鎂合金筋條式壁板壓彎成形研究

王忠堂，楊 念，陳佳鑫，楊君寶，梁海成

(沈陽理工大學 材料科學與工程學院，沈陽 110159)

由于國外對鎂及鎂合金的研究應用工作起步較早，因此他們在這些領域取得了一些先進的研究成果。Sanjari[1]研究發現鎂合金在高應變速率(1200s-1)變形時，晶界原位跟蹤與壓縮孿晶和二次孿晶有關，增加軋制應變和壓縮應變，可以增大壓縮孿晶和二次孿晶的激活能。隨著應變速率的增大，再結晶的體積分數明顯增加，可能導致孿生誘發再結晶分數的增加。Biswas等[2]通過VPSC模型對鎂合金AM30擠壓后形成的微觀結構和織構進行了模擬研究，盡管忽略了動態再結晶的影響，仍然可以準確地預測鎂合金形成的織構。Bhattacharya等[3]研究了AZ31鎂合金在熱加工條件下動態再結晶的流動應力、應變、應變速率和溫度之間的關系，建立了熱變形條件下的本構方程，對動態再結晶晶粒尺寸進行了定量分析。Ciccarelli等[4]研究了ZK60鎂合金的流動應力與組織演變規律，提出了一個考慮晶界滑動和位錯運動的新的本構方程形式。在壁板成形方面，edek等[5]研究了某型號整體表面縱梁翼板的破壞形式，分析了某型通勤飛機飛行載荷作用下的裂紋擴展，討論了整體壁板的裂紋擴展和原始數據。Iuspa[6]提出了一種特殊的快速生成和參數化方法，設計了具有自由拓撲結構的薄壁結構。該方法利用由專用骨架為基礎的積分軟目標照射的整個勢場，重新排列任意形狀結構域的有限元表面，生成無拓撲約束的自動混合肋和凸點。Fossati等[7]應用數值方法來評估在裂紋擴展情況下整體加工的蒙皮縱梁板的性能，分析循環對裂紋擴展和剩余強度預測的整體結構。

在壁板成形方面，國內學者也做了很多工作，彭艷敏等[8]研究了大型飛機機翼整體壁板噴丸成形延展性問題，從影響整體壁板噴丸延展變形的因素出發，得出整體壁板噴丸成形加工環節的延展變形規律。陽波等[9]分析了大型機翼整體壁板結構特征及成型工藝方法，開展了機翼壁板的展開建模重構工作，提出一種局部區域不展的方法進行展開計算。王永軍等[10]分析了大型機翼整體壁板在噴丸成形及強化過程中產生延展變形的機理，采用Avrami覆蓋率計算模型，通過多彈丸撞擊長方體胞元的有限元模擬方法，得到彈丸撞擊后靶材的表層誘導應力場的分布規律，建立了預測噴丸成形及強化延展變形的有限元模擬方法。陳同祥等[11]分析了天宮一號長壽命載人密封艙結構設計約束條件，通過不同結構形式的比較，提出了密封艙采用整體壁板結構。李衛東等[12]對筋條在內弧的對稱、非對稱形狀截面的結構特征，利用解析法得到了壓彎過程中彎曲中性層的平移量和轉動量，建立了回彈的計算模型，得出上模下壓量與回彈量的關系表達式。錢炳蕓[13]運用Deform-3D有限元軟件對AZ31鎂合金板材的V型彎曲過程進行了模擬，分析了板材在彎曲過程中的應變場、應力場及速度場分布規律。宋剛等[14]研究了復合材料加筋板翼面結構穩定性問題，分析了加筋板在壓縮和剪切等載荷作用下的穩定性。并給出復合材料層合板在復雜載荷下的屈曲及后屈曲安全裕度的計算準則。

根據以上文獻，未發現關于鎂合金壁板成形方面的研究工作，因此，開展鎂合金筋條式壁板壓彎成形研究工作對于拓寬鎂合金材料應用領域具有重要意義。本文對鎂合金壁板壓彎成形進行數值模擬研究，優化工藝參數及模具結構，并進行實驗研究，以探索鎂合金筋條式壁板壓彎成形的可行性及產品尺寸精度等關鍵技術問題。

1 模擬方案及工藝參數

使用UG軟件建立了AZ31鎂合金筋條式壁板壓彎成形幾何模型。采用DEFORM軟件對鎂合金壁板壓彎過程進行數值模擬研究，鎂合金壁板壓彎變形溫度為310～430℃。

鎂合金壁板及模具三維建模：使用UG軟件對AZ31鎂合金筋條式壁板以及模具進行三維建模，如圖1所示，壁板尺寸為100mm×200mm×7mm，槽深4mm。

圖1 筋條式壁板結構及尺寸

2 模擬結果

2.1 位移總量分析

變形溫度310℃時的筋條式壁板壓彎位移總量如圖2所示。

圖2 筋條式壁板位移總量(310℃)

由圖2可以看出，位移總量的不同會造成下表面凹凸不平，筋條式壁板壓彎后背部最高點與最低點差值為0.1～0.3，不同的壓彎變形溫度對位移總量有影響，隨著壁板溫度降低，位移總量隨之減少，減少的數值較小，壁板溫度從310℃到430℃，各選取點位移總量數值平均降低0.2mm。

2.2 破壞系數分析

不同變形溫度條件下的破壞系數分布如圖3a所示。

圖3 筋條式壁板破壞系數及溫度場(310℃)

結果表明，破壞系數越大，壓彎過程中壁板發生破壞的可能性越大。筋條式壁板破壞大多集中在凸起處，其破壞系數平均值達到0.202。

2.3 溫度場分析

不同變形溫度條件下的AZ31鎂合金壁板溫度場分布如圖3b所示，結果表明，壁板與上模具的接觸處溫度下降較快，下降溫度達到70～90℃。壁板與下模具的接觸處溫度下降較慢，下降溫度達到30～40℃。

2.4 應變場與應力場分析

不同變形溫度條件下的應變場分布如圖4a所示。

結果表明，筋條式壁板應變分布較均勻，其應變平均值為0.195。上半部分的橫向肋板與縱向肋板接觸處應變最大，達到0.389。

圖4 筋條式壁板應變場與應力場(310℃)

不同變形溫度條件下的應力場分布如圖4b所示，結果表明，隨著鎂合金壁板壓彎成形溫度的增大，壁板受到的應力逐漸減小。

鎂合金壁板受到的平均應力以及最大應力隨變形溫度的變化曲線如圖5所示。

圖5 筋條式壁板應力隨溫度變化曲線

3 鎂合金壁板壓彎成形實驗研究

實驗設備采用3150kN萬能液壓機，模具結構及尺寸見圖6所示。AZ31鎂合金筋條式壁板平面尺寸為100mm×200mm×7mm，槽深4mm。鎂合金壁板的成形溫度分別為310℃、340℃、370℃、400℃、430℃。根據確定的變形工藝參數，對鎂合金壁板進行壓彎成形實驗，獲得了滿意的實驗結果。AZ31鎂合金壁板壓彎件如圖7所示。鎂合金筋條式壁板彎曲件的背部出現凹陷，如圖8a所示；鎂合金筋條式壁板成形件的形狀及弧度分布尺寸精度如圖8b所示，模擬結果與實驗結果相吻合，最大相對誤差小于19.1%。

圖6 壓彎模具結構及變形尺寸(s=50mm，h=8mm)

圖7 鎂合金筋條式壁板實驗件

圖8 鎂合金壁板壓彎背部凹陷形狀曲線

4 結論

(1)采用UG軟件建立了AZ31鎂合金筋條式壁板壓彎成形有限元數值模擬的幾何模型，采用商業軟件對AZ31鎂合金網格壁板壓彎成形進行了數值模擬研究。

(2)通過數值模擬研究，得到了鎂合金筋條式壁板壓彎成形中的溫度場、應變場、應力場、模具載荷、破壞系數等分布規律，優化了變形工藝參數及模具結構。

(3)研制了鎂合金筋條式壁板壓彎成形模具裝置，并且進行了實驗研究，獲得了合格的鎂合金網格壁板彎曲件。

(4)分析了鎂合金筋條式壁板成形件的形狀及弧度分布尺寸精度，模擬結果與實驗結果相吻合，最大相對誤差小于19.1%。