平板和局部加厚板热冲压残余应力的研究
Jinbo Li amp; Lei Deng amp; Xinyun Wang amp; Junsong Jin
摘要：热冲压过程中产生的残余应力对铝合金板件的力学性能和尺寸稳定性有重要影响。但是很少有研究关注热冲压工艺参数对残余应力的影响以及降低厚度5mm左右铝合金板材热冲压残余应力的方法。因此，在本文中将通过有限元模拟和实验测量研究热冲压2024铝合金平板时成形温度、压边力，凹模入口半径、凹模圆角半径和局部增厚对方形杯残余应力的影响。研究结果表明残余应力在厚度方向上是不均匀分布的。在所研究的工艺参数范围内，提高成形温度、压边力、凹模圆角半径或者减小凹模入口半径都会使残余应力值降低。与平板相比，局部加厚板可以显著减少热冲压后方形杯的残余应力，这归因于加厚部位的金属补偿机制。当平板的方环形凸肋的边长等于冲头宽度并且凸肋向下时，方形杯的残余应力较低。本研究所建立的残余应力计算模型能够有效地描述热冲压后方形杯底部圆弧的残余应力分布。
关键词：2024铝合金 局部加厚板 热冲压 残余应力
1引言
近年来，铝合金板材以其密度低、比强度高、耐蚀性好等独特的优势，在航空航天和汽车工业中得到了广泛的应用[ 1, 2 ]。由于许多铝合金如2024铝合金室温下较低的延展性，这些铝材常常采用常温或加热下的成形工艺进行处理[3,4]。方形杯作为一种典型的钣金零件，广泛应用于航天领域。然而，铝合金板材在高温下的冲压，总会引起金属基体的复杂变形，并在不同的位置累积了不同大小的塑性应变。因此，即使在卸载后，方形杯仍然存在残余应力。在随后的加工过程残余应力的释放和再分配通常造成制件的变形，从而显著降低了产品的尺寸精度[5,6]。更糟糕的是当这些产品用于宇宙空间时，残余应力严重影响其疲劳寿命和尺寸稳定性，并且由于宇宙空间中特殊的环境条件，增加了应力及氧离子所引起的腐蚀开裂的风险。因此，降低冲压过程中方形杯的残余应力是十分必要的。
残余应力与模具尺寸、压边力、温度等工艺参数密切相关。Danckert [ 7 ]认为通过将圆形模具轮廓改变为矩形轮廓，可以大大减少杯壁的切向残余应力。Kuboki等人[ 8, 9 ] 通过优化拉拔过程中的模具几何形状，生产出残余应力较低的棒材和线材。Danckert等人的研究[ 10, 11 ]表明，通过减小模具间隙，深拉伸过程中同时进行熨平，可以大幅降低残余应力。Sherbiny等人[ 12 ] 通过有限元（FE）模拟，研究了冲模入口半径和压边力等工艺参数对深拉杯最大残余应力的影响。结果表明当这些参数设置在适当范围内时，深拉杯上的最大残余应力明显降低。Kleiner等人分析了高压板料成形时的残余应力[ 13, 14 ]，发现提高流体压力会降低残余应力。Farhangdoost和Hosseini [ 15 ]研究了心轴转速对冷膨胀过程中残余应力的影响，发现增加心轴转速导致冷膨胀孔周围的残余应力较大。另外，Tiwari等人[16]通过拉伸试验研究了应变率对铜棒中残余应力分布的影响。他们的研究结果表明，较高的应变速率可以获得较小且均匀分布和的残余应力。至于温度对残余应力的影响，只有有限的报告可用。Greze等人[ 17 ] 研究了5754铝合金在温度低于200℃时拉深过程中的残余应力，并指出通过提高变形温度来降低杯壁残余应力是可行的。然而，为了保证足够的延展性，铝合金板的成形温度通常设置在400℃左右，但目前对这种温度下残余应力的研究却很少。
本文将研究板料的热冲压过程中不同工艺参数对方形杯残余应力的影响。同时，采用局部加厚板冲压铝合金方形杯。由于局部增厚板对底部圆弧处材料的补偿效应，改变了热冲压最后阶段该区域周围的材料流动模式，因此可以减少该区域的不均匀塑性变形。所以采用局部加厚板降低残余应力是可行的。在第3.1节中，研究了2024铝合金平板在热冲压过程中成形温度对方形杯残余应力的影响。在第3.2节中，评估了压边力对残余应力的影响。在第3.3节中，研究了凹模入口半径和凹模圆角半径对残余应力的影响。第3.4节讨论了局部增厚板对残余应力的影响。并在本文第四章中提出了方形杯热冲压下残余应力的计算模型。通过有限元分析和实验，对热冲压过程的残余应力进行测量，通过优化热冲压的工艺参数降低了方形杯的残余应力。
2方法
2.1平板
使用不同平板进行方形杯热冲压的方案如图1所示。对于所有的局部加厚板，加厚的凸肋在垂直方向呈现方形的轮廓，对应于冲压方形杯的横截面轮廓。同时，凸肋的纵截面保持相同的形状。在第一种增厚方案中，板的方环形凸肋的边长为108mm，凸肋朝上。在第二，第三和第四种增厚方案中，方环形凸肋的边长分别为108,102和114mm，凸肋朝下。最后一种方案为恒定厚度为5mm的平板。由于冲头宽度为108mm，所以方形环状凸肋（图1中的W）的边长约为108mm，以便用足够的材料准确地补偿底部圆弧。为确保在底部圆弧处的轮廓平稳过渡，empty;的角度设计为30°。
图1 使用不同平板进行热冲压方形杯的方案
目前生产局部加厚板的方法有很多种，但这些方法在局部加厚板上形成的方环凸肋存在着一些缺点。例如，柔性轧制过程只能在纵向上实现板的厚度变化[ 18, 21 ]。虽然板锻工艺可形成局部加厚板的方环的凸肋，但在加厚凸肋的纵向截面上力学性能是不均匀分布的[ 19 ]。因此，为了保证加厚凸肋具有均匀的力学性能，本研究采用机械加工工艺制造局部加厚板。
2.2有限元模型
通过有限元模拟分析研究了成形温度，压边力，凹模入口半径，凹模圆角半径和局部加厚对热冲压方形杯残余应力的影响。 如图2所示，使用ABAQUS / Explicit建立了一个三维弹塑性耦合热机械有限元模型，以模拟使用局部加厚的2024铝合金平板的方形杯热冲压过程。 由于对称性，在模拟过程中只需计算四分之一的模型。毛坯的网格由沿着毛坯厚度方向的五个元素组成。这些模具被认为是刚性的，但不是等温的。
表1中列出了2024铝合金材料的机械性能和热性能。该材料被定义为均匀和各向同性的弹性塑料体，遵循冯·米塞斯屈服准则。由单轴拉伸试验得到的各种温度下2024铝合金的真实应力 - 应变曲线如图3所示。真实应力-应变曲线以表格的形式输入ABAQUS 3D预处理器中。
图2 基于ABAQUS/显式的方形杯热冲压有限元模型
表1 2024铝合金材料的机械性能和热性能
在板料和模具之间定义了四个接触副。摩擦和接触热传导存在于每个接触副的界面上，采用库仑摩擦模型，假定摩擦系数在成形过程中保持不变。由平板滑动摩擦试验得到板料与模具间的摩擦系数为0.17。其他加工参数列于表2。如图3所示，当温度低于300℃时 2024铝合金的应变非常小。同时，根据Wang等人[ 3 ]的研究随着温度升高到450℃以上，2024铝合金的延展性明显下降。为了保证板料具有足够的延展性以进行方形杯的冲压，选择成型温度范围为300～450℃。通过参考文献[22]的方法可以选择压边力和模具入口半径，根据文献[22]，压边力可以用经验公式Q = A∙q，其中A是深拉伸前压边圈下方板料的面积，q是单位压边力。对于铝和铝合金，q为0.85〜1.4MPa。计算表明压边力可选择范围为24sim; 40kN，凹模入口半径可以设置为板料厚度的三倍左右。因此，凹模入口半径设计为15mm。同时，为了保证凸模圆角半径与凹模圆角半径的间隙不小于板材厚度，凹模圆角也设计为15mm。采用显式耦合温度位移公式对非等温热冲压进行计算。取出模具后，将热冲压方形杯冷却至室温（25°C）后提取方形杯中的残余应力。
2.3热冲压实验
在局部加厚板方形杯热冲压成形过程中，工艺参数设定为：成形温度400℃，压边力32 kN，凸模圆角半径10 mm，凹模入口半径和凹模圆角半径均为15 mm。当使用平板冲压时，成型温度设定在300至450℃之间，间隔为50℃，压边力为24至40kN，间隔为4kN。用于方形杯热冲压的模具布置如图4所示。
本研究使用从商业途径购买的具有10mm恒定厚度的2024铝合金平板板作为原材料。首先，按照图1的方案将材料加工成厚度为5mm的平板和局部增厚板，以确保平板和局部增厚板的机械性能相同。之后将它们置于410℃下退火2小时，以增加它们的可成形性。
图3 2024铝合金在0.1/s应变率下的真实应力-应变曲线
表2 热冲压方形杯的相关工艺参数
图4 热冲压方形杯原理图
热冲压实验是在500-t双动拉深液压机上执行的。在热冲压之前，用电热棒将凹模，压边圈和填充块加热到150℃。温度由热电偶和温度控制器控制。板料通过热辐射在箱式电阻炉中加热，只有凸模未被加热。加热后，将板料手动转移至压力机，其表面温度由红外热像仪监测。测量大约有20℃的表面温度衰减。为了补偿手动传送过程中的温度衰减，将板料加热到炉子成形温度20℃以上。开始时通过喷洒水基石墨来润滑凹模和压边的两个表面。板料达到成型温度后，将其置于预热的凹模上并立即冲压。冲压速度为10mm / s，方形杯被拉伸深度为60mm。图5为400℃下使用平板热冲压的方形杯。
2.4残余应力的测量
在后续的加工过程中，底部圆弧残余应力的释放和再分配往往会产生较大的变形，从而大大降低方形杯的尺寸精度。据Li等人[ 23] 的研究零件的残余应力较大时，加工后常产生较大的变形。因此，减少热冲压方形杯底部圆弧的残余应力是非常重要的。本文研究了底部圆弧中占主导地位的切向残余应力的分布规律。
图5 使用400℃的平板制造的热冲压方形杯（压边力为32KN，凹模入口半径和凹模圆角半径均为15mm）
详细分析了区域A中沿厚度方向的切向残余应力分布（见图6）。 箭头的方向为测量的残余应力方向，定义为切线方向。 测得的残余应力是沿切线方向的法向应力。 在有限元模拟过程中，模具被移除，热冲压方形杯在热冲压过程完成后冷却至室温（25℃）。 然后，提取沿区域A厚度方向的节点处切向应力值，并将其视为模拟残余应力。
图6 区域A切向残余应力的方向
为了进行定量比较，本研究还测试了沿区域A厚度方向的切向残余应力分布。采用逐层去除技术和X射线衍射来确定实际热冲压方杯沿厚度方向的切向残余应力分布。电解抛光用于逐层去除材料。根据参考文献[24]，具有复杂几何形状的样品，在有限区域进行电解抛光，在此过程中应力松弛可忽略不计，这是残余应力检测的实用方法。因此，在本研究中，电解抛光是在小于的区域内进行的。用饱和氯化铵溶液作为电解质，电压和电流分别设置为20V和1A。在每个电解抛光周期中去除的层厚度为0.2mm。在去除层后，使用X射线衍射确定残余应力值。
所有测量均使用X-350A X射线应力分析仪完成。操作电压和电流分别为27 kV和7 mA。选择Al（311）作为测定的晶面，衍射角2theta;设定为136°〜143°。
3结果
3.1成形温度对残余应力的影响
通过在300℃到450℃间，每隔50℃的对比试验研究成形温度对残余应力的影响。同时设置压边力为32 kN,，凹模入口半径为15 mm，凹模圆角半径为15 mm。图7(a)中展示了在不同成形温度下热冲压后方形杯的底部圆弧中切向残余应力的分布。结果表明，底部圆弧沿厚度方向的切向残余应力在外层是拉伸的，而在内层是压缩的。
提高成型温度会降低残余应力，特别是当温度高于400°C时。根据仿真结果，通过增加成形温度，底部圆弧切向残余应力可以从 137sim;minus;165 MPa 降低到 87sim;minus;91 MPa。图7(b)显示了在300℃和450℃下进行的有限元模拟和实验测量得到的底部圆弧的切向残余应力。 结果表明，残余应力的分布及大小上有限元模拟的结果与实验测量得到的数据非常吻合。
图7 (a)不同成型温度下沿厚度方向切向残余应力的分布，(b) 300°C与450°C有限元模拟与实验测量残余应力结果的比较
3.2压边力对残余应力的影响
通过在24 kN到40 kN间每隔4 kN的对比试验研究压边力对残余应力的影响。同时设置成形温度为400℃，凹模入口半径为15 mm，凹模圆角半径为15 mm。在图8(a)中示出了在各种压边力下热冲压方形杯底部圆弧中的切向残余应力分布。增加压边力会使热冲压方形杯底部圆弧残余应力值降低。根据仿真结果，通过压边力从24 kN增加到40 kN，底部圆弧切向残余应力可以从 140sim;minus;145 MPa降低到 100sim;minus;105 MPa。图8(b)为当压边力分别为24 kN与40 kN时有限元模拟和实验测量得到的底部圆弧切向残余应力值。可以看出有限元模拟结果与实验测量数据比较吻合。
图8 (a)不同压边力下沿厚度方向切向残余应力的分布，(b) 24KN与40KN压边力下有限元模拟与实验测量残余应力结果的比较
3.3凹模入口半径和凹模圆角半径对残余应力的影响
通过设置凹模入口半径分别为13
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