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嘉峪檢測網 2024-12-26 13:05
摘 要: 以預時效態7075 鋁合金為實驗材料,采用熱傳導和熱力耦合分析建立了包括模具液氮制冷、板料液氮噴淋和沖壓成形的W 型防撞梁超低溫沖壓仿真流程,使用溫度相關的材料本構以及分區網格劃分方法建立了有限元數值模型,并進行了超低溫沖壓實驗驗證。搭建了超低溫界面熱傳導系數測試平臺,采用反傳熱法求解得到了超低溫界面熱傳導系數。結果表明,隨著溫度的降低,超低溫界面熱傳導系數增大,溫度為-165 ℃時超低溫界面熱傳導系數為2 kW·m-2·℃-1。在模具液氮制冷后,下模具表面的最低溫度為-58.5 ℃,整體預測誤差小于5.2%。在板料液氮噴淋后,預測的板料中部區域溫度為-163.5 ℃,接近實驗測試溫度-160 ℃。W 型防撞梁的特征小圓角過渡區為關鍵變形區,該區域的成形溫度需低于-150 ℃,以保證成形性能。
關鍵詞: 超低溫沖壓;界面熱傳導;預時效態鋁合金;防撞梁;溫度場
引言
鋁合金具有密度低、比強度高及抗蝕性好等優點,被廣泛應用于航空、航天和新能源汽車等領域[1]。隨著節能減排和汽車輕量化要求的日益提高,7XXX 系高強鋁合金逐漸應用到車身安全薄壁構件中,如前防撞梁、B 柱加強板等碰撞吸能結構件[2-3]。然而,高強鋁合金在常溫下塑性差,成形時容易產生起皺、破裂等缺陷。采用溫成形、熱成形等熱輔助成形工藝能提高鋁合金成形性,但同時面臨著高溫變形組織調控難、局部減薄嚴重及表面磨損加劇等問題[4,5]。近年來,相關研究[6-7]表明,鋁合金在超低溫條件下具有伸長率增大和硬化能力增強的“雙增效應”,成形極限提高,變形均勻性增強,零件表面質量好,因而超低溫成形技術在高強鋁合金車身薄壁構件的制造方面有待進一步應用。
針對金屬薄板沖壓成形工藝的研究,通常采用有限元數值模擬技術來分析成形質量,避免缺陷形成,優化工藝參數和模具結構。在超低溫板料成形數值模擬方面,REICHL C 等[8]從對流、輻射和傳導3 個方面考慮超低溫Nakajima 實驗中熱交換過程,準確預測了鋁合金板的溫度場,并通過設置不同虛擬空氣層厚度模擬板料和模具的實際接觸情況,對B 柱特征件模具的溫度分布進行分析,指出合適的板料厚度和模具結構尺寸對板料降溫效果有重要影響。此外,WANG C 等[9]將整個超低溫沖壓視為等溫過程,進行尾翼尖端蒙皮的超低溫成形模擬。然而,在進行超低溫沖壓之前,模具和板料一般會使用低溫介質進行預冷降溫,受到制冷方式、模具結構及零件尺寸等因素的影響,產生局部溫差和溫度時變,難以實現全局等溫,需要考慮成形前和成形過程中板料與模具的溫度場分布。并且,溫度的不同帶來鋁合金塑性和硬化能力的改變,影響成形性能,凡曉波等[10]的研究表明,2195 鋁合金表現出超低溫雙增效應的溫度需要低于-140 ℃。因此,溫度是超低溫成形工藝的關鍵因素,對于模擬超低溫成形過程中溫度場變化的全流程仿真仍較為缺乏。
在超低溫成形時模具與板料之間會進行強烈的熱交換,溫度場預測的關鍵是保證傳熱邊界條件的可靠性,即精確測試和識別超低溫下板料和模具各種接觸條件下的界面熱傳導系數。當前,因冷熱成形方式的長期發展,常溫和高溫條件下的界面熱傳導系數已開發有相關的實驗裝置和對應的識別算法。王斌[11]搭建了圓臺換熱試驗模具,研究了冷模熱沖壓條件下鋁合金和模具之間的界面熱傳導系數,對比了Beck 非線性估算法和熱平衡法的求解精度,分析了載荷、溫度、界面介質和模具材料對溫熱成形界面熱傳導系數的影響規律。孫靜娜等[12]通過鈦合金板熱軋實驗結合有限元仿真修正,獲得了板坯與軋輥間的接觸換熱系數。然而,對于超低溫界面熱傳導系數,鮮見有相關的專業測試設備,超低溫下接觸熱傳導系數隨溫度和壓力的變化尚不清楚,缺乏可靠的超低溫界面熱傳導參數,在一定程度上制約了超低溫成形數值模擬的發展與應用。因此,亟需對超低溫下板料和模具材料間的界面熱傳導系數進行測試和識別。
綜上所述,如何獲取接觸界面的熱邊界條件,并通過仿真手段進行成形過程溫度場的準確預測,是超低溫成形面臨的關鍵問題。本文以預時效態7075 鋁合金為對象,建立W 型防撞梁特征件超低溫沖壓仿真方法,進行超低溫界面熱傳導系數測試,并通過超低溫沖壓實驗對仿真結果進行驗證,為鋁合金超低溫成形工藝探索和優化提供指導。
1、 實驗材料與成形工藝
1.1 實驗材料
本文選用預時效態7075 高強鋁合金為實驗材料,板料厚度為1.6 mm,初始板坯長度為250 mm,寬度為200 mm,為同時滿足超低溫增塑和高服役強度的要求,對初始T6 態板料進行如下預處理: 首先在高溫爐中進行475 ℃、35 min 的固溶熱處理,取出后立即放入水中淬火,然后在烘烤爐中進行120 ℃、1 h 的時效處理,最終得到預時效態的7075鋁合金。這種預時效態鋁合金常溫下能夠穩定儲存,在超低溫成形后僅需進行180 ℃、20 min 的烘烤就能達到約峰值強度的90%,適用于快節拍的車身零部件制造[13]。預時效態7075 鋁合金在常溫至液氮溫度下的單向拉伸力學性能如圖1 所示,該材料在超低溫下的屈服強度和抗拉強度增大,硬化能力增強,均勻伸長率在低于-150 ℃時明顯提高。
圖1 預時效態7075 鋁合金在不同溫度下的力學性能
Fig.1 Mechanical properties of pre-aged 7075 aluminum alloys at different temperatures
1.2 目標零件與成形工藝
目標零件為W 型汽車防撞梁特征件,三維模型和尺寸如圖2 所示,該零件截面呈W 型,主要分為中梁、外側壁和內側壁3 部分,并且在寬度方向沿中心面左右對稱。中梁的上頂面和下頂面通過過渡區連接,過渡區、內側壁和上頂面的交界處具有小圓角特征,圓弧半徑為3 mm,在常溫下沖壓時該區域容易發生開裂。
圖2 W 型防撞梁特征件
Fig.2 Characteristic part of W-shaped anti-collision beam
采用預強化超低溫成形工藝[13]進行鋁合金板料的成形,主要過程如圖3 所示。首先模具通過液氮流道預冷,待模具溫度穩定后,將經過液氮浸泡的預時效態鋁合金板轉運到模具上,同時采用液氮噴淋的方式對板料實施降溫,在-196～-150 ℃溫度區間內進行超低溫成形,最后下料取出零件。
圖3 超低溫沖壓工藝的主要過程
Fig.3 Main process of cryogenic stamping process
2、超低溫沖壓仿真方法
2.1 分析步設定
在Abaqus 中建立仿真模型,根據超低溫成形工藝,將超低溫沖壓仿真流程分為模具液氮制冷、板料液氮噴淋和沖壓成形3 個步驟,如圖4 所示。
圖4 超低溫沖壓仿真過程和分析步類型
Fig.4 Cryogenic stamping simulation process and analysis step type
第1 步是模具液氮制冷過程模擬,為保證超低溫成形溫度,通過在模具中開設液氮流道進行預冷,這一過程采用熱傳導分析步,計算獲取模具的溫度場。
第2 步是板料液氮噴淋過程模擬,以第1 步的計算結果作為板料液氮噴淋過程的初始模具溫度場。因為板料轉運時在空氣中持續散熱,初始溫度將不再為-196 ℃,假定板料溫度場均勻分布,將其初始溫度設置為-170 ℃。當板料轉運完成后,板料兩側與模具支撐面接觸,通過界面進行熱交換。同時,液氮從下模具中央開設的孔洞中一直噴淋而出,即始終有一冷源對板料中部持續制冷,進而也采用熱傳導分析步計算板料轉運到模具上后整體溫度場的變化。
第3 步是進行沖壓成形模擬,將第2 步得到的板料和模具的穩定溫度場作為初始條件,使上模具下行,進行沖壓成形過程的熱力耦合分析。
2.2 材料本構模型
采用Mises 屈服準則,通過Voce 模型描述材料的硬化行為,如式(1) 所示。
式中: 
為等效應力;
為等效塑性應變;A 和B為材料參數;C 為無量綱材料參數。
超低溫沖壓過程中鋁合金發生的是非等溫變形,為考慮溫度對鋁合金超低溫變形行為的影響,擬合得到Voce 模型各個參數隨溫度的變化關系,如式(2) 所示。
式中: T 為溫度。
2.3 模具與板料網格劃分
實際模具較為復雜,安裝孔、定位孔等局部微小結構特征較多,如若全部考慮將成倍增大計算量,但對計算結果影響較小,為提高計算效率,僅保留沖壓模具主要結構。為便于網格劃分,將下模具分為左、中和右3 個部分,較為復雜的中部采用掃掠網格劃分技術獲得較高質量的六面體網格。由于沖壓零件的中間區域為大變形區,對應于初始板料的中部,該處網格種子設置為1,最中間區域為0.5,保證中部網格足夠細小。板料兩側種子設置為4,在厚度方向上分為6 層網格,最終板料劃分得到的單元總數為186000,板料和模具的網格劃分結果如圖5 所示。在模具液氮制冷、板料液氮噴淋兩個分析步中單元類型采用C3D8,在沖壓成形步驟中采用C3D8RT。
圖5 模具及板料的網格劃分結果
Fig.5 Meshing results for die and sheet metal
2.4 熱力邊界條件
超低溫沖壓工藝涉及到的力邊界條件主要有摩擦因數和沖壓速度。由于溫度極低,模具和板料的表面會形成極薄冰層,對于成形過程起到一定潤滑效果,因此摩擦因數通常較小,參考LIU W 等[14]的研究結果,將摩擦因數設置為0.2,另外,沖壓速度設置為450 mm·s-1。在熱邊界條件方面,根據REICHL C 等[8]的研究結果設置相關參數,不同溫度下7075 鋁合金以及模具鋼的比熱容Cp、熱傳導系數λ 如表1 所示,板料與空氣、模具與空氣之間的熱對流換熱系數統一設置為0.58 W·m-2·℃-1,板料和模具的熱輻射系數為0.6。在第1 步模具液氮制冷模擬中,從液氮入口到出口流道側壁的恒定熱流等距離依次設置為-30、-40、-30、-20 和-15 mW·mm-2;第2 步板料液氮噴淋模擬中,板料下表面中部噴淋段設置為強制對流換熱,該處表面環境溫度為-170 ℃。此外,板料和模具之間的界面熱傳導系數通過實驗測試得到。
表1 7075 鋁合金和模具鋼的熱物性參數[8]
Tab.1 Thermophysical parameters of 7075 aluminum alloy and die steel[8]
3、 超低溫界面熱傳導系數測試與沖壓實驗
3.1 超低溫界面熱傳導系數測試
基于超低溫沖壓工況,在Zwick 電子萬能試驗機上搭建了超低溫界面熱傳導系數測試裝置,如圖6 所示,主要包括上、下圓臺模具、半徑為35 mm的圓片試樣、液氮容器、4 個直徑為Φ1 mm 的探針式T 型熱電偶、KEITHLEY7708 數據采集器和后處理電腦。設計圓臺實驗模具使熱量主要沿軸向傳遞,盡可能滿足一維熱傳導假設。圓片試樣側面開有直徑為Φ1 mm,深度為15 mm 的盲孔,用于固定熱電偶,對于薄板而言,板料厚向上的溫度梯度可以忽略,即認為熱電偶測試的溫度為板料表面溫度。在下模具內部距離上表面2、6 和10 mm 位置處分別安裝3 個熱電偶。實際測試時,先將圓片試樣在液氮容器中浸泡15 min,然后快速轉運到下圓臺模具,同時啟動試驗機通過上夾頭帶動上圓臺模具以20 mm·s-1 的速度下行,達到設定壓力時停止并保壓,在板料溫度恢復至室溫后取下板料,完成測試。通過數據采集器記錄模具和板料對應位置的溫度變化歷史,數據點分別為25、26、27 和28。實驗中,設置界面壓力分別為0.5、5 和10 kN。
圖6 界面熱傳導系數測試裝置
Fig.6 Test device of interfacial heat transfer coefficient
界面熱傳導性系數計算原理是用流過界面的熱流密度除以兩個接觸表面的溫度差,如式(3)所示。
式中: h 為板料與模具之間的界面熱傳導系數;q 為板料和模具之間的熱流密度;Td 和Tb 分別為模具和板料表面的溫度。
在獲得4 個測點的溫度變化歷史后,采用Beck反傳熱法來識別超低溫界面熱傳導系數,即通過實驗測試得到的溫度場來反向求解邊界條件,在離散的時間步內尋找最優的對流換熱系數使求解的模具溫度場和測試溫度場偏差最小,最優化的目標函數如式(4) 所示。
式中:
分別為位置i 和j 處的計算值和實驗測試值。參考LI Y 等[15]建立的界面熱傳導系數反求法,基于MATLAB 開發了相應的求解程序,并進行了參數識別。
3.2 W 型汽車防撞梁超低溫沖壓實驗
在300 t 小松伺服壓機上搭建了W 型汽車防撞梁的超低溫沖壓實驗平臺,如圖7 所示,該平臺包括沖壓模具、自增壓液氮罐、液氮輸送管、隔熱防護罩和溫度采集模塊等。在W 型防撞梁冷沖壓模具上開通額外的流道,位置在下模具中部,形狀為圓孔貫通型。使用相對經濟的液氮作為冷卻介質,自增壓液氮罐通過輸送管向模具中運送液氮,實現模具降溫。同時考慮到防撞梁特征件的主要變形區在零件的中部區域,因而在下模具對應位置鉆通兩個圓孔,使流道中的一部分液氮從中間的小口直接噴淋到板料上,達到板料局部降溫的效果。此外,由于沖壓過程在開放空間進行,為了實現更低的成形溫度,使用亞克力材質的隔熱防護罩包裹上模具和下模具,減少板料和模具在空氣中的散熱。
圖7 超低溫沖壓實驗平臺
Fig.7 Cryogenic stamping experimental system
在下模具中梁的表面固定5 個高精度探針式T型熱電偶,具體位置如圖8 所示,在實驗過程中,通過KEITHLEY7708 數據采集器實時監測模具各個測點的溫度。同時板料中心固定一個熱電偶,記錄板料從液氮浸泡到轉運成形后的溫度變化。
圖8 溫度監控與采集測試裝置示意圖
Fig.8 Schematic diagram of temperature monitoring and acquisition experimental device
實驗開始后,啟動溫度采集模塊記錄溫度,并逐步打開自增壓液氮罐的閥門開始模具降溫過程,約1 h 后整個模具溫度維持穩定。將預時效處理后的板料在液氮中浸泡至少15 min,接著取出并快速轉運至模具上,轉運時間不超過10 s。之后,通過液氮噴淋對模具上的板料局部降溫,該過程持續時間大約30～40 s。最后,啟動伺服壓機進行沖壓,短暫保壓后抬起壓機,取出零件并進行下一塊板料的沖壓,整個超低溫沖壓實驗在2 min 內完成。
4、 結果與討論
4.1 超低溫熱傳導系數
根據施加載荷和接觸面積的比值計算得到接觸壓力分別為0.13、1.3 和2.6 MPa,不同接觸壓力下板料和模具溫度變化歷史如圖9 所示,板料轉運到模具后,模具溫度開始下降,板料溫度從-196 ℃上升到約為-170 ℃。在圓臺模具對板料施加壓力后,板料的溫度呈快速上升趨勢,表明存在接觸壓力時板料和模具以極快的速度進行熱交換。當板料溫度到接近0 ℃時上升速度明顯減緩,模具上最靠近表面的25 號測點從室溫降低到8 ℃,而距離表面更遠的26、27 號測點的最低溫度分別為14 和17 ℃。在上模具壓住板料約20 s 后,所有測點的溫度都穩定在20 ℃左右。對比不同載荷下的結果,各個測點溫度都具有相同的變化趨勢。
圖9 不同接觸壓力下板料與模具溫度變化歷史
(a) 0.13 MPa (b) 1.3 MPa (c) 2.6 MPa
Fig.9 Temperature change history of sheet metal and die with different contacting pressures
不同接觸壓力下超低溫界面熱傳導系數的識別結果如圖10 所示。隨著溫度降低,界面熱傳導系數逐漸增大,到-165 ℃時接近2 kW·m-2·℃-1。而隨著接觸壓力的增大,界面熱傳導系數增大趨勢不明顯,表明超低溫下接觸壓力對界面熱傳導系數影響較小。
圖10 不同接觸壓力下界面熱傳導系數隨溫度的變化
Fig.10 Change of interfacial heat transfer coefficient with temperature under different contacting pressures
4.2 模具與板料溫度場仿真結果分析
在進行液氮制冷后模具的溫度場分布如圖11 所示。從圖中可知,下模具的表面溫度呈梯度分布,中部溫度低,兩邊溫度高,從液氮入口到出口的溫度逐漸升高,在靠近液氮入口處溫度最低,為-58.9 ℃ (箭頭所示),出口處溫度約為-30.4 ℃。自增壓液氮罐向模具輸送的實際是液氮和空氣的混合物質,由于液氮輸送管頭部插入模具流道入口,輸送的液氮與測點2 附近的流道最先接觸,使該位置附近溫度最低。隨后,液氮與模具之間的熱交換使冷卻介質中液氮占比逐漸降低,因而靠近入口溫度低、出口溫度高。模具表面溫度的測試與仿真結果對比如表2 所示,5 個測溫點的仿真溫度與實驗測試溫度都較為接近,最大誤差為5.2%,驗證了模具溫度場仿真結果的可靠性。
表2 實驗與仿真的模具溫度對比
Tab.2 Comparison of experimental and simulated temperatures of die
圖11 模具液氮制冷后的溫度場分布
Fig.11 Temperature field distribution after liquid nitrogen refrigeration of die
板料轉運完成后經過液氮噴淋仿真獲得的溫度場如圖12 所示。從圖中可知,溫度沿板料寬度方向呈現明顯的梯度分布,板料與模具接觸的區域溫度上升顯著,最終基本和模具溫度一致。實驗記錄板料從液氮浸泡、液氮噴淋到沖壓成形的溫度變化如圖13 所示。在未與模具接觸的板料中部,經過液氮噴淋后,仿真所獲得的最終溫度為-163.5 ℃,與實驗獲得成形前的板料溫度-160 ℃十分接近。因此,前兩步仿真結果能夠很好地描述板料和模具在液氮預冷和噴淋后的溫度變化情況,為后續超低溫成形仿真提供準確的初始熱邊界條件。
圖12 板料液氮噴淋后的溫度場分布
Fig.12 Temperature field distribution after liquid nitrogen spraying of sheet metal
圖13 超低溫沖壓全過程中板料溫度變化曲線
Fig.13 Temperature change curve of sheet metal during whole process of cryogenic stamping
4.3 W 型零件沖壓成形結果分析
超低溫成形得到的W 型防撞梁零件如圖14 所示,通過超低溫沖壓仿真得到的應變場分布如圖15所示。從圖中可知,發生最大變形的區域是兩處通過內側壁、過渡區和上頂面交界形成的小圓角特征區域,仿真得到的最大等效塑性應變達到0.385,該區域容易發生應變集中現象。分析可知,這兩個小圓角特征區位于板料的中心,受限于W 型防撞梁的內外側壁結構,沖壓成形過程中兩側材料流入困難,只能依靠該處材料自身的塑性,若塑性變形能力不足,則易開裂。根據沖壓實驗結果,當溫度為-160 ℃時能夠成形出無破裂的W 型防撞梁零件。
圖14 超低溫沖壓成形的W 型零件
Fig.14 W-shaped part of cryogenic stamping
圖15 超低溫沖壓仿真應變場分布
Fig.15 Strain field distribution of cryogenic stamping simulation
為進一步分析預時效態7075 鋁合金W 型防撞梁的成形溫度區間,分別對板料進行室溫沖壓以及經過液氮浸泡后的沖壓實驗,得到的零件如圖16 所示。由圖可知,室溫下成形的零件直接破裂,而液氮浸泡后板料在成形時依舊在小圓角特征區域出現短裂紋,從圖13 的溫度變化結果可知,如果沒有進行液氮噴淋補溫,成形時的溫度接近-150 ℃,此時仍無法得到完整的零件。因此,在超低溫成形時,W 型零件的小圓角關鍵過渡區域需要保證在足夠低的溫度下發生變形,即變形溫度低于-150 ℃,充分利用超低溫增塑效應來避免缺陷產生。
圖16 沖壓成形后的W 型零件
(a) 室溫沖壓 (b) 液氮浸泡后沖壓
Fig.16 W-shaped parts after stamping
(a) Stamping at room temperature(b) Stamping after liquid nitrogen refrigeration
5、 結論
(1) 基于超低溫界面熱傳導系數測試裝置和反傳熱法獲得超低溫界面熱傳導系數,在超低溫下鋁合金板料與模具鋼之間的界面熱傳導系數隨著溫度的降低而增大。
(2) 建立了包括模具液氮制冷、板料液氮噴淋、沖壓成形的超低溫沖壓仿真方法,得到的模具表面和板料中部的最低溫度分別為-58.5 和-163.5 ℃,最大誤差為5.2%。
(3) W 型防撞梁的小圓角特征區為關鍵變形區,為充分利用超低溫增塑,該區域的成形溫度需控制在低于-150 ℃。
來源：期刊-《塑性工程學報車》 作者：戚宇彤1, 2 ,李淑慧1, 2 ,錢昌明1, 2 ,馮 彬1,2,顧 彬1,2
(1.上海交通大學 機械系統與振動國家重點實驗室,上海 200240;2.上海交通大學 上海市復雜薄板結構數字化制造重點實驗室,上海 200240)
來源：Internet
