張學(xué)廣 何廣忠 方 斌 崔 琪 邢豐琪 王 震

(1. 中車長春軌道客車股份有限公司工程技術(shù)中心， 130062， 長春;2. 中車長春軌道客車股份有限公司零部件分公司， 130062， 長春∥第一作者， 高級工程師)

軌道交通車輛沖壓件的形狀精度對于保證產(chǎn)品的壽命與安全具有至關(guān)重要的作用。隨著軌道交通車輛速度等級的提升，對沖壓件的產(chǎn)品質(zhì)量提出了更高的要求：不僅要求沖壓件具有較高的形狀精度，也要求其形狀精度具有長效的穩(wěn)定性。

回彈是影響軌道交通車輛沖壓件形狀精度的主要因素，其形式一般分為兩種：成形后由于去除約束導(dǎo)致沖壓形狀發(fā)生突變，稱之為瞬時回彈；隨著時間推移，沖壓件發(fā)生緩慢的形狀變化，稱之為滯后回彈或二次回彈[1]。現(xiàn)階段，回彈是金屬材料成形過程中不可避免的缺陷。在實際生產(chǎn)過程中，由于滯后回彈量相對較小，工裝設(shè)計和工藝實施過程一般只考慮瞬時回彈導(dǎo)致的形狀偏差，忽略了滯后回彈導(dǎo)致的形狀偏差的進(jìn)一步提升，從而影響了車輛的焊接和裝配工序的實施。

軌道交通車輛制造行業(yè)中，滯后回彈效應(yīng)對沖壓件形狀精度的影響尤為顯著。一方面，軌道交通車輛小批量、訂單化的生產(chǎn)特性，以及較慢的生產(chǎn)節(jié)拍設(shè)計導(dǎo)致沖壓件成形后無法立即流入下游工序；另一方面，軌道交通車輛中較多應(yīng)用了鋁合金等輕量化材料，其滯后回彈行為相較于傳統(tǒng)的金屬材料更為顯著。

關(guān)于金屬材料的滯后回彈行為，文獻(xiàn) [2-5]認(rèn)為，金屬材料變形后，內(nèi)部具有不穩(wěn)定的殘余應(yīng)力，且殘余應(yīng)力隨時間的推移逐漸釋放，并驅(qū)動金屬材料發(fā)生持續(xù)性的形變。然而上述研究結(jié)果大多是基于標(biāo)準(zhǔn)試樣在拉伸、彎曲等簡單試驗過程中得到的數(shù)據(jù)，無法適用于分析實際產(chǎn)品件的滯后回彈；尤其是軌道交通車輛車體結(jié)構(gòu)中的大型沖壓件，具有設(shè)計形狀復(fù)雜，成形后的殘余應(yīng)力較大且分布不均勻的特性。因此，針對復(fù)雜工況下實際產(chǎn)品的滯后回彈，至今仍缺乏有效預(yù)測與驗證的手段。

本文以軌道交通車輛司機室補強板為例，基于蠕變理論與有限元仿真手段開展沖壓件的滯后回彈研究。采用單軸拉伸試驗獲取了不同應(yīng)力狀態(tài)下5083-O鋁合金材料的蠕變規(guī)律，并采用冪函數(shù)本構(gòu)模型進(jìn)行蠕變參數(shù)擬合；將該模型應(yīng)用于滯后回彈仿真分析中，得到了沖壓件靜置2周后的滯后回彈量。開展了補強板的沖壓成形試驗，采用光學(xué)非接觸式測量設(shè)備進(jìn)行了試驗件滯后回彈量的測定，試驗結(jié)果和仿真結(jié)果基本吻合。本文的研究成果對于鋁合金沖壓件的形狀誤差預(yù)測與質(zhì)量改進(jìn)具有一定的指導(dǎo)意義。

1 鋁合金材料的蠕變規(guī)律

大量的研究表明，金屬材料的力學(xué)行為和應(yīng)力、速度、溫度等狀態(tài)參數(shù)密切相關(guān)，且具有顯著的時間依賴性，具備黏彈性特征[6]。其中，蠕變理論是金屬黏彈性力學(xué)理論的重要分支，是指金屬材料在一定的預(yù)載狀態(tài)下，隨著時間而發(fā)生持續(xù)性的變形，其表象和滯后回彈行為相似[7]。本文分別采用參數(shù)測量方式進(jìn)行蠕變規(guī)律的測定與參數(shù)擬合，并將蠕變模型應(yīng)用于沖壓件滯后回彈有限元仿真分析中。

1.1 蠕變試驗

本文研究中，沖壓件材質(zhì)為5083-O鋁合金，其基本力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。采用單軸拉伸蠕變試驗方法測定5083-O鋁合金材料的蠕變規(guī)律。試驗過程參照GB/T 2039—2012 《金屬材料 單軸拉伸蠕變試驗方法》的規(guī)定執(zhí)行。由于材料的蠕變效應(yīng)和應(yīng)力狀態(tài)直接相關(guān)，試驗中將材料設(shè)置為3組不同的應(yīng)力狀態(tài)(σp分別取50 MPa、150 MPa、250 MPa)，用以綜合評估其蠕變效應(yīng)。

表1 5083-O鋁合金材料的力學(xué)性能參數(shù)表Tab.1 Mechanical parameters of Al 5083-O aluminum alloy material

圖1 5083-O鋁合金材料不同應(yīng)力狀態(tài)下的蠕變曲線Fig.1 Creep curves of 5083-O aluminum alloy material under various stress conditions

綜上可知，材料的內(nèi)部應(yīng)力是蠕變的主要驅(qū)動力，一方面，隨著內(nèi)應(yīng)力的增加，材料蠕變驅(qū)動力增加，規(guī)定時間段內(nèi)的蠕變也隨之增加；另一方面，隨著蠕變過程的推移，材料內(nèi)應(yīng)力逐漸釋放，蠕變的驅(qū)動力逐漸降低，蠕變也趨于平穩(wěn)。

1.2 蠕變參數(shù)擬合

(1)

式中：

A、n、m——材料參數(shù)。

對式(1)進(jìn)行積分，可以得到蠕變與應(yīng)力狀態(tài)和時間的函數(shù)關(guān)系：

(2)

將圖1中的曲線代入式(2)中進(jìn)行擬合，得到m=-0.888，n=2.27，A=3.48×10-11。則5083-O鋁合金材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的滯后回彈隨時間的演化規(guī)律可以表述為：

(3)

則由蠕變導(dǎo)致的滯后回彈sdep可以表述為：

sdep=Lc=εcL0

(4)

2 軌道交通車輛鋁合金沖壓件的滯后回彈仿真分析

2.1 研究對象

本文以某型軌道交通列車司機室補強板作為研究對象，其幾何尺寸如圖2所示。沖壓件的制造工藝流程為下料—沖壓成形—切邊—整形。沖壓現(xiàn)場為節(jié)拍制作業(yè)，沖壓件的制造周期約為0.6 h。激光切邊和手工局部整形導(dǎo)致的形狀變化可以忽略不計。整個工序完成后，對沖壓件進(jìn)行靠模檢測，形狀精度達(dá)標(biāo)后沖壓件流入下游焊裝工序。焊裝工序要求沖壓件的形狀誤差控制在1 mm以內(nèi)。滯后回彈導(dǎo)致的形狀誤差主要存在于沖壓和焊裝工序之間。

由于補強板拉延成形后應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜，且回彈過程中涉及應(yīng)力場的動態(tài)演化，無法根據(jù)式(4)直接進(jìn)行滯后回彈量的理論計算。本文將蠕變理論和有限元仿真手段相結(jié)合，獲取成形后的補強板在指定時間段內(nèi)由于滯后回彈導(dǎo)致的形狀誤差量。

在車體焊接工序中，沖壓件形狀精度不足會嚴(yán)重制約定位精度及焊縫可達(dá)性。因此，本文進(jìn)行補強板滯后回彈分析及形狀誤差測定時，重點考察補強板和外蒙皮、窗框、橫向補板、插接板等沖壓件焊縫中心位置(見圖2中A、B、C、D、E)的形狀精度。

a) 補強板的測點布置

2.2 補強板滯后回彈仿真模擬

采用有限元仿真軟件Abaqus進(jìn)行補強板滯后回彈模擬。詳細(xì)流程如下：

步驟 1:考慮到?jīng)_壓成形為典型的非線性、大變形動力學(xué)問題，采用動力顯示算法(Explicit)進(jìn)行補強板沖壓成形分析。建模過程中采用殼單元對模具和板料進(jìn)行簡化，并采用4節(jié)點四邊形單元S4R進(jìn)行板料網(wǎng)格劃分。考慮到?jīng)_壓件的原始尺寸，建模中設(shè)定網(wǎng)格尺寸為5 mm。仿真過程中模具和板料之間采用面接觸方式，摩擦因數(shù)設(shè)定為0.08，選用彈塑性本構(gòu)模型描述補強板沖壓成形的應(yīng)力演化行為。

步驟 2:采用隱式算法(Standard)進(jìn)行卸載回彈分析，并對導(dǎo)入沖壓成形后的沖壓件，進(jìn)行局部節(jié)點約束，以獲取卸載后沖壓件的幾何輪廓與應(yīng)力數(shù)據(jù)。

步驟 3:采用黏彈性算法(Viscoelastic Algorithm)對沖壓件靜置2周后的滯后回彈進(jìn)行分析。材料的本構(gòu)關(guān)系設(shè)置為蠕變模型，其參數(shù)參照本文1.2節(jié)進(jìn)行定義。建模過程中黏性分析步總時長為1.21×107s(等效時長為2周)。

沖壓件的滯后回彈和內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)密切相關(guān)，不同的仿真模型采用預(yù)定義場技術(shù)進(jìn)行不同工序間沖壓件應(yīng)力場的傳遞，同時采用增強的沙漏控制技術(shù)保證計算的收斂性。

2.3 仿真結(jié)果分析

補強板沖壓成形后的應(yīng)力分布如圖3所示。由圖3可以看出，沖壓件成形過程中其中心凹坑位置受到雙向拉伸作用，使得材料流動困難，最大應(yīng)力達(dá)到 311.9 MPa，局部應(yīng)力梯度大于5.9 MPa/mm，由此可見，沖壓件內(nèi)部的應(yīng)力集中效應(yīng)顯著。

圖3 補強板沖壓成形后的應(yīng)力分布Fig.3 Stress distribution of reinforcing plate after stamping

補強板卸載回彈后的應(yīng)力分布如圖4所示。由圖4可以看出，去除模具約束后，沖壓件內(nèi)部發(fā)生了明顯的應(yīng)力釋放；除凹坑邊緣以外，其余部分的應(yīng)力均下降至材料屈服應(yīng)力以下；沖壓件內(nèi)部以殘余的彈性應(yīng)力為主，整體應(yīng)力分布趨于均勻。

圖4 補強板卸載回彈后的應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution of reinforcing plate after instantaneous springback

補強板滯后回彈后的應(yīng)力分布如圖5所示。由圖5可以看出，沖壓件靜置2周后，其應(yīng)力分布相較于卸載后差別不顯著。這是由于卸載回彈后沖壓件以殘余的彈性應(yīng)力為主，難以克服塑性變形并進(jìn)一步驅(qū)動滯后回彈行為。

圖5 補強板滯后回彈后的應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution of reinforcing plate after time- dependent springback

從仿真結(jié)果中提取考察點位置的應(yīng)力數(shù)值，并計算得到滯后回彈過程的應(yīng)力釋放量，如圖6所示。由圖6可以看出，受沖壓件幾何特征與沖壓工藝影響，成形后中心部位E點的應(yīng)力高于邊緣部位；在卸載回彈過程中，應(yīng)力瞬時自由釋放，中心E點等高應(yīng)力部位的應(yīng)力釋放更為顯著，導(dǎo)致卸載后的應(yīng)力水平低于邊緣部位；滯后回彈僅由較小的殘余應(yīng)力驅(qū)動，且受到臨近單元約束作用。由于邊緣部位的材料約束作用不顯著，應(yīng)力釋放量普遍大于中心E處。

圖6 補強板不同考察位置的應(yīng)力對比Fig.6 Stress comparison of reinforcing plate at different inspection locations

3 試驗驗證

采用液壓機進(jìn)行沖壓成形試驗。利用Creaform 300型非接觸式測量設(shè)備分別獲取沖壓件卸載后和靜置2周后的點云數(shù)據(jù)。以卸載回彈后的點云數(shù)據(jù)為參考基準(zhǔn)，對二者進(jìn)行輪廓匹配，并輸出偏離情況。圖7反映了補強板靜置2周后由滯后回彈效應(yīng)導(dǎo)致的形狀誤差。則沖壓件的形狀誤差Derr和sdep之間的關(guān)系可以表述為：

Derr=sdep

(5)

圖7 補強板靜置2周后的形狀誤差分布Fig.7 Shape error distribution of reinforcing plate after 2 weeks standing

考慮到補強板考察位置A點和B、C、D、E點不在同一個成形面內(nèi)，在進(jìn)行滯后回彈分析時，以A點作為基準(zhǔn)。在有限元模型中對A點進(jìn)行固定約束，并獲取B、C、D、E點由滯后回彈導(dǎo)致的位移量。

從圖7中提取補強板考察位置的滯后回彈量，并與仿真結(jié)果以及式(4)的計算結(jié)果進(jìn)行對比。如圖8所示，沖壓件形狀誤差的計算結(jié)果、仿真結(jié)果及試驗結(jié)果存在一定偏離。這是由于，計算結(jié)果單純以卸載回彈后的應(yīng)力狀態(tài)作為依據(jù)，未考慮滯后回彈過程中應(yīng)力釋放及動態(tài)平衡導(dǎo)致的驅(qū)動力的改變；其次，計算結(jié)果更適宜反映沖壓件單一考察位置點由于滯后回彈引發(fā)的自由變形程度，而沖壓件為三維空間結(jié)構(gòu)，單一位置的形狀改變會受到臨近部位的約束；仿真和試驗結(jié)果均采用以A點作為基準(zhǔn)，而計算結(jié)果則無法反映基準(zhǔn)位置對實際結(jié)果的影響，從而導(dǎo)致仿真結(jié)果、試驗結(jié)果及計算結(jié)果中滯后回彈分布趨勢不同。試驗結(jié)果和仿真結(jié)果吻合性較好，但試驗結(jié)果中的滯后回彈量大于仿真結(jié)果。試驗過程中料件搬運等人工過程會導(dǎo)致額外的應(yīng)力釋放，從而加劇沖壓件的形變。仿真結(jié)果和試驗結(jié)果中考察點滯后回彈量的最大偏差為0.069 mm，驗證了蠕變理論與有限元仿真手段在滯后回彈預(yù)測方面的適用性與準(zhǔn)確性。此外，由于沖壓件沖壓過程中整體塑性變形較為充分，沖壓件靜置2周后由滯后回彈引發(fā)的最大形狀偏差僅為0.32 mm，在實際生產(chǎn)中通過局部手工修磨手段即可滿足焊裝工序的實施要求。

圖8 不同考察點處的補強板形狀誤差對比Fig.8 Shape error comparison of reinforcing plate at different inspection locations

4 結(jié)論

1) 采用單軸拉伸試驗方法測定了不同應(yīng)力狀態(tài)下5083-O鋁合金材料的蠕變行為。結(jié)果表明，蠕變主要集中在成形后2.38 h內(nèi)，且與沖壓件應(yīng)力狀態(tài)成正比。

2) 采用冪函數(shù)本構(gòu)模型進(jìn)行了蠕變參數(shù)擬合，將該本構(gòu)模型應(yīng)用于有限元仿真模型中，獲取了補強板在沖壓成形、卸載回彈和滯后回彈等階段中應(yīng)力隨時間的演化情況。

3) 開展了司機室補強板的成形試驗，采用光學(xué)測量設(shè)備獲取了沖壓件靜置2周后的滯后回彈數(shù)據(jù)，并與計算結(jié)果和仿真結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明，仿真結(jié)果和試驗結(jié)果相吻合，偏差控制在0.069 mm以內(nèi)。