熱處理狀態(tài)和工藝順序?qū)︿X型材彎曲回彈的影響

劉志文+李落星+肖罡+姚再起

摘要：采用實驗和數(shù)值仿真相結(jié)合的方法研究了材料熱處理狀態(tài)和工藝順序?qū)?063鋁型材彎曲回彈的影響規(guī)律和機理.結(jié)果表明：型材繞彎變形區(qū)內(nèi)外層材料分別為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力起主導(dǎo)作用，中性層附近材料為明顯的拉壓兩向應(yīng)力集中區(qū).外力卸載后，中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力；擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時效處理后繞彎成形回彈角將會變大.且隨著人工時效時間的延長，內(nèi)外側(cè)材料最大拉壓應(yīng)力差變大，回彈角逐漸增大；彎曲型材后續(xù)經(jīng)人工時效或電泳烤漆處理，產(chǎn)生二次回彈.且彎曲角度越大，熱處理后回彈角會增大.進一步延長人工時效時間，彎曲型材的回彈角基本不變；彎曲型材的三種成形工藝順序方案中，擠壓態(tài)型材先經(jīng)冷彎成形再緊接著進行人工時效和電泳烤漆處理總的回彈角最小.

關(guān)鍵詞：鋁型材；彎曲回彈；熱處理狀態(tài)；工藝順序； 數(shù)值仿真

中圖分類號：TG386.1 文獻標(biāo)識碼：A

汽車輕量化始終是汽車工業(yè)發(fā)展的重要方向之一，車身減重在汽車輕量化進程中占有非常重要地位＼[1＼].鋁合金具有比強度、比剛度高、碰撞吸能性好等一系列優(yōu)點，是汽車輕量化理想的材料＼[2＼].為了降低車身重量的同時保證汽車的安全性能，目前一種新的車身結(jié)構(gòu)形式——鋁合金框架式車身，正日益受到汽車生產(chǎn)廠商的關(guān)注.而制造鋁合金框架式車身的關(guān)鍵技術(shù)在于如何實現(xiàn)型材的高精度彎曲成形＼[3＼].繞彎是車身用鋁型材彎曲成形的重要方法，但與其他冷彎工藝一樣也存在回彈、壁厚減薄和截面變形等問題.彎曲回彈是整個成形過程的累積效應(yīng)，與模具幾何形狀、材料熱處理狀態(tài)、摩擦和加載方式等眾多因素密切相關(guān)，對其有效預(yù)測與控制是提高彎曲零件成形精度的關(guān)鍵＼[4＼].車身用鋁合金型材作為安全結(jié)構(gòu)件，在汽車發(fā)生碰撞時其抗撞性在車身安全保護中起著至關(guān)重要的作用，需滿足一定的剛度和強度.因此為保證汽車具有良好的被動安全性能，彎曲型材須采用人工時效處理.為了保護型材表面并使其具有裝飾美觀效果，彎曲型材后續(xù)還需進行電泳烤漆處理.

因此，車身用鋁合金彎曲型材一般需經(jīng)過擠壓、人工時效、彎曲和電泳烤漆四道工序制備而成. 成形過程中影響彎曲回彈的因素眾多，國內(nèi)外大量學(xué)者的研究工作主要集中在單一彎曲工序段的工藝參數(shù)優(yōu)化，如芯軸參數(shù)、填充物、摩擦和模具型面補償?shù)扔绊懸蛩兀躘5-8＼].但不同材料熱處理狀態(tài)和變形歷史對彎曲型材的回彈影響則未見相關(guān)文獻報道.本文采用數(shù)值仿真和實驗相結(jié)合的方法對車身用6063復(fù)雜鋁合金彎曲型材在不同材料熱處理狀態(tài)和工藝順序下的回彈變化規(guī)律和機理進行了系統(tǒng)研究，結(jié)果將為彎曲型材實際生產(chǎn)過程中工藝順序的選取提供理論指導(dǎo)，從而減少型材彎曲回彈，提高產(chǎn)品質(zhì)量，縮短開發(fā)周期.

1彎曲型材成形工藝順序?qū)嶒灧桨?/p>

實驗選用6063鋁合金擠壓型材，截面為車身結(jié)構(gòu)中常用的薄壁、中空且?guī)Ъ訌娊畹哪孔中涡螤?，其尺寸如圖1所示.擠壓實驗在XJ800T臥式擠壓機上進行，擠壓鑄錠溫度為480 ℃，擠壓速度為2.5 mm/s，擠壓出模口溫度保持在520～540 ℃，淬火方式采用強風(fēng)淬.型材繞彎成形實驗在型號為“CWA100”的繞彎機上進行，如圖2所示.成形時，夾塊先夾緊型材頭部，使型材繞彎曲模中心轉(zhuǎn)動到設(shè)定的彎曲角度.使型材與彎曲模貼合達到所需要的彎曲半徑，然后夾塊和壓塊松開，取出型材，使彎曲模和夾塊復(fù)位，完成一次彎曲動作.彎曲型材的三種成形工藝順序?qū)嶒灧桨敢姳?所示，彎曲角度分別為30°～120°，如圖3所示.為研究人工時效處理對型材繞彎回彈的影響，將擠壓態(tài)型材或擠壓態(tài)型材彎曲后分別進行180 ℃/2～8 h時效處理.為考察電泳涂裝中的烘干工藝對彎曲型材回彈的影響，在干燥箱中模擬烤漆處理，其工藝為180 ℃/30 min.在實驗過程中為了避免自然時效對不同工藝順序方案的影響，型材擠壓后進行人工時效或繞彎成形等工序都在12 h內(nèi)完成.通過CTRACK 780便攜式三坐標(biāo)測量儀來提取各工序段彎曲型材弧線的IGS數(shù)據(jù)格式，再由逆向工程對比分析可快速確定彎曲型材的回彈角.

2鋁型材彎曲回彈仿真模型的建立

繞彎是一個包含幾何、材料和接觸等多重非線性耦合作用的復(fù)雜成形過程＼[9＼].回彈的解析解很難準(zhǔn)確計算，必須建立在一個精確應(yīng)力場的基礎(chǔ)上.仿真過程首先使用LSDYNA動態(tài)顯式模塊模擬繞彎成形過程，然后輸出成形最終時刻的應(yīng)力應(yīng)變值和變形網(wǎng)格重新進行前處理，定義材料屬性和施加約束，再對回彈過程進行隱式分析求解.

2.1仿真模型及工藝、邊界條件

圖4為鋁型材繞彎成形的回彈有限元模型.型材與工模具等網(wǎng)格類型均采用四節(jié)點殼單元.型材殼單元采用16號單元公式＼[10＼]，沿厚度的積分點為7個；工模具殼單元采用2號單元公式，沿厚度的積分點為2個；沙漏控制算法采用公式8，沙漏因子為0.05；為節(jié)約計算機時，提高仿真精度，采用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)對管材彎曲變形量大的區(qū)域網(wǎng)格數(shù)量進行局部細劃分.

繞彎成形基本工藝參數(shù)如表2所示.采用罰函數(shù)法計算接觸力，罰函數(shù)剛度因子slsfac參數(shù)為0.01.對于接觸類型的選擇，使用LSDYNA軟件中專門的成型接觸算法“FORMINGONEWAY”；選取經(jīng)典庫侖摩擦模型來描述型材和工模具之間的接觸情況.根據(jù)文獻＼[11＼]獲得的摩擦穩(wěn)定條件，定義型材與彎曲模的摩擦因子為0.125，與壓塊的摩擦因子為0.25，與防皺板的摩擦因子為0.1.由于鑲塊、夾塊對型材起夾緊作用，摩擦因子設(shè)置為1.

2.2材料本構(gòu)模型及力學(xué)性能

仿真材料本構(gòu)模型選擇為MAT_24多線性彈塑性模型，通過直接輸入材料的有效應(yīng)力應(yīng)變曲線，彈性模量取值為68.9 GPa.工模具則采用剛體材料進行仿真.鋁型材材料力學(xué)性能通過單向拉伸試驗獲得，從不同材料狀態(tài)下的型材沿擠壓方向切取拉伸試樣，取樣位置為沿“目”字型材中空處的豎直面.室溫拉伸實驗按照GB/T 228-2002標(biāo)準(zhǔn)在Instron 8032萬能電子拉伸實驗機上進行，拉伸速率為2 mm/min.6063鋁合金在不同材料狀態(tài)下的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線和力學(xué)性能指標(biāo)結(jié)果分別如圖5和表3所示.

由表3可知，擠壓態(tài)鋁合金型材經(jīng)過人工時效處理后，材料的屈服極限和抗拉強度大幅度提高，延伸率顯著降低.繞彎成形是一個涉及材料非線性的復(fù)雜過程，不同的材料自身的抗彎曲能力不同，從而影響型材的彎曲應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)和彎曲回彈的大?。躘12＼].

3結(jié)果分析與討論

3.1人工時效處理對型材繞彎成形回彈的影響

由圖6可知，彎曲角度和回彈角在一定范圍內(nèi)成近似線性增長關(guān)系.隨著彎曲角度的增大，型材的塑形變形區(qū)增大，參與回彈的彎曲段越多，相應(yīng)的回彈角就越大.不同彎曲角度下的回彈角仿真與實驗結(jié)果吻合較好，最大誤差為7.8%，驗證了所建立的有限元模型的準(zhǔn)確性.擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時效6 h后繞彎成形回彈角增大.彎曲角度為30°時，擠壓態(tài)型材回彈角為1.69°，經(jīng)人工時效6h后回彈角增大到3.74°；當(dāng)彎曲角度增大到120°時，擠壓態(tài)型材回彈角為9.7°，經(jīng)人工時效6 h后回彈角相應(yīng)增大到13.01°.型材繞彎后回彈角的大小主要取決于變形過程中型材內(nèi)部存儲的彈性應(yīng)變能，彈性應(yīng)變能越大，彎曲后回彈角度就越大.在彎曲角度一定時，彈性應(yīng)變能的大小主要由材料的屈服強度決定.由表3可知，型材經(jīng)人工時效6 h后，材料的屈服強度和抗拉強度增大.隨著材料的屈服強度增大，材料在一定的變形程度下，變形抗力增大，其變形區(qū)斷面內(nèi)的應(yīng)力也越大，引起更大的彈性變形，因而彎曲變形的回彈也越大.

彎曲角/（°）

3.2人工時效處理時間對型材繞彎成形回彈的

影響

由圖7可知，型材彎曲角度為120°時，隨著人工時效時間的延長，彎曲回彈角逐漸增大.由時效時間為2h的11.53°增加到8 h的13.94°，增加幅度為20.9%.仿真值跟實驗值基本相符合，最大誤差為3.8%.由表3可知，人工時效時間越長，材料的屈服強度和抗拉強度越大，繞彎變形過程中型材內(nèi)部存儲的彈性應(yīng)變能相應(yīng)增大，導(dǎo)致型材繞彎成形卸載后的回彈角增大.圖8為彎曲角度為120°時不同人工時效時間的最大拉壓應(yīng)力差仿真結(jié)果.可以看出，擠壓態(tài)型材繞彎成形時內(nèi)外層材料最大拉壓應(yīng)力差為279.7 MPa，經(jīng)過人工時效后，呈線性增長趨勢.人工時效8 h后，內(nèi)外層材料最大拉壓應(yīng)力差429.7 MPa，增大了150 MPa.因此，延長人工時效處理時間，型材斷面內(nèi)外層材料的最大拉壓應(yīng)力差增大，截面應(yīng)力分布更不均勻，反向力矩增加，造成彎曲回彈更大.

時效時間/h

3.3人工時效和電泳烤漆處理對彎曲型材二次回彈的影響

圖9為不同彎曲角度的擠壓態(tài)彎曲型材在干燥箱中經(jīng)人工時效6 h后的回彈角實驗值.由圖9可知，彎曲型材經(jīng)人工時效6 h后，型材彎曲弧度會發(fā)生不同程度的二次回彈，且隨著彎曲角的增大，時效熱處理后回彈角越大.彎曲型材經(jīng)熱處理后的回彈角，彎曲角為30°時增加了0.57°，彎曲角增大到120°時增加了1.1°.圖10為擠壓態(tài)型材繞彎成形卸載后的最大殘余拉壓應(yīng)力差仿真結(jié)果，由圖10可以看出，型材繞彎成形卸載后，型材內(nèi)外層存在很大的殘余應(yīng)力.彎曲角越大，材料變形量越大，型材繞彎成形卸載后殘留的最大殘余拉壓應(yīng)力差呈增大趨勢；同時，彎曲角越大，彎曲變形區(qū)越長，型材變形區(qū)殘留的總的彈性應(yīng)變能越大.由于這2個因素的共同影響，彎曲型材經(jīng)過時效處理后殘余應(yīng)力釋放，產(chǎn)生二次回彈；同時彎曲角越大，回彈角會增加.

彎曲角/（°）

由圖11可知，通過在干燥箱180 ℃/30 min熱處理工藝下實驗等效模擬電泳烤漆后，同擠壓態(tài)型材繞彎成形后進行人工時效處理一樣，其殘余應(yīng)力在熱處理過程中將進一步得到釋放，導(dǎo)致型材也會進一步產(chǎn)生彈復(fù).

彎曲角/（°）

3.4人工時效處理時間對彎曲型材二次回彈的影響

圖12為擠壓態(tài)型材繞彎120°后經(jīng)不同人工時效時間處理后的回彈角實驗結(jié)果.由圖可以看出，隨著人工時效處理時間再增大，彎曲型材的回彈角基本不變.說明繞彎型材卸載后殘余應(yīng)力在人工時效2 h處理后釋放已基本達到穩(wěn)定.但是為了使車身用鋁型材達到滿足碰撞安全性需要的結(jié)構(gòu)剛度和強度，應(yīng)合理選擇人工時效時間以達到所需的機械力學(xué)性能.

時效時間/h

3.5不同工藝順序的型材彎曲成形總回彈角

圖13為彎曲型材在三種不同工藝順序下成形的總回彈角實驗對比.由圖可知，三種不同的型材繞彎成形方案中，工藝方案一擠壓態(tài)型材先經(jīng)冷彎成形后再緊接著進行人工時效和電泳烤漆的回彈角最小.且隨著彎曲角的增大，與工藝順序一相比，工藝順序二、三的總回彈角顯著增大.彎曲角度為30°時，工藝順序二、三比工藝順序一的總回彈角分別增加1.48°和1.94°；當(dāng)彎曲角度為120°時，工藝順序二、三比工藝順序一的總回彈角分別增加2.21°和3.23°.因此，在實際生產(chǎn)過程中為了控制彎曲型材的回彈，應(yīng)選擇工藝順序方案一，使成形過程中總的回彈角達到最小，從而既能滿足產(chǎn)品的尺寸精度要求，又能滿足車身結(jié)構(gòu)件所需的強度、剛度要求.

3.6型材彎曲應(yīng)力和回彈機理分析

從壓塊端沿繞彎方向30°位置作型材的橫截面剖視圖，取截面上最外側(cè)單元A，最內(nèi)側(cè)單元B以及中間層單元C位置，分析其整個成形和卸載過程的切應(yīng)力狀態(tài)變化.圖14為型材彎曲角為120°時內(nèi)外、中性層材料ABC單元的主應(yīng)力仿真結(jié)果變化曲線，其中S1，S2，S3分別為型材彎曲過程中的第一主應(yīng)力（拉應(yīng)力），第二主應(yīng)力，第三主應(yīng)力（壓應(yīng)力）變化曲線.

由圖14（a）可知，位于型材最外側(cè)材料的單元A在整個成形過程中處于拉應(yīng)力狀態(tài)，隨著彎曲角的增大，拉應(yīng)力單調(diào)上升.彎曲角為30°（49.5 ms）時達到峰值.在隨后的彎曲過程中，應(yīng)力迅速下降，變形區(qū)處于彈塑性卸載過程.成形結(jié)束后進行線彈性卸載，卸載后的殘余應(yīng)力很小；位于型材最內(nèi)側(cè)材料的單元B在整個成形過程中主要處于壓應(yīng)力狀態(tài).由圖14（b）可知，隨著彎曲角的增大，單元B的壓應(yīng)力開始單調(diào)上升，當(dāng)彎曲角為30°左右時，壓應(yīng)力也達到峰值.隨后已變形的區(qū)域逐漸發(fā)生順序卸載，壓應(yīng)力逐漸降低.當(dāng)彎曲角達80°（132 ms）時，壓應(yīng)力狀態(tài)開始逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力狀態(tài)，這時已成形的彎曲段型材主要起傳力作用，卸載后殘余應(yīng)力也很??；而由圖14（c）可知，處于型材中間層的單元C在彎曲成形過程中主要受拉壓兩向應(yīng)力狀態(tài)作用，彎曲成形結(jié)束后卸載最不明顯，變形區(qū)還存在較大的殘余拉應(yīng)力.

由型材截面受力分析可知，彎曲變形區(qū)截面上應(yīng)力分布極不均勻，內(nèi)外層材料分別為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力起主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓應(yīng)力集中區(qū).因此，型材彎曲變形區(qū)的這種兩向應(yīng)力狀態(tài)卸載后由于彈復(fù)方向一致，造成回彈過大.材料的屈服強度越高，其內(nèi)外側(cè)受的拉壓應(yīng)力差越大，回彈更大.型材彎曲成形卸載后，內(nèi)外側(cè)材料殘余應(yīng)力很小，但中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.圖15為型材彎曲角為90°時卸載前和卸載后的等效應(yīng)力分布云圖.由圖可以看出，型材彎曲外力卸載后應(yīng)力釋放十分明顯，導(dǎo)致發(fā)生回彈，使型材的彎曲半徑變大和彎曲角度變小.型材繞彎成形卸載前的應(yīng)力集中在彎曲大變形區(qū)，且最大等效應(yīng)力為194.4 MPa，位于拉伸變形區(qū)；卸載后彎曲型材的殘余應(yīng)力整體上已得到較大釋放，但仍存在高應(yīng)力區(qū)域并轉(zhuǎn)移到型材的中性層位置，其最大殘余應(yīng)力為150.2 MPa.因此，彎曲型材卸載后，當(dāng)進行人工時效和電泳烤漆處理時，其殘余應(yīng)力將進一步得到釋放，產(chǎn)生二次回彈.

4結(jié)論

1） 型材彎曲變形區(qū)內(nèi)外層材料分別受壓應(yīng)力和拉應(yīng)力主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓兩向應(yīng)力集中區(qū).外力卸載后，中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.

2） 擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時效處理后繞彎成形回彈角將會增大.且隨著人工時效時間的延長，內(nèi)外側(cè)材料最大拉壓應(yīng)力差越大，回彈角越大.

3） 彎曲型材后續(xù)經(jīng)人工時效或電泳烤漆處理，產(chǎn)生二次回彈.同時，彎曲角越大，卸載后彎曲變形區(qū)的殘余拉壓應(yīng)力差呈增大趨勢，經(jīng)熱處理后回彈角相應(yīng)越大；人工時效時間再增大，但是彎曲型材的回彈角基本保持不變.

4） 彎曲型材的三種成形工藝順序，其中擠壓態(tài)型材先經(jīng)冷彎成形再緊接著進行人工時效和電泳烤漆處理總的回彈角最小.

參考文獻

[1]龍江啟， 蘭鳳崇， 陳吉清. 車身輕量化與鋼鋁一體化結(jié)構(gòu)新技術(shù)的研究進展＼[J＼]. 機械工程學(xué)報， 2008， 44（6）： 27-35.

LONG Jiangqi， LAN Fengchong， CHEN Jiqing. New technology of lightweight and steelaluminum hybridstructure car body＼[J＼]. Chinese Journal of Mechanical Engineering， 2008， 44（6）： 27-35. （In Chinese）

[2]王冠， 周佳， 劉志文， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁的輕量化設(shè)計與碰撞性能分析＼[J＼]. 中國有色金屬學(xué)報， 2012， 22（1）： 90-98.

WANG Guan， ZHOU Jia， LIU Zhiwen， et al. Light weight design and crash performance analysis of automotive aluminum bumper＼[J＼]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2012， 22（1）： 90-98. （In Chinese）

[3]FRANK V. Extrusion， channel， and extrusion bending： a review＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 1999， 87（1/3）： 1-27.

[4]CLAUSEN H， HOPPERSTAD S， LANGSETH M. Sensitivity of model parameters in stretch bending of aluminium extrusions ＼[J＼]. International Journal of Mechanical Sciences， 2001， 43： 427-453.

[5]劉婧瑤， 唐承統(tǒng)， 寧汝新， 等. 薄壁管數(shù)控彎曲成形中芯軸參數(shù)的確定＼[J＼]. 機械設(shè)計與研究， 2008， 24（5）： 70-72.

LIU Jingyao， TANG Chengtong， NING Ruxin，et al. Ensuring the mandrel parameter in NC bending process of thinwalled tube＼[J＼]. Machine Design and Research， 2008， 24（5）： 70-72. （In Chinese）

[6]唐建陽， 萬敏. 鋁合金型材張力繞彎成形幾何缺陷數(shù)值模擬分析＼[J＼]. 鍛壓技術(shù)， 2005， 1： 29-32.

TANG Jianyang， WAN Min. Numerical simulation of forming geometrical defect in the rotary draw bending with rear pulling force of aluminum alloy profile ＼[J＼]. Forging & Stamping Technology， 2005， 1： 29-32. （In Chinese）

[7]GU R J， YANG H， ZHAN M， et al. Research on the springback of thinwalled tube NC bending based on the numerical simulation of the whole process＼[J＼]. Computational Materials Science， 2008， 42： 537-549.

[8]WANG J， AGARWAL R. Tube bending under axial force and internal pressure＼[J＼]. Journal of Manufacturing Science and Engineering， 2006， 128： 598-605.

[9]HASANPOURA K， AMINI B， POURSINA M， et al. The effect of anisotropy on thinwalled tube bending＼[J＼].AIP Conference Proceedings， 2011， 13（83）： 187-193.

[10]劉志文， 周陽， 王冠， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁拉彎成形回彈量的有限元模擬＼[J＼]. 機械工程材料， 2010，34（12）： 285-290.

LIU Zhiwen， ZHOU Yang， WANG Guan， et al. Finite element simulation of stretch bending springback of aluminum vehicle bumper＼[J＼]. Materials for Mechanical

Engineering， 2010， 34（12）： 285-290. （In Chinese）

[11]YANG H， LI H， ZHAN M. Friction role in bending behaviors of thinwalled tube in rotarydrawbending under small bending radii＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2010， 210（15）： 2273-2284.

[12]MURATA M， KUBOKI T， TAKAHASHI K. Effect of hardening exponent on tube bending＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2008， 201： 189-192.

由型材截面受力分析可知，彎曲變形區(qū)截面上應(yīng)力分布極不均勻，內(nèi)外層材料分別為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力起主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓應(yīng)力集中區(qū).因此，型材彎曲變形區(qū)的這種兩向應(yīng)力狀態(tài)卸載后由于彈復(fù)方向一致，造成回彈過大.材料的屈服強度越高，其內(nèi)外側(cè)受的拉壓應(yīng)力差越大，回彈更大.型材彎曲成形卸載后，內(nèi)外側(cè)材料殘余應(yīng)力很小，但中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.圖15為型材彎曲角為90°時卸載前和卸載后的等效應(yīng)力分布云圖.由圖可以看出，型材彎曲外力卸載后應(yīng)力釋放十分明顯，導(dǎo)致發(fā)生回彈，使型材的彎曲半徑變大和彎曲角度變小.型材繞彎成形卸載前的應(yīng)力集中在彎曲大變形區(qū)，且最大等效應(yīng)力為194.4 MPa，位于拉伸變形區(qū)；卸載后彎曲型材的殘余應(yīng)力整體上已得到較大釋放，但仍存在高應(yīng)力區(qū)域并轉(zhuǎn)移到型材的中性層位置，其最大殘余應(yīng)力為150.2 MPa.因此，彎曲型材卸載后，當(dāng)進行人工時效和電泳烤漆處理時，其殘余應(yīng)力將進一步得到釋放，產(chǎn)生二次回彈.

4結(jié)論

1） 型材彎曲變形區(qū)內(nèi)外層材料分別受壓應(yīng)力和拉應(yīng)力主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓兩向應(yīng)力集中區(qū).外力卸載后，中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.

2） 擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時效處理后繞彎成形回彈角將會增大.且隨著人工時效時間的延長，內(nèi)外側(cè)材料最大拉壓應(yīng)力差越大，回彈角越大.

3） 彎曲型材后續(xù)經(jīng)人工時效或電泳烤漆處理，產(chǎn)生二次回彈.同時，彎曲角越大，卸載后彎曲變形區(qū)的殘余拉壓應(yīng)力差呈增大趨勢，經(jīng)熱處理后回彈角相應(yīng)越大；人工時效時間再增大，但是彎曲型材的回彈角基本保持不變.

4） 彎曲型材的三種成形工藝順序，其中擠壓態(tài)型材先經(jīng)冷彎成形再緊接著進行人工時效和電泳烤漆處理總的回彈角最小.

參考文獻

[1]龍江啟， 蘭鳳崇， 陳吉清. 車身輕量化與鋼鋁一體化結(jié)構(gòu)新技術(shù)的研究進展＼[J＼]. 機械工程學(xué)報， 2008， 44（6）： 27-35.

LONG Jiangqi， LAN Fengchong， CHEN Jiqing. New technology of lightweight and steelaluminum hybridstructure car body＼[J＼]. Chinese Journal of Mechanical Engineering， 2008， 44（6）： 27-35. （In Chinese）

[2]王冠， 周佳， 劉志文， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁的輕量化設(shè)計與碰撞性能分析＼[J＼]. 中國有色金屬學(xué)報， 2012， 22（1）： 90-98.

WANG Guan， ZHOU Jia， LIU Zhiwen， et al. Light weight design and crash performance analysis of automotive aluminum bumper＼[J＼]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2012， 22（1）： 90-98. （In Chinese）

[3]FRANK V. Extrusion， channel， and extrusion bending： a review＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 1999， 87（1/3）： 1-27.

[4]CLAUSEN H， HOPPERSTAD S， LANGSETH M. Sensitivity of model parameters in stretch bending of aluminium extrusions ＼[J＼]. International Journal of Mechanical Sciences， 2001， 43： 427-453.

[5]劉婧瑤， 唐承統(tǒng)， 寧汝新， 等. 薄壁管數(shù)控彎曲成形中芯軸參數(shù)的確定＼[J＼]. 機械設(shè)計與研究， 2008， 24（5）： 70-72.

LIU Jingyao， TANG Chengtong， NING Ruxin，et al. Ensuring the mandrel parameter in NC bending process of thinwalled tube＼[J＼]. Machine Design and Research， 2008， 24（5）： 70-72. （In Chinese）

[6]唐建陽， 萬敏. 鋁合金型材張力繞彎成形幾何缺陷數(shù)值模擬分析＼[J＼]. 鍛壓技術(shù)， 2005， 1： 29-32.

TANG Jianyang， WAN Min. Numerical simulation of forming geometrical defect in the rotary draw bending with rear pulling force of aluminum alloy profile ＼[J＼]. Forging & Stamping Technology， 2005， 1： 29-32. （In Chinese）

[7]GU R J， YANG H， ZHAN M， et al. Research on the springback of thinwalled tube NC bending based on the numerical simulation of the whole process＼[J＼]. Computational Materials Science， 2008， 42： 537-549.

[8]WANG J， AGARWAL R. Tube bending under axial force and internal pressure＼[J＼]. Journal of Manufacturing Science and Engineering， 2006， 128： 598-605.

[9]HASANPOURA K， AMINI B， POURSINA M， et al. The effect of anisotropy on thinwalled tube bending＼[J＼].AIP Conference Proceedings， 2011， 13（83）： 187-193.

[10]劉志文， 周陽， 王冠， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁拉彎成形回彈量的有限元模擬＼[J＼]. 機械工程材料， 2010，34（12）： 285-290.

LIU Zhiwen， ZHOU Yang， WANG Guan， et al. Finite element simulation of stretch bending springback of aluminum vehicle bumper＼[J＼]. Materials for Mechanical

Engineering， 2010， 34（12）： 285-290. （In Chinese）

[11]YANG H， LI H， ZHAN M. Friction role in bending behaviors of thinwalled tube in rotarydrawbending under small bending radii＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2010， 210（15）： 2273-2284.

[12]MURATA M， KUBOKI T， TAKAHASHI K. Effect of hardening exponent on tube bending＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2008， 201： 189-192.

由型材截面受力分析可知，彎曲變形區(qū)截面上應(yīng)力分布極不均勻，內(nèi)外層材料分別為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力起主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓應(yīng)力集中區(qū).因此，型材彎曲變形區(qū)的這種兩向應(yīng)力狀態(tài)卸載后由于彈復(fù)方向一致，造成回彈過大.材料的屈服強度越高，其內(nèi)外側(cè)受的拉壓應(yīng)力差越大，回彈更大.型材彎曲成形卸載后，內(nèi)外側(cè)材料殘余應(yīng)力很小，但中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.圖15為型材彎曲角為90°時卸載前和卸載后的等效應(yīng)力分布云圖.由圖可以看出，型材彎曲外力卸載后應(yīng)力釋放十分明顯，導(dǎo)致發(fā)生回彈，使型材的彎曲半徑變大和彎曲角度變小.型材繞彎成形卸載前的應(yīng)力集中在彎曲大變形區(qū)，且最大等效應(yīng)力為194.4 MPa，位于拉伸變形區(qū)；卸載后彎曲型材的殘余應(yīng)力整體上已得到較大釋放，但仍存在高應(yīng)力區(qū)域并轉(zhuǎn)移到型材的中性層位置，其最大殘余應(yīng)力為150.2 MPa.因此，彎曲型材卸載后，當(dāng)進行人工時效和電泳烤漆處理時，其殘余應(yīng)力將進一步得到釋放，產(chǎn)生二次回彈.

4結(jié)論

1） 型材彎曲變形區(qū)內(nèi)外層材料分別受壓應(yīng)力和拉應(yīng)力主導(dǎo)作用，中性層為明顯的拉壓兩向應(yīng)力集中區(qū).外力卸載后，中性層存在很大的殘余拉應(yīng)力.

2） 擠壓態(tài)型材經(jīng)人工時效處理后繞彎成形回彈角將會增大.且隨著人工時效時間的延長，內(nèi)外側(cè)材料最大拉壓應(yīng)力差越大，回彈角越大.

3） 彎曲型材后續(xù)經(jīng)人工時效或電泳烤漆處理，產(chǎn)生二次回彈.同時，彎曲角越大，卸載后彎曲變形區(qū)的殘余拉壓應(yīng)力差呈增大趨勢，經(jīng)熱處理后回彈角相應(yīng)越大；人工時效時間再增大，但是彎曲型材的回彈角基本保持不變.

4） 彎曲型材的三種成形工藝順序，其中擠壓態(tài)型材先經(jīng)冷彎成形再緊接著進行人工時效和電泳烤漆處理總的回彈角最小.

參考文獻

[1]龍江啟， 蘭鳳崇， 陳吉清. 車身輕量化與鋼鋁一體化結(jié)構(gòu)新技術(shù)的研究進展＼[J＼]. 機械工程學(xué)報， 2008， 44（6）： 27-35.

LONG Jiangqi， LAN Fengchong， CHEN Jiqing. New technology of lightweight and steelaluminum hybridstructure car body＼[J＼]. Chinese Journal of Mechanical Engineering， 2008， 44（6）： 27-35. （In Chinese）

[2]王冠， 周佳， 劉志文， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁的輕量化設(shè)計與碰撞性能分析＼[J＼]. 中國有色金屬學(xué)報， 2012， 22（1）： 90-98.

WANG Guan， ZHOU Jia， LIU Zhiwen， et al. Light weight design and crash performance analysis of automotive aluminum bumper＼[J＼]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals， 2012， 22（1）： 90-98. （In Chinese）

[3]FRANK V. Extrusion， channel， and extrusion bending： a review＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 1999， 87（1/3）： 1-27.

[4]CLAUSEN H， HOPPERSTAD S， LANGSETH M. Sensitivity of model parameters in stretch bending of aluminium extrusions ＼[J＼]. International Journal of Mechanical Sciences， 2001， 43： 427-453.

[5]劉婧瑤， 唐承統(tǒng)， 寧汝新， 等. 薄壁管數(shù)控彎曲成形中芯軸參數(shù)的確定＼[J＼]. 機械設(shè)計與研究， 2008， 24（5）： 70-72.

LIU Jingyao， TANG Chengtong， NING Ruxin，et al. Ensuring the mandrel parameter in NC bending process of thinwalled tube＼[J＼]. Machine Design and Research， 2008， 24（5）： 70-72. （In Chinese）

[6]唐建陽， 萬敏. 鋁合金型材張力繞彎成形幾何缺陷數(shù)值模擬分析＼[J＼]. 鍛壓技術(shù)， 2005， 1： 29-32.

TANG Jianyang， WAN Min. Numerical simulation of forming geometrical defect in the rotary draw bending with rear pulling force of aluminum alloy profile ＼[J＼]. Forging & Stamping Technology， 2005， 1： 29-32. （In Chinese）

[7]GU R J， YANG H， ZHAN M， et al. Research on the springback of thinwalled tube NC bending based on the numerical simulation of the whole process＼[J＼]. Computational Materials Science， 2008， 42： 537-549.

[8]WANG J， AGARWAL R. Tube bending under axial force and internal pressure＼[J＼]. Journal of Manufacturing Science and Engineering， 2006， 128： 598-605.

[9]HASANPOURA K， AMINI B， POURSINA M， et al. The effect of anisotropy on thinwalled tube bending＼[J＼].AIP Conference Proceedings， 2011， 13（83）： 187-193.

[10]劉志文， 周陽， 王冠， 等. 鋁合金汽車前碰撞橫梁拉彎成形回彈量的有限元模擬＼[J＼]. 機械工程材料， 2010，34（12）： 285-290.

LIU Zhiwen， ZHOU Yang， WANG Guan， et al. Finite element simulation of stretch bending springback of aluminum vehicle bumper＼[J＼]. Materials for Mechanical

Engineering， 2010， 34（12）： 285-290. （In Chinese）

[11]YANG H， LI H， ZHAN M. Friction role in bending behaviors of thinwalled tube in rotarydrawbending under small bending radii＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2010， 210（15）： 2273-2284.

[12]MURATA M， KUBOKI T， TAKAHASHI K. Effect of hardening exponent on tube bending＼[J＼]. Journal of Materials Processing Technology， 2008， 201： 189-192.