板材液压成形技术作为现代工业中最重要的加工技术之一, 越来越受到汽车、航空航天等制造领域的青睐, 是一种新的板料柔性成形制造技术。与传统冲压成形工艺相比较, 板材液压成形属于半模成形, 具有模具制造成本低, 操作过程简单, 适应产品需求变化的转换能力强等优点, 能够满足多品种、小批量、复杂形状薄壁零件的低成本、快速成形; 成形过程所用高压液体无任何化学腐蚀作用, 可以重复使用, 对变形板材表面起到很好的保护作用, 具有成形零件质量高等优点; 同时, 充液拉深过程中, 液室压力可以增加板材的厚度法向压应力, 改善板材变形过程应力状态, 减小成形后的回弹, 缓解局部减薄和颈缩等质量缺陷的产生, 提高成形性能, 是高强度、低塑性、复杂形状钣金件的较好成形方法^{[1, 2]}。

影响板材充液成形过程的因素很多, 如压边间隙、压边力、凹模圆角、液室压力以及反胀效应^{[3, 4]}。其中, 反胀效应是一个重要并且具有决定性的影响因素。对于反胀对板材充液成形过程的影响, 国内外学者进行了诸多研究。Swadesh Kumar Singh等^[5]研究了充液拉深过程中预胀压力和液室压力对杯形件壁厚分布和表面质量的影响, 结果表明过低的预胀压力会导致凸模圆角处坯料破裂, 过高的预胀压力则会导致试件直壁部分发生破裂, 一个合适的预胀压力可以成形出壁厚分布更加均匀、表面质量更好的杯形件; Lang等^[6]全面研究了预胀效应对充液拉深成形过程的影响, 建立了预胀压力和预胀高度的成形极限图; Larsen等^[7]研究了初始反胀对马达罩充液拉深过程的影响, 结果表明初始反胀有助于零件成形; Lang等^[8]针对铝合金斜法兰盒形件充液拉深中常见的失效形式, 研究了预胀高度和预胀压力对铝合金斜法兰盒形件充液拉深失稳的影响规律, 优化了关键工艺参数, 得到了具有普遍意义的规律; 刘晓晶等^[9]分析了初始反胀压力和液室压力耦合加载条件对零件壁厚分布以及起皱、破裂等缺陷的影响规律, 通过优化加载条件有效提高了零件成形质量; 陈保国等^[10]定量分析了预胀对平底筒形件塑性成形和硬化的影响, 研究表明预胀显著增加了平底筒形件底部的变形, 硬度升高。

本文在已有反胀效应研究的基础上, 进一步重点研究了充液成形过程中影响反胀效应的因素, 如凸模与压边圈间隙以及压边圈入口圆角大小, 力求找到合适的工艺参数使反胀效应发挥更大的作用。

文中将反胀划分为初始反胀(Initial inverse bulging, IIB)和局部反胀(Local inverse bulging, LIB)(如图1所示), 初始反胀(IIB)可以在成形开始阶段建立液室压力, 并且使已胀形部分的坯料产生硬化效果, 提高成形零件的刚度和强度, 减小回弹; 同时改变了凸模圆角处板材的应力状态, 避免了成形初期破裂缺陷产生, 初始反胀(IIB)的主要参数为反胀高度和反胀压力。

图1

Fig.1

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	图1 板材反胀充液拉深Fig.1 Inverse bulging hydro-mechanical deep drawing

局部反胀(LIB)可以看成板材在成形过程中形成了软拉深筋, 减小了凹模圆角处的周向压应力, 产生双向拉应力, 避免板材凹模圆角处的起皱缺陷产生。局部反胀(LIB)受到初始反胀的影响并且与成形过程液室压力有直接关系。一个合适的液室压力可以有效抑制凹模圆角区悬空部分内皱的产生, 如图2所示为拉深初期不同局部反胀压力下试件的周向主应变。可以看出, 当局部反胀压力为5 MPa时, 由于反胀压力过小, 凹模圆角悬空区软拉深筋较矮, 无法产生足够的周向拉应力, 致使板料周向产生压应变(如图2(a))所示), 起皱严重。当局部反胀压力为18 MPa时, 较大的反胀压力改变了板料凹模圆角区的应力状态, 将拉-压应力状态转变为拉-拉应力状态, 产生双向拉应变(如图2(b))所示), 有效抑制了内皱的产生。不同局部反胀下试件凹模圆角区应力分布如图3所示, 可以看出局部反胀压力越大, 凹模圆角区拉应力水平越高, 压应力水平越低, 越有助于控制内皱产生。但过高的局部反胀压力会使坯料凹模圆角区材料出现过度减薄。另外, 局部反胀效应可以减小凸模圆角处坯料的弹复现象, 提高零件侧壁及底部的成形精度。

图2

Fig.2

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	图2 拉深初期试件周向应变图Fig.2 Graph of circumferential principal strain at the initial drawing stage

图3

Fig.3

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	图3 不同局部反胀下试件凹模圆角区应力分布Fig.3 Stress distributions of the die entrance area of the specimen with different LIB

本文中为了避免板材厚度对反胀效应的影响同时为了和其他参数研究方法相统一, 采用反胀高度率 (HIb/t)和反胀压力率 (pIb/t)研究板材充液成形过程中的反胀效应, 其中H_Ib为反胀高度, p_Ib为反胀压力。

试验中选用的材料为不锈钢SUS304, 厚度为2.5 mm, 其力学性能见表1。分别研究了大直径半球底筒形件和平底筒形件的反胀效应及其影响因素。试件几何形状及尺寸如图4所示, 半球底筒形件底部球形直径为400 mm, 高度为500 mm; 平底筒形件直径也为400 mm, 高度为500 mm, 底部圆角半径为15 mm。考虑到试件变形特点及修边与工艺余量, 选取直径为900 mm圆板作为成形用坯料。凹模直径为406.4 mm, 凹模圆角半径为25 mm。试验过程采用定间隙压边, 压边间隙为2.75 mm。所有试验均在4500 t充液成形设备上进行。

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 不锈钢SUS304板材力学性能 Table 1 Mechanical property for stainless steel SUS304 屈服强度 σ s/MPa 抗拉强度 σ b/MPa 强度系数 K/MPa 加工硬化 指数 n 延伸率 δ/% 弹性模量 E/GPa 205 529 1426 0.502 40 207

表1 不锈钢SUS304板材力学性能 Table 1 Mechanical property for stainless steel SUS304

图4

Fig.4

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	图4 试件几何形状及尺寸Fig.4 Geometric shape and size of specimens

为了验证数值模拟结果, 进行了不锈钢半球底筒形件和平底筒形件的反胀充液拉深成形试验。试验在4500 t充液成形设备上进行, 通过比例溢流阀控制液室压力, 最大液室压力能达到100 MPa, 试验设备如图18所示。采用最优反胀参数及合理的凸模与压边圈间隙和压边圈圆角半径获得的成形试件壁厚分布如图19所示, 可以看出试验结果与模拟结果吻合较好。

图18

Fig.18

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	图18 试验设备Fig.18 The testing equipment

图19

Fig.19

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	图19 试验结果与数值模拟结果比较Fig.19 Comparison of experiment results and numerical simulation results

(1)反胀效应对半球底筒形件和平底筒形件成形性能影响较大, 主要通过改善零件成形初期的成形性能来提高零件整体成形性能。

(2)反胀充液成形时, 随着半球底筒形件凸模与压边圈间隙的增大, 试件壁厚减薄率降低, 壁厚分布均匀程度提高, 成形性能提高; 对于平底筒形件, 过小或过大的凸模与压边圈间隙均不利于其成形, 当间隙为3.75 mm(1.5t)时, 试件成形性能最好。

(3)对于半球底筒形件, 压边圈圆角半径越小其成形性能越好; 对于平底筒形件, 反胀充液成形时过小或过大的压边圈圆角半径均不利于其成形, 当压边圈圆角半径为20 mm(8t)时, 试件壁厚减薄率最小, 成形性能最好。