邊界處節(jié)點(diǎn)施加遠(yuǎn)場(chǎng)標(biāo)志；③對(duì)板料單元組件施加磁力標(biāo)志；④對(duì)線圈截面單元施加電流密度載荷。坯料為直徑690mm、厚度1mm的鋁合金圓形板料，其材料性能參數(shù)見(jiàn)表1所示。

表1 坯料的性能參數(shù)Table 1 Materials property parameters of blank

圖2 橢球面凹模形狀示意圖Fig.2 Schematic diagram of spherical die

圖3 大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形單次放電有限元模型Fig.3 Finite element model for the first discharge forming in electromagnetic incremental forming of large aluminum alloy curved surface parts

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果和分析

本文通過(guò)使用單層平板線圈在指定位置 （如圖4a中點(diǎn)劃線區(qū)域所示）進(jìn)行漸進(jìn)成形過(guò)程中的首次放電，進(jìn)而得到模擬結(jié)果。在大型鋁合金板件電磁漸進(jìn)成形過(guò)程中，壓邊力大小的設(shè)置不僅影響起皺現(xiàn)象，而且影響板料流動(dòng)規(guī)律。本文采用間隙壓邊的方式對(duì)板料進(jìn)行整體壓邊加載，壓邊間隙為0。在充電電壓8 000 V下首次放電后，得到工件成形最大的深度為53mm，工件的等效應(yīng)力分布如圖4所示。可以看出，周向壓應(yīng)力的最大值主要集中在法蘭部分，如圖4a中虛線區(qū)域所示，其次集中在放電位置下局部塑性變形區(qū)域兩邊的懸空側(cè)壁區(qū)，如圖4a中實(shí)線區(qū)域所示；徑向壓應(yīng)力主要集中在局部塑性變形區(qū)域兩邊的懸空側(cè)壁區(qū)，如圖4b中所示。由此可推斷可能的起皺現(xiàn)象主要發(fā)生在這兩個(gè)區(qū)域。

圖4 電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料的應(yīng)力分布:（a）周向應(yīng)力，（b）徑向應(yīng)力Fig.4 Distribution of stress of blank after the first discharge forming:（a）circumferential stress and（b）radial stress

根據(jù)大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料的周向和徑向的應(yīng)力分布，取如圖5所示的沿板料法蘭區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)的兩條指定徑向路徑，觀察其路徑上的應(yīng)力變化規(guī)律，指定路徑的周向應(yīng)力分布如圖6所示。由圖可見(jiàn)，變形的不均勻性導(dǎo)致兩條路徑上的應(yīng)力分布不同，路徑1上的周向壓應(yīng)力最大值集中在法蘭區(qū)，路徑2上的周向壓應(yīng)力最大值集中在靠近法蘭區(qū)的懸空側(cè)壁區(qū)。

通過(guò)以上分析可見(jiàn)，板料在進(jìn)行首次放電變形后，因周向壓應(yīng)力引起的起皺出現(xiàn)在法蘭區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)。為此，根據(jù)板料成形后應(yīng)力分布的不均勻性，采取分塊壓邊的方式分別控制不同區(qū)域的壓邊力，分塊數(shù)量根據(jù)模擬結(jié)果設(shè)定為6塊，如圖7所示。1號(hào)壓邊塊為最靠近局部塑性變形區(qū)的分塊，主要控制變形過(guò)程中法蘭區(qū)，2號(hào)和6號(hào)壓邊塊為最靠近懸空區(qū)的對(duì)稱(chēng)的兩個(gè)分塊，分別控制局部塑性變形區(qū)兩側(cè)的懸空側(cè)壁區(qū)。

圖5 電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料指定路徑分布Fig.5 Distribution of the specified paths on blank

圖6 電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料指定路徑周向應(yīng)力分布Fig.6 Distributions of circumferential stress of the specified paths on blank

圖7 分塊壓邊條件下不同壓邊塊的分布示意圖Fig.7 Schematic diagram for distribution of segment blank holders

3 大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形實(shí)驗(yàn)

3.1 實(shí)驗(yàn)工裝和條件

大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形實(shí)驗(yàn)中采用的線圈結(jié)構(gòu)參數(shù)和放電位置、板料和模具的尺寸等實(shí)驗(yàn)工裝和條件與以上的數(shù)值模擬相同?；谌S移動(dòng)工作平臺(tái)的板料、線圈和模具的整體工裝如圖8所示，由數(shù)控機(jī)架控制線圈的整體移動(dòng)，通過(guò)螺釘加載方式實(shí)現(xiàn)壓邊力的加載。

圖8 整體壓邊條件下的實(shí)驗(yàn)工裝Fig.8 Experimental assemble in the condition of whole blank holder

3.2 實(shí)驗(yàn)方案和指標(biāo)

本文采用控制變量法，即在不改變放電電壓、放電位置、鋁合金板材尺寸及其他成形工藝參數(shù)等的情況下，通過(guò)扭矩扳手控制壓邊圈螺釘?shù)臄Q緊力矩，達(dá)到改變不同壓邊塊下壓邊力大小的目的，進(jìn)而可進(jìn)行多組電磁漸進(jìn)成形實(shí)驗(yàn)。在大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形實(shí)驗(yàn)中，通過(guò)三軸移動(dòng)工作平臺(tái)的精確控制，移動(dòng)線圈到指定位置進(jìn)行板料的首次放電實(shí)驗(yàn)。首先，采取整體壓邊的方式進(jìn)行壓邊力的統(tǒng)一加載，根據(jù)已有的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，選取擰緊力矩初始值為90 N·m開(kāi)始實(shí)驗(yàn)。在放電電壓、板材及其它成形工藝參數(shù)不變的情況下，采用擰緊力矩每組實(shí)驗(yàn)逐次減小7 N·m，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式T= KFd換算［23］，得:

其中:T為力矩 （N·m）；K為扭矩系數(shù)；F為預(yù)緊力（N）；d為螺栓大徑 （mm）。當(dāng)有金屬墊片的情況下取扭矩系數(shù)K=0.2［23］，壓邊圈擰緊螺釘大徑d=16mm。由此計(jì)算得到壓邊力分別為28.2，26.0，23.8，21.6，19.4，17.2，15.0，12.8，10.6，8.4，6.4下的11組實(shí)驗(yàn)。然后采用分塊壓邊的方式進(jìn)行變壓邊力的加載，根據(jù)模擬結(jié)果采用分塊數(shù)量為6塊，實(shí)驗(yàn)工裝如圖9所示。距離線圈首次放電位置最近處壓邊塊記為1號(hào)分塊，然后逆時(shí)針依次為2、3、4、5、6號(hào)分塊。結(jié)合整體壓邊實(shí)驗(yàn)結(jié)果中得到的避免法蘭起皺的壓邊力臨界值F0法蘭和避免懸空側(cè)壁起皺的壓邊力臨界值F0懸空，設(shè)置1號(hào)分塊上施加壓邊力為F0法蘭，2號(hào)和6號(hào)分塊上施加壓邊力為F0懸空，并與整體壓邊下實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

圖9 分塊壓邊條件下的實(shí)驗(yàn)工裝Fig.9 Experimental assemble in the condition of segment blank holder

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)板料徑向流動(dòng)區(qū)域主要集中在法蘭區(qū)，板料的成形最大深度在距離邊緣0.135 m處附近。因此，在工藝實(shí)驗(yàn)完成后，采用如圖10所示定義的考量指標(biāo)，對(duì)首次放電后成形板料測(cè)量分析。

3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和分析

3.3.1 整體壓邊方式下首次放電實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在完成11組實(shí)驗(yàn)后，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)加載壓邊力為6.2 kN時(shí)，板料的法蘭區(qū)有一定程度的起皺現(xiàn)象發(fā)生，懸空側(cè)壁區(qū)則出現(xiàn)明顯起皺，如圖11a所示。而當(dāng)壓邊力增大為8.4 kN時(shí)，不再發(fā)生法蘭起皺，懸空側(cè)壁起皺仍然存在，如圖11b所示，即整體壓邊下，避免法蘭起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F0法蘭大小為8.4 kN。當(dāng)壓邊力增大到21.6 kN時(shí)，不再發(fā)生懸空側(cè)壁起皺，如圖11c所示，即整體壓邊下，避免懸空側(cè)壁起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F0懸空大小為21.6 kN。在11組不同壓邊力下，電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料起皺情況和評(píng)估指標(biāo)的數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

圖10 實(shí)驗(yàn)相關(guān)考量指標(biāo)定義:（a）板料法蘭區(qū)的徑向流動(dòng)最大距離d1，（b）板料變形區(qū)域法蘭區(qū)流動(dòng)的周向最大范圍弦長(zhǎng)d2和弧長(zhǎng)d3，（c）變形區(qū)域最大橫向距離d4，（d）變形區(qū)域最大縱向距離d5，（e）板料變形區(qū)域的最大深度hFig.10 Indicators relevant to the experiment:（a）The max radial flow distance of flank zone，d1；（b）The max circumferential flow range，d2，and arc length of flank zone of deformation region，d3；（c）The max transverse distance of deformation region，d4；　?。╠）The max longitudinal distance of deformation region，d5；and（e）The max depth of deformation region，h

圖11 整體壓邊方式下，不同壓邊力下，板料起皺情況 （虛線:法蘭區(qū)；實(shí)線:懸空側(cè)壁區(qū)）:（a）6.2 kN，（b）8.4 kN，（c）21.6 kNFig.11 Wrinkles of the blank at different loading conditions under whole blank holder（dashed:flange zone；solid:floating sidewall zone）:（a）6.2 kN，（b）8.4 kN and（c）21.6 kN

從表2中可知，整體壓邊避免法蘭起皺的臨界壓邊力為F0法蘭=8.4 kN，避免懸空側(cè)壁起皺的臨界壓邊力為F0懸空=21.6 kN。板料成形后變形區(qū)最大深度h，板料徑向流動(dòng)最大距離d1，板料周向流動(dòng)最大范圍d2和周向流動(dòng)弧長(zhǎng)d3隨著壓邊力增大而逐漸減小，如圖12所示。

表2 11組壓邊力下電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料起皺情況和評(píng)估指標(biāo)Table 2 Wrinkles and measures of the blank after the first discharge forming under 11 values of blank-holder force

圖12 整體壓邊方式下，各項(xiàng)指標(biāo)參數(shù)隨壓邊力變化Fig.12 The variations of measures with the pressure F

3.3.2 分塊壓邊方式下實(shí)驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)以上的整體壓邊條件下實(shí)驗(yàn)結(jié)果，法蘭區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)無(wú)起皺情況發(fā)生所需的臨界壓邊力分別為8.4 kN和21.6 kN，而在分塊壓邊條件下，1號(hào)分塊處避免法蘭起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F1法蘭=8.4 kN，2和6號(hào)分塊處避免懸空側(cè)壁起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F1懸空=23.8 kN。得到大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形首次放電后實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖13所示，可知，法蘭區(qū)和懸空側(cè)壁區(qū)均無(wú)起皺現(xiàn)象出現(xiàn)。實(shí)驗(yàn)考量指標(biāo)見(jiàn)表3。

在分塊壓邊方式下，對(duì)大型鋁合金曲面件進(jìn)行電磁漸進(jìn)成形首次放電，避免板料法蘭區(qū)起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F1法蘭=F0法蘭，而避免懸空側(cè)壁起皺發(fā)生所需的臨界壓邊力F1懸空=23.8 kN，當(dāng)減小2號(hào)和6號(hào)分塊上的壓邊力時(shí)，懸空側(cè)壁區(qū)會(huì)發(fā)生起皺現(xiàn)象，進(jìn)而影響板料后續(xù)放電成形中零件的成形質(zhì)量。由此可得，首次放電成形后，法蘭區(qū)的起皺現(xiàn)象可通過(guò)控制1號(hào)分塊上的壓邊力而避免其產(chǎn)生。懸空側(cè)壁區(qū)的起皺現(xiàn)象主要與2號(hào)和6號(hào)分塊上的壓邊力有關(guān)，而1號(hào)分塊上的壓邊力影響較小。并且，分塊壓邊下的首次放電后，板料的流動(dòng)相比整體壓邊下有很大改善，有利于后續(xù)漸進(jìn)成形過(guò)程。

圖13 分塊壓邊方式臨界壓邊力下板料無(wú)起皺照片:（a）法蘭區(qū)，（b）懸空側(cè)壁區(qū)Fig.13 Photos of the blank with no wrinkles under segment blank holder:（a）flange zone and（b）floating sidewall zone

表3 分塊壓邊方式下無(wú)起皺條件下的各項(xiàng)指標(biāo)參數(shù)Table 3 Measures values of the blank with no wrinkles under segment blank holder

采用分塊變壓邊力的方式來(lái)消除懸空側(cè)壁起皺時(shí)，2號(hào)和6號(hào)分塊上所需的臨界壓邊力為23.8 kN，略大于整體壓邊方式下的壓邊力21.6 kN；分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下的各項(xiàng)指標(biāo)參數(shù)的數(shù)值均位于整體壓邊方式下壓邊力為23.8 kN和8.4 kN條件下的各參數(shù)數(shù)值之間。分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下的周向流動(dòng)范圍d2=450mm，更接近于整體壓邊方式下壓邊力為23.8 kN條件下的數(shù)據(jù)，由此可得分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下的板料周向流動(dòng)范圍受2號(hào)和6號(hào)分塊上壓邊力的影響更大；分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下的最大成形深度h=52.9mm，更接近于整體壓邊方式下壓邊力為23.8 kN條件下的數(shù)據(jù)，所以推斷得出，分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下板料的最大成形深度受2號(hào)和6號(hào)分塊上壓邊力的影響更大；分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下的徑向流動(dòng)距離d1=10mm，更接近于整體壓邊方式下壓邊力為8.4 kN條件下的數(shù)據(jù)，由此可得，分塊壓邊方式臨界無(wú)起皺條件下板料的徑向流動(dòng)距離受1號(hào)分塊上壓邊力的影響更大。以上數(shù)據(jù)也驗(yàn)證了采取分塊變壓邊力的確可以達(dá)到消除起皺并同時(shí)有效促進(jìn)板料流動(dòng)的效果。

4 結(jié) 論

（1）通過(guò)有限元數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)在大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形首次放電后，板料的周向壓應(yīng)力的最大值主要集中在法蘭部分，其次集中在變形區(qū)域兩邊的懸空側(cè)壁區(qū)。徑向壓應(yīng)力主要集中在變形區(qū)域兩邊的懸空側(cè)壁區(qū)。因此，以上兩個(gè)區(qū)域是大型鋁合金曲面件電磁漸進(jìn)成形首次放電后板料的易皺區(qū)。

（2）通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了板料首次放電成形后的起皺產(chǎn)生區(qū)域，并得到整體壓邊方式下的法蘭區(qū)域無(wú)起皺臨界壓邊力為8.4 kN和懸空側(cè)壁區(qū)域無(wú)起皺的臨界壓邊力為21.6 kN。通過(guò)加大壓邊力可以減小起皺的產(chǎn)生但會(huì)抑制板料的流動(dòng)。

（3）相比整體壓邊的方式，采用分塊壓邊的方式可以達(dá)到消除起皺并同時(shí)有效促進(jìn)板料流動(dòng)的效果。該條件下最靠近局部塑性變形區(qū)的壓邊分塊上的無(wú)起皺臨界壓邊力為8.4 kN，最靠近懸空區(qū)的對(duì)稱(chēng)的兩塊分塊上的無(wú)起皺臨界壓邊力為23.8 kN。

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（編輯 惠 瓊）

Research on Wrinkling Behavior after the First Discharge in Electromagnetic Incremental Forming Process of Large Aluminum Alloy Curved Surface Parts

GONG Hang，HUANG Liang，LI Jianjun，DAI Yaxiong，CAO Quanliang，HAN Xiaotao，LI Liang
（1.State Key Laboratory of Materials Processing and Die&Mould Technology，School of Materials Science and Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China）
（2.Wuhan National High Magnetic Field Center，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China）

Abstract:The whole blank holder and segment blank holder were used to study the wrinkling behaviors and rules after the first discharge forming in electromagnetic incremental forming process of large aluminum alloy curved surface parts.The effect of blank-holder force on wrinkling behavior and plastic flow was revealed.The results of numerical simulation showed that the flange zone and floating sidewall zone are easy to wrinkle，which is in good agreement with the experimental results.Under the condition of whole blank holder，the values of blank-holder force in critical flange wrinkle condition and floating sidewall wrinkle condition are 8.4 kN and 21.6 kN.Under the condition of segment blank holder，the value of blank-holder force on the segment nearest plastically deforming area in critical flange wrinkle condition is 8.4 kN，and the value of blank-holder force on two symmetrical segments nearest floating sidewall in critical floating sidewall wrinkle condition is 23.8 kN.Compared with the whole blank holder，the material flow behavior can be greatly improved by means of segment blank holder.

Key words:large aluminum alloy curved surface parts；segment blank holder；wrinkle；electromagnetic incremental forming

中圖分類(lèi)號(hào)：TG61

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1674-3962（2016）04-0284-08

收稿日期：2015-11-30

基金項(xiàng)目：國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（2011CB012802，2011 CB012801）；國(guó)家自然科學(xué)基金（51575206）；歐盟第七框架居里國(guó)際人員交流研究項(xiàng)目（318968）

通訊作者：黃 亮，男，1981年生，副教授，Email:huangliang @hust.edu.cn

DOI:10.7502/j.issn.1674-3962.2016.04.06