（北京科技大學機械工程學院, 北京 100083）

鋁合金具有密度低、比強度高和耐腐蝕等優(yōu)點，因此在航空、航天和汽車制造等領域得到廣泛應用。鋁合金的應用可以降低航空飛行器的重量，從而提高飛行器的機動性能，降低油耗[1-4]。

通常應用冷沖壓進行鋁合金板料成形，但在常溫下，鋁合金成形性較差，很難成形形狀復雜零件。沖壓成形后零件容易發(fā)生回彈，導致成形精度很難控制[5]。應用超塑性成形可以有效提高零件的成形精度，零件的表面質量也相對較好。但超塑性成形速率較低，生產1個零件的周期過長，對原材料的晶粒尺寸也有嚴格要求，進行批量化生產零件的難度很大[6]。近年來，溫成形得到越來越多的關注，溫成形可以提高板料的成形能力且沖壓速度快，但溫成形時需要對板料和模具同時加熱，增加了工藝的復雜性[7-8]。與以上提到的冷沖壓、超塑性和溫成形相比，鋁合金熱沖壓時，板料加熱到一定溫度可以提高板料的成形性，同時對原材料的晶粒尺寸要求不高，也不需要對模具進行加熱，可以在1次沖壓過程中快速成形形狀復雜的零件，以往需要先成形幾個尺寸稍小的零件，然后再用拼焊等手段將幾部分連接成一個整件[9-10]。

沖壓完成后，零件需要在模具上保壓一段時間，由此既可以抑制零件的回彈，也可以起到冷模具淬火的作用，從而提高零件的成形精度和力學性能[11-12]，但在熱沖壓大尺寸鋁合金零件時，存在諸多成形缺陷，比如破裂如圖1（a）所示、起皺如圖1（b）所示及回彈等缺陷，數值模擬則可以用來研究鋁合金熱沖壓過程和降低成形缺陷出現(xiàn)的風險。

ZHOU等[2]通過數值模擬分析，研究了壓邊力和沖壓速度對零件成形性的影響，通過多目標優(yōu)化得到合理的工藝參數取值范圍。傅壘等[4]通過數值模擬研究了工藝參數對成形質量的影響，通過試驗對仿真模型的可靠性進行了驗證。Mohamed等[11]通過仿真和試驗的方法對熱沖擊過程中的沖壓速度的影響進行了分析，并建立了成形工藝窗口。數值模擬方法還可以用來預測零件成形過程中的應力、應變和厚度分布，從而彌補試驗時很難有效實時測量的不足，為實際沖壓試驗和生產提供理論參考[13]。因此有必要利用有限元軟件對熱沖壓大尺寸鋁合金零件過程中的應力、應變和厚度進行分析，從而增加對鋁合金熱沖壓的理解，提高零件成形質量。

圖1 成形件的缺陷Fig.1 Defects of formed part

1 鋁合金熱沖壓模型的建立

圖2為鋁合金熱沖壓試驗模具裝置，采用倒裝模形式，分為凸模、凹模和壓料板。模具由北京科技大學零件軋制中心的高速銑削中心加工制造。有限元仿真模型根據實際模具尺寸建立，因為模型的對稱性，因此采用二分之一模型，從模型中間設置對稱面，如圖3所示。模型由凸模、凹模、壓料板、板料和對稱面組成。熱沖壓試驗材料為6082鋁合金，材料的化學成分如表1所示。

材料在高溫下的力學行為如圖4所示。6082鋁合金的流動應力在熱變形時受變形溫度和應變速率的影響顯著。流動應力隨著應變速率增加和變形溫度的降低而增加。熱沖壓大尺寸鋁合金零件的工藝參數為:沖壓速度為200 mm/s,壓邊力為110 kN，板料初始成形溫度為472 °C，模具初始溫度為25 °C。

2 結果與分析

圖2 熱沖壓試驗模具Fig.2 Mould and die set for hot stamping experiments

通過對鋁合金熱沖壓過程中的應力、應變和厚度分析，能夠更好地了解材料的變形過程。在實際沖壓過程中很難獲得材料的瞬時應力、應變和厚度狀態(tài)，因此需要借助有限元軟件來觀察和分析板料變形時的應力、應變和厚度分布，為沖壓成形高精度的零件提供理論參考。

圖3 有限元仿真模型Fig.3 Finite element model

表1 6082 鋁合金的化學成分（質量分數）%

圖4 6082鋁合金高溫力學行為Fig.4 Thermal mechanical behavior of aluminum alloy 6082

2.1 熱沖壓過程中的應力分布

將鋁合金熱沖壓過程按照總的沖程分成3個階段，分別分析不同階段結束時應力的分布特點。板料成形過程中的等效應力分布如圖5所示。

由圖5可知，成形初始階段板料與凸模接觸的位置等效應力最大，遠離凸模圓角的平面區(qū)域應力很小，隨著變形程度的增加，最大等效應力處轉移到側壁區(qū)。因為在熱沖壓過程中，板料中最先接觸凸模的部分首先發(fā)生變形，受到拉力和彎曲應力的作用。由于壓力的作用，板料的熱量會傳遞到冷模具中，因此，板料溫度降低，變形抗力增大。當凸模繼續(xù)運動時，需要更大的力使得板料變形，因此會產生更大的應應力。圖5（b）表示高應力的粉紅區(qū)域增大，在成形后期，凸模底部與板料之間的摩擦力限制了板料料的流動，而側壁區(qū)要承受來自兩端的拉力，成為應應力最大的區(qū)域，最大值可以達到55.86MPa，因此此也是容易發(fā)生破裂的危險區(qū)域。

2.2 熱沖壓過程中的應變分布

沖壓過程中3個階段結束時的應變分布如圖6所示。

由圖6可知，應變最先發(fā)生于凸模圓角與板料接觸的區(qū)域，隨著沖壓的繼續(xù)，應變由凸模圓角處向四周擴展，最后在成形完成時，側壁區(qū)的應變值最大。如圖6 （c）所示，最大應變值達到0.29。應變變化過程與應力分布有相似之處，不同之處在于除了凸模附近的區(qū)域外，其他區(qū)域的塑性應變值很小，因為與凸模圓角最先接觸的區(qū)域先發(fā)生變形，隨著沖壓的繼續(xù)，參與變形的區(qū)域增加，但遠離凸模區(qū)域的材料變形量較小。因為模具凸凹模之間的間隙大于板厚，成形后期側壁區(qū)的材料溫度要高于其他區(qū)域，溫度高使得材料流動應力低，變形抗力小，又因為受到很大的拉應力，導致大的應變量產生。

2.3 熱沖壓過程中的厚度分布

圖7為熱沖壓過程中的厚度分布云圖。由圖7可知，厚度分布的變化規(guī)律與應力和應變的分布有一定的相似之處。板料減薄位置最先發(fā)生在凸模圓角與板料的接觸處。隨著沖壓的進行，減薄區(qū)域不斷增加，主要向側壁區(qū)擴展。由圖7（b）可知，當沖壓進行到2/3時，最小厚度為1.31mm；當沖壓完成時，最小厚度值為1.23 mm，位于側壁區(qū)；最小厚度值在1.2 mm以上時，通?？梢越邮?。由應力-應變分布圖可知，側壁區(qū)的應力值和應變值均為整個零件的最大值。因此，厚度分布與應力-應變分布具有一定的一致性。

圖5 熱沖壓過程中的應力分布云圖Fig.5 Stress distribution in hot stamping process

圖6 熱沖壓過程中的應變分布云圖Fig. 6 Strain distribution in hot stamping process

圖7 熱沖壓過程中的厚度分布云圖Fig.7 Thickness distribution in hot stamping process

3 結論

本文利用有限元模擬軟件對熱沖壓某大尺寸鋁合金板件過程中的應力、應變和厚度分布進行了分析，主要得出以下結論：

（1）在鋁合金熱沖壓過程中，板料的最大應力區(qū)域由凸模圓角處逐漸轉移到側壁區(qū)，側壁區(qū)承受一定的拉應力，成為產生破裂的主要區(qū)域。

（2）成形過程中，板料的塑性應變主要發(fā)生在凸模圓角附件，隨著沖壓的繼續(xù)，最大應變量發(fā)生在側壁區(qū)。

（3）沖壓開始時，減薄發(fā)生于凸模圓角與板料接觸處，沖壓完成時，最小厚度位于側壁區(qū)。厚度分布變化規(guī)律與應力和應變分布具有一定的一致性。

[1]顏鳴皋, 吳學仁, 朱知壽. 航空材料技術的發(fā)展現(xiàn)狀與展望[J]. 航空制造技術, 2003(12): 19-25.

YAN Minggao, WU Xueren, ZHU Zhishou. Recent progress and prospects for aeronautical material technologies[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2003(12): 19-25.

[2]ZHOU Jing, WANG Baoyu, LIN Jianguo, et al. Optimization of an aluminum alloy anti-collision side beam hot stamping process using a multi-objective genetic algorithm[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2013, 13(3): 401-411.

[3]LI Leiting, LIN Yongcheng, ZHOU Huaming, et al. Modeling the high-temperature creep behaviors of 7075 and 2124 aluminum alloys by continuum damage mechanics model[J]. Computational Materials Science,2013, 73(6):72-78.

[4]傅壘,王寶雨, 孟慶磊, 等. 鋁合金熱沖壓成形質量影響因素[J]. 中南大學學報 (自然科學版), 2013, 44(3): 936-941.

FU Lei, WANG Baoyu, MENG Qinglei, et al. Factorsaffecting quality in hot stamping of aluminum alloy[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2013, 44(3): 936-941.

[5]KIM H S, KO? M, NI J. Development of an analytical model for warm deep drawing of aluminum alloys[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 197(1): 393-407.

[6]PORTER R L. Development of RTI Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo production-scale fine grain size sheets for low-temperature superplastic forming applications[C]// 24th Advanced Aerospace Materials and Processes (AeroMat) Conference and Exposition. Asm, 2013.

[7]MOHAMED M, FOSTER A D, LIN J. Solution heat treatment in HFQ process[J]. Steel Res. Int, 2008, 79(11): 160-167.

[8]TAKUDA H, MORI K, MASUDA I, et al. Finite element simulation of warm deep drawing of aluminium alloy sheet when accounting for heat conduction[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002,120(1): 412-418.

[9]ZHOU J, WANG B, LIN J, et al. Optimization of aluminum alloy anti-collision side beam hot stamping process using multi-objective genetic algorithm[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering,2013,13(3):401-411.

[10]MA W, WANG B, FU L, et al. Influence of process parameters on deep drawing of AA6111 aluminum alloy at elevated temperatures[J].Journal of Central South University, 2015,22(4):1167-1174.

[11]MOHAMED M S, FOSTER A D, LIN J, et al. Investigation of deformation and failure features in hot stamping of AA6082:experimentation and modelling[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2012, 53(1): 27-38.

[12]FAN X, HE Z, YUAN S, et al. Experimental investigation on hot forming-quenching integrated process of 6A02 aluminum alloy sheet[J].Materials Science and Engineering: A, 2013， 573：154-160.

[13]朱小兵，花俊，肖曉青，等. 基于數值模擬的TC11鈦合金旋壓過程應力應變分析[J]. 航空制造技術, 2014(2): 60-62.

ZHU Xiaobing, HUA Jun, XIAO Xiaoqing, et al. An analysis of stress and strain of TC11 titanium alloy during spinningprocess based on numerical simulation[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2014(2):60-62.