基于dynafm2的鋁合金復(fù)雜薄壁構(gòu)件充液成形仿真分析

基于dynafm2的鋁合金復(fù)雜薄壁構(gòu)件充液成形仿真分析

充液成形數(shù)值分析充液成像技術(shù)是目前應(yīng)用最廣泛的精細(xì)零件形成技術(shù)之一。在該技術(shù)的幫助下，液體被用作傳力介質(zhì)，而不是剛性凸模型或凹模型，從而完成整體結(jié)構(gòu)的柔性形成。在液體和樣品的配合下，。充液成形工藝的影響因素除材料本身特性外，加載路徑對(duì)零件成形性能的影響尤為重要。然而，目前對(duì)于板材充液成形的研究主要集中在基于線性加載路徑下的壓邊力、壓邊間隙、摩擦系數(shù)、模具設(shè)計(jì)等工藝參數(shù)對(duì)零件成形性的影響規(guī)律因此，本文以航空用某鋁合金大尺寸加強(qiáng)框零件作為研究目標(biāo)，基于主動(dòng)式充液成形工藝，采用非線性商業(yè)有限元軟件DYNAFORM，對(duì)比分析加載路徑如線性加載、三角波脈動(dòng)加載、梯形波脈動(dòng)加載對(duì)零件成形性的影響，并且重點(diǎn)研究脈動(dòng)加載條件下的振幅、頻率等關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)零件壁厚分布和減薄率的影響規(guī)律。結(jié)合模擬所得分析結(jié)果，開(kāi)展具體鋁合金航空復(fù)雜薄壁構(gòu)件的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，從而獲得滿足工程應(yīng)用要求的工藝方案。1加載路徑的確定由于目標(biāo)零件具有非對(duì)稱和小圓角等復(fù)雜特征，因此考慮采用板材主動(dòng)式充液成形工藝，所用加載路徑分別為線性加載、三角波脈動(dòng)加載以及梯形波脈動(dòng)加載3種加載方式。分別對(duì)上述3種加載路徑進(jìn)行數(shù)值仿真，并分析對(duì)成形性能的影響規(guī)律，從而得到最佳加載方式，并基于所得加載方式進(jìn)一步優(yōu)化其中的關(guān)鍵工藝參數(shù)，最終獲得能滿足工程應(yīng)用要求的工藝方案。1.1-o鋁合金圖1所示為某航空加強(qiáng)框零件的結(jié)構(gòu)特征，所用材料為2A12-O鋁合金，原始板料厚度為1.0mm，最大減薄率不得超過(guò)20%。成形件最大腔深為40.5mm，四周為不規(guī)則空間曲面，底部區(qū)域均勻分布6個(gè)深度為4.3mm的加強(qiáng)窩。1.2材料性能參數(shù)表1所示為2A12-O鋁合金材料的力學(xué)性能。由表1可知，2A12-O鋁合金板材在與沿軋向方向呈0°、45°和90°方向上的材料的各向異性指數(shù)變化不大，即沒(méi)有明顯的各向異性現(xiàn)象，因此，本文選取0°方向上的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線作為模擬中輸入的材料力學(xué)性能，如圖2所示。1.3限元軟件dynaf面臨的挑戰(zhàn)采用三維建模軟件UG進(jìn)行有限元建模，保存為IGS文件后導(dǎo)入商業(yè)有限元軟件DYNAFORM中，如圖3所示，為便于顯示，所示模型為剖視圖形式。由于板料厚度與長(zhǎng)寬的比值較小，因此，采用殼單元進(jìn)行分析。板料劃分網(wǎng)格后，共有四邊形單元48614個(gè)，三角形單元1205個(gè)。2零件件件性能的變化規(guī)律分析2.1不同路徑下的破碎缺陷分析分別對(duì)線性加載、三角波脈動(dòng)加載和梯形波脈動(dòng)加載這3種加載路徑進(jìn)行了數(shù)值仿真，3種加載方式如圖4所示，橫坐標(biāo)為模擬過(guò)程中所用時(shí)間，不具有實(shí)際意義，僅為增加計(jì)算速度，不會(huì)對(duì)結(jié)果造成影響。其中，初始?jí)毫O(shè)置為2MPa，對(duì)于三角波脈動(dòng)加載和梯形波脈動(dòng)加載情況，均為振幅ΔP=3MPa，頻率f=0.5Hz，壓邊力75kN恒定，間隙0.2mm，摩擦系數(shù)設(shè)定為0.17。圖5為不同加載路徑下的成形極限圖及最大減薄率變化規(guī)律。由圖5a可以看出，在線性加載下，在加強(qiáng)窩邊緣部位已經(jīng)出現(xiàn)有破裂缺陷，結(jié)合圖5d可以看到，線性加載路徑下最大減薄率已經(jīng)超過(guò)20%，不能滿足工程應(yīng)用要求。而從圖5b和圖5c可知，脈動(dòng)加載路徑下(包括三角波與梯形波)零件各個(gè)區(qū)域均處于安全區(qū)域，不會(huì)出現(xiàn)破裂風(fēng)險(xiǎn)。因此，相比較于線性加載路徑，脈動(dòng)加載路徑能夠很好的提高零件成形性。其原因在于，脈動(dòng)加載存在“加載-卸載-再加載”的循環(huán)過(guò)程，在加載過(guò)程中材料發(fā)生變形且強(qiáng)度不斷提高，當(dāng)卸載后材料存在一定的彈性恢復(fù)，同時(shí)已具有一定的預(yù)應(yīng)變，當(dāng)再次加載時(shí)，材料會(huì)產(chǎn)生二次硬化現(xiàn)象，使得變形大的區(qū)域其強(qiáng)度也進(jìn)一步提高，再次加載過(guò)程中變形將轉(zhuǎn)移到應(yīng)力更低的其他區(qū)域，從而使變形和壁厚分布更加均勻，提高了材料的成形性。此外，由于循環(huán)加載-卸載的存在，使得摩擦力也呈現(xiàn)出波動(dòng)變化，從而在卸載過(guò)程中更容易使材料流動(dòng)，增大了進(jìn)料量，降低了材料的減薄率，提高了材料的成形性。分別對(duì)目標(biāo)零件的4個(gè)圓角處壁厚以及橫截面的壁厚分布情況進(jìn)行分析，具體的15個(gè)壁厚測(cè)量點(diǎn)如圖6所示。壁厚測(cè)量結(jié)果如圖7a和圖7b所示。結(jié)合圖7a分析，在目標(biāo)件圓角處，壁厚按照梯形波脈動(dòng)加載、三角波脈動(dòng)加載、線性加載的順序減薄依次加大。線性加載條件下，其減薄率最大，成形中易出現(xiàn)破裂現(xiàn)象。梯形波脈動(dòng)加載條件下的壁厚要整體高于三角波脈動(dòng)加載條件下的壁厚，其原因在于梯形波脈動(dòng)加載相對(duì)于三角波脈動(dòng)加載來(lái)說(shuō)，由于梯形波在波峰與波谷處有一個(gè)保壓過(guò)程，這樣能夠使得材料獲得充分流動(dòng)的時(shí)間。圖7b所示結(jié)果表明，在長(zhǎng)邊橫截面處，不同加載路徑對(duì)壁厚的整體性分布影響差異不是很大，而壁厚之所以呈現(xiàn)出“波浪形”變化，是因?yàn)樵诩訌?qiáng)窩邊緣處存在圓角，成形過(guò)程中，邊緣處減薄較大，而其他區(qū)域減薄較小，從而造成壁厚按照如圖7b所示的形式變化。2.2不同脈動(dòng)加載的零件的成形性由2.1節(jié)對(duì)不同加載路徑下，目標(biāo)件的成形質(zhì)量分析可知，在脈動(dòng)加載條件下，零件的成形性更好，而相比較于三角波脈動(dòng)加載和梯形波脈動(dòng)加載結(jié)果，可知梯形波脈動(dòng)加載在壁厚分布和最大減薄率上更具有優(yōu)勢(shì)。因此，針對(duì)梯形波脈動(dòng)加載路徑，分別研究了振幅、頻率等工藝參數(shù)的對(duì)零件成形性能影響規(guī)律。2.2.1不同振幅條件下壁厚分布以及最大減薄率分別選取振幅ΔP為3、4和5MPa、頻率f恒定為0.5Hz的梯形加載路徑進(jìn)行數(shù)值模擬，其中壓邊力75kN、間隙0.2mm、摩擦系數(shù)0.17。加載波形如圖8所示，橫坐標(biāo)為模擬過(guò)程中所用時(shí)間，不具有實(shí)際意義，僅為增加計(jì)算速度，不會(huì)對(duì)結(jié)果造成影響。按照?qǐng)D6所示的測(cè)量位置分別對(duì)不同振幅加載路徑下所得的模擬結(jié)果進(jìn)行分析。不同振幅下壁厚分布以及最大減薄率如圖9a～圖9d所示。壁厚的變化規(guī)律如圖10所示。由圖9d并結(jié)合圖9a～圖9c可知，當(dāng)ΔP=4MPa時(shí)，最大減薄率最低，而當(dāng)ΔP=5MPa時(shí)，最大減薄率已經(jīng)超過(guò)20%，不能滿足工程應(yīng)用要求。結(jié)合圖10a所示的圓角處的壁厚大小分布規(guī)律，可以看出，在ΔP=5MPa時(shí)，其壁厚最小;ΔP=3MPa時(shí)，其壁厚分布與ΔP=5MPa時(shí)相差不大;而當(dāng)ΔP=4MPa時(shí)，圓角處的總體壁厚分布較為均勻，大小約為0.86mm左右。當(dāng)頻率一定時(shí)，若振幅較小，在循環(huán)“加載-卸載-加載”過(guò)程中，摩擦力的變化不是很明顯，尤其是在初始加載階段，因此造成材料的流動(dòng)不充分，從而壁厚減薄嚴(yán)重。而當(dāng)振幅較大時(shí)，即使有保壓過(guò)程與二次硬化，但是每次加卸載后材料各區(qū)域獲得的預(yù)應(yīng)變均很大，使得變形無(wú)法有效的轉(zhuǎn)移至低應(yīng)力區(qū)域，從而導(dǎo)致壁厚減薄嚴(yán)重，此外，圓角處的補(bǔ)料量不足以與減薄量達(dá)成相對(duì)平衡，從而產(chǎn)生較大的減薄。而對(duì)于橫截面處的壁厚分析可以看出，總體上，振幅對(duì)其壁厚分布的影響不大。2.2.2最大減薄率和壁厚分析由2.2.1節(jié)分析結(jié)果可知，當(dāng)頻率f恒定不變時(shí)，ΔP=4MPa時(shí)，目標(biāo)零件的成形性能最佳。因此，選取恒定振幅ΔP=4MPa，而頻率f依次選擇為0.3、0.5、0.7和0.9Hz，壓邊力、壓邊間隙和摩擦系數(shù)仍分別為75kN、0.2mm和0.17，進(jìn)行數(shù)值仿真分析，加載路徑如圖11所示，橫坐標(biāo)為模擬過(guò)程中所用時(shí)間，不具有實(shí)際意義，僅為增加計(jì)算速度，不會(huì)對(duì)結(jié)果造成影響。對(duì)不同頻率下的模擬結(jié)果進(jìn)行最大減薄率和壁厚分布分析。其中圖12所示為不同頻率下壁厚分布圖以及最大減薄率，而圖13所示則為壁厚變化規(guī)律。由圖12結(jié)果可以看出，當(dāng)f=0.5Hz時(shí)，最大減薄率達(dá)到最低，此外，當(dāng)f=0.3Hz時(shí)，其最大減薄率與f=0.5Hz時(shí)的最大減薄率相差不大，均在17.5%左右。雖然從圖13b中可以看出，在橫截面位置處，不同頻率加載下的壁厚分布差異不是很大，然而，結(jié)合圖13a所示的四角處壁厚變化規(guī)律，當(dāng)f=0.3Hz時(shí)，四角處的厚度最大。針對(duì)上述規(guī)律，選取圓角處362246號(hào)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)變路徑分析，如圖14所示。由圖14f并結(jié)合圖14a～圖14d可知，隨著頻率的增加，圓角處應(yīng)變路徑逐漸向著等雙拉靠近，也即是逐漸靠近安全區(qū)域的邊緣，因此，結(jié)合最大減薄率、壁厚分布以及應(yīng)變路徑變化過(guò)程，可選取f=0.3Hz作為最佳加載路徑。3實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)根據(jù)上述模擬所得最佳加載路徑，也即梯形波脈動(dòng)加載，振幅ΔP=4MPa，頻率f=0.3Hz，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，壓邊力、壓邊間隙等均保持和模擬一致。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，按照模擬所得最佳加載路徑，通過(guò)板材主動(dòng)式充液成形后得到的零件能夠滿足設(shè)計(jì)要求，所得零件圖如圖15所示。4不同梯度路徑下的勻性(1)對(duì)比分析了線性加載、三角波脈動(dòng)加載和梯形波脈動(dòng)加載3種不同加載路徑對(duì)2A12-O鋁合金航空復(fù)雜薄壁構(gòu)件充液成形性能的影響，相比較于線性加載路徑下的零件開(kāi)裂幾率大，成形困難，在脈動(dòng)加載路徑下零件成形性提高，易于成形。此外，零件壁厚分布均勻性的順序?yàn)樘菪尾}動(dòng)加載>三角波脈動(dòng)加載>線性波形加載，可見(jiàn)，梯形波脈動(dòng)加載路徑為最佳加載路徑。(2)分析了梯形波脈動(dòng)加載路徑的振幅對(duì)2A12-O鋁合金航空復(fù)雜薄壁構(gòu)件充液成形性能的影響，對(duì)比了振幅ΔP分別為3、4和5MPa時(shí)零件壁厚的演變規(guī)律，當(dāng)ΔP=4MPa時(shí)，最大減薄率最小，圓角處的壁厚分布最為均勻，振幅最佳。(