薄壁水槽充液拉深變形規(guī)律研究

洪熠豪，莫炳俊，吳菲，陳家志，梁慶軍

薄壁水槽充液拉深變形規(guī)律研究

洪熠豪1，莫炳俊1，吳菲1，陳家志2，梁慶軍2

（1.廣東工業(yè)大學(xué) 材料與能源學(xué)院，廣州 510000；2.廣東櫻奧廚具有限公司，廣東 佛山 528000）

解決薄壁水槽盒形件剛性拉深一序底部圓角減薄過大、整體厚度減薄嚴(yán)重以致后續(xù)拉深二序、三序成形后產(chǎn)品厚度不合格的問題，同時(shí)解決工藝路線的退火問題。利用有限元分析軟件Dynaform對(duì)薄壁水槽充液拉深一序進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)成形結(jié)果的影響規(guī)律，并得出最優(yōu)的工藝參數(shù)，最后與剛性拉深的模擬結(jié)果對(duì)比分析，提出充液拉深方法的可行性。根據(jù)工藝優(yōu)化方案，得出最優(yōu)工藝參數(shù)：預(yù)脹壓力2 MPa，最大液室壓力20 MPa；液室壓力加載路徑：從0 s至0.003 s，液室壓力從0 MPa線性增大至2 MPa，并保持2 MPa至0.007 s；隨后從0.007 s至0.011 s，液室壓力從2 MPa線性增大至20 MPa，之后保持20 MPa直至拉深結(jié)束；壓邊間隙為1.05t。通過充液成形方法，可以有效解決薄壁水槽盒形件拉深一序底部圓角減薄嚴(yán)重的問題，還可以提高成形質(zhì)量及成形極限，省略中間退火工藝，提高經(jīng)濟(jì)效益。

數(shù)值模擬；充液拉深；薄壁結(jié)構(gòu)；工藝優(yōu)化；液壓加載路徑

不銹鋼作為一種耐強(qiáng)腐蝕的合金，能很好地抵抗大氣、水及酸堿鹽等化學(xué)介質(zhì)的腐蝕，其主要類型包括F型、A型、M型、A–F型雙相不銹鋼等[1-2]。日常生活用品及工業(yè)產(chǎn)品使用最多的是SS304，即06Cr19Ni08鋼，其塑性、韌性和冷加工性能良好，適用于制造深沖成形的零部件[3-5]。帶復(fù)雜臺(tái)面的薄壁水槽以SS304鋼板為坯料，在壓力機(jī)與拉深模具的相互作用下發(fā)生非常復(fù)雜的塑性變形。其傳統(tǒng)工藝路線為普通拉深一序→退火→普通拉深二序→普通拉深三序。該不銹鋼水槽的拉深一序成品屬于盒形件，其剛性拉深成形變形、應(yīng)力分布、變形速度都不均勻，成形過程較為復(fù)雜，底部圓角容易減薄甚至破裂，法蘭區(qū)容易拉深失穩(wěn)而起皺。

為了提高成形質(zhì)量和生產(chǎn)效率，基于傳統(tǒng)工藝路線，提出充液拉深一序→普通拉深二序→普通拉深三序這一無需退火工序的充液工藝路線。充液拉深成形是一種先進(jìn)的鈑金柔性加工方法，利用液態(tài)的水、油或黏性物質(zhì)代替模具作為傳力介質(zhì)并作用于板料，使板料成形[6-8]。這種工藝技術(shù)能夠很好地避免采用普通拉深工藝常出現(xiàn)的工件成形不足的問題。因?yàn)槌湟豪畛尚蔚陌寄１灰后w所取代，所以一些非對(duì)稱的、具有高精度要求的復(fù)雜形狀工件通過該技術(shù)可以得到很好的成形精度及成形質(zhì)量[9-12]。同時(shí)，充液成形減少了模具的數(shù)量，從而大幅度縮短了生產(chǎn)周期，使得經(jīng)濟(jì)效益大幅度提高。板料充液成形技術(shù)對(duì)降低工件減薄率及提高成形極限具有重要意義[13-16]。

為了降低水槽底部圓角的減薄和提高成形極限，文中以帶復(fù)雜臺(tái)面薄壁水槽拉深一序盒形件為研究對(duì)象，研究充液成形時(shí)零件的變形行為，優(yōu)化預(yù)脹壓力、最大液室壓力、液壓加載路徑、壓邊間隙等關(guān)鍵工藝參數(shù)并揭示其對(duì)零件底部圓角減薄率、起皺分布區(qū)域的影響規(guī)律，同時(shí)也為其他類似零件充液成形提供理論依據(jù)。

1 零件模型

1.1 材料模型

水槽形狀為帶復(fù)雜臺(tái)面薄壁結(jié)構(gòu)，如圖1所示。其外形尺寸為900 mm×370 mm×152 mm，厚度為0.6 mm，且在一定范圍內(nèi)有細(xì)微變化。該結(jié)構(gòu)的尺寸誤差范圍符合自由公差要求，尺寸精度等級(jí)取IT14級(jí)，如圖2所示。本文對(duì)拉深一序盒形件進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

圖1 零件三維數(shù)模

試驗(yàn)所用材料為SS304，屈服強(qiáng)度為205 MPa，抗拉強(qiáng)度為520 MPa，彈性模量為207 GPa，硬化指數(shù)為0.193，各向異性指數(shù)04590皆為1。

1.2 有限元模型

根據(jù)工廠的實(shí)際生產(chǎn)需求，采用被動(dòng)式充液成形的方法進(jìn)行數(shù)值模擬。相較于液體代替凸模的主動(dòng)式充液成形，液體代替凹模的被動(dòng)式充液成形的應(yīng)用與發(fā)展更加迅速，其零件的深腔部分不易破裂，起皺也較容易控制[17-20]?；贒YNAFORM平臺(tái)對(duì)304不銹鋼板材充液成形工藝過程進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)該產(chǎn)品的拉深一序的充液成形過程進(jìn)行模擬仿真[21-25]。文中的拉深一序盒形件模型采用4節(jié)點(diǎn)BT殼單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選擇精度更高的36*Mat_3–Parameter_Barlat（36#）材料模型，選擇Form One Way S. to S.接觸類型。在模擬過程中，除板料部分外的模具部件均視為剛性體，不發(fā)生變形，不參與實(shí)際計(jì)算，其最大尺寸單元為10 mm。板料的力學(xué)性能參數(shù)參考DYNAFORM自帶的SS304材料屬性參數(shù)，網(wǎng)格大小劃分為8 mm，網(wǎng)格數(shù)量為8 392。同時(shí)，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，提前建立對(duì)稱的1/2板料模型。有限元模型如圖3所示。

圖2 產(chǎn)品拉深3次的工藝路線（單位：mm）

圖3 有限元模型

模擬采用雙動(dòng)成形的方法，凸模、凹模、壓邊圈在進(jìn)行模擬時(shí)的下行速度分別設(shè)置為5 000、0、5 000 mm/s。合模方向?yàn)檩S向下，液室壓力方向?yàn)檩S向上。液體代替剛性凹模作為傳力介質(zhì)，且默認(rèn)液室壓力均勻作用在板料下表面。模具間隙大小設(shè)置為0.7 mm，采用0.63 mm定間隙壓邊，凸模、凹模、壓邊圈摩擦系數(shù)分別設(shè)置為0.2、0.02、0.05。

2 數(shù)值模擬分析

2.1 方案設(shè)計(jì)

在板料充液成形過程中，液體傳力介質(zhì)的加載路徑對(duì)板料成形過程中的變形行為具有重要影響，即液室壓力設(shè)置是否合理很大程度上決定了板料的變形情況[26]。液室壓力設(shè)置合理，能產(chǎn)生“摩擦保持”和“溢流潤(rùn)滑”效果，達(dá)到減小減薄量、提高成形極限的目的。在液室壓力加載過程中主要控制預(yù)脹壓力和最大液室壓力。文中選擇帶有預(yù)脹階段的充液成形方案，研究預(yù)脹壓力、最大液室壓力及壓邊間隙對(duì)帶復(fù)雜臺(tái)面水槽的拉深一序底部矩形盒成形性能的影響。該充液成形過程包括預(yù)脹階段和充液拉深階段，其原理如圖4所示（圖中Q、D、cr分別為壓邊力、成形力、液體壓強(qiáng)）。

圖4 帶有預(yù)脹階段的充液成形過程

預(yù)脹階段：在凸模還未進(jìn)入到凹模之前，對(duì)液室施加一定大小的液室壓力，使板料反脹進(jìn)入壓邊圈中間區(qū)域。設(shè)置合適的預(yù)脹壓力，可以預(yù)先儲(chǔ)存后期拉深過程所需材料，并減少凹模圓角處拉應(yīng)力，使板料法蘭處預(yù)先建立潤(rùn)滑效果。

充液拉深階段：后期繼續(xù)施加壓力，凸模開始下行與板料發(fā)生接觸。設(shè)置合適的液室壓力，使板料貼緊凸模表面，產(chǎn)生“摩擦保持”效果；同時(shí)液壓會(huì)抬高凹模圓角區(qū)域板料，形成“溢流潤(rùn)滑”。

2.2 預(yù)脹壓力對(duì)拉深質(zhì)量的影響

如圖5所示，分別設(shè)置5條液室壓力加載路徑進(jìn)行仿真模擬，研究不同預(yù)脹壓力對(duì)該零件變形規(guī)律的影響。由圖5可知，從0 s至0.003 s，液室壓力從0 MPa分別線性增大至0、1、2、3、4 MPa，并保壓至0.007 s。從0.007 s至0.011 s，液室壓力從不同的預(yù)脹壓力皆線性增大至20 MPa，隨后保持20 MPa直至拉深結(jié)束，其他模擬參數(shù)與前文保持一致。

圖5 不同預(yù)脹壓力下的液室壓力加載路徑

利用傳統(tǒng)拉深成形工藝成形的矩形盒件主要減薄區(qū)域位于底部圓角區(qū)域，而利用充液拉深成形工藝成形的各成形工件主要減薄區(qū)域位于矩形盒側(cè)壁區(qū)域，如圖6所示。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是隨著預(yù)脹壓力的增大，板料與凸模貼合得更緊密，產(chǎn)生的“摩擦保持”效果使矩形盒底部圓角區(qū)域板料與凸模之間的摩擦力增大，板料更不容易減薄，從而使減薄區(qū)域上移。

對(duì)該拉深一序矩形盒件的底部圓角區(qū)域的減薄情況進(jìn)行分析，在各預(yù)脹壓力成形工件底部圓角區(qū)域的同一節(jié)點(diǎn)位置測(cè)量厚度減薄率，以此代表底部圓角區(qū)域的減薄情況，節(jié)點(diǎn)位置如圖7所示。各預(yù)脹壓力下的最大減薄率和底部圓角區(qū)域減薄率如圖8所示。

由圖8可知，隨著預(yù)脹壓力的增大，該零件的最大減薄率逐漸增大且幅度很小，底部圓角的減薄率逐漸降低。相比于最大減薄率，底部圓角區(qū)域減薄率受預(yù)脹壓力的影響更明顯。這是因?yàn)樵诔湟豪畛跗?，增大液壓能加?qiáng)底部圓角區(qū)域的“摩擦保持”效果，從而緩解這一區(qū)域的減薄程度。矩形盒側(cè)壁的減薄程度受充液拉深前期的液室壓力影響較小，減薄率變化不明顯。

從圖9所示的成形極限圖可知，隨著預(yù)脹壓力的增大，水槽矩形盒底部區(qū)域的綠色安全區(qū)域不斷增大，但主要位于板料法蘭邊緣的紫色起皺區(qū)域變化不明顯。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因與板料厚度減薄率變化的原因相同，即預(yù)脹壓力主要在充液拉深前期影響底部圓角區(qū)域的減薄量，對(duì)工件其余部分的作用不明顯。預(yù)脹壓力對(duì)零件成形性能的變化影響可忽略不計(jì)，故不作為對(duì)比研究的重點(diǎn)。

圖6 不同預(yù)脹壓力下的厚度減薄率

圖7 底部圓角區(qū)域測(cè)量節(jié)點(diǎn)位置

圖8 最大減薄率和底部圓角減薄率隨預(yù)脹壓力的變化

圖9 不同預(yù)脹壓力下的成形極限

綜上所述，適當(dāng)?shù)念A(yù)脹壓力能夠減小矩形盒底部圓角區(qū)域的減薄量，提高成形質(zhì)量，但預(yù)脹壓力過大也會(huì)引起矩形盒側(cè)壁的過度減薄。當(dāng)預(yù)脹壓力為2 MPa時(shí)能有效減小底部圓角區(qū)域減薄量，同時(shí)也不至于使側(cè)壁區(qū)域減薄過多，故選取2 MPa為最優(yōu)預(yù)脹壓力。

2.3 最大液室壓力對(duì)拉深質(zhì)量的影響

如圖10所示，分別設(shè)置5條液室壓力加載路徑進(jìn)行仿真模擬，研究最大液室壓力對(duì)該零件底部厚度減薄量及成形性能的影響。由圖10可知，從0 s至0.003 s，液室壓力從0 MPa線性增大至2 MPa，并保壓至0.007 s。之后從0.007 s至0.011 s，液室壓力分別線性增大至5、15、20、25、35 MPa，隨后保壓直至拉深結(jié)束，其他模擬參數(shù)與前文保持一致。

工件在各最大液室壓力下的主要減薄區(qū)域仍位于矩形盒側(cè)壁區(qū)域，原因分析與前文相同。分別測(cè)量圖7所示節(jié)點(diǎn)位置的厚度減薄率，以此代表底部圓角區(qū)域的減薄情況，各最大液室壓力下的最大減薄率和底部圓角區(qū)域減薄率如圖11所示。

圖10 不同最大液室壓力下的液室壓力加載路徑

圖11 最大減薄率和底部圓角減薄率隨最大液室壓力的變化

由圖11可知，當(dāng)最大液室壓力從5 MPa增大到15 MPa時(shí)，底部圓角區(qū)域減薄率明顯降低，板料最大減薄率有一定程度的增大。因?yàn)檫m當(dāng)增大液壓會(huì)使“摩擦保持”效果得到提升，從而使緊貼凸模的板料流動(dòng)得到控制，故工件底部圓角的減薄率得到降低。但“摩擦保持”效果有一定的限度，當(dāng)最大液室壓力增大至20 MPa后，工件底部圓角的減薄率趨于平緩。而液室壓力在充液拉深中期快速升高的加載特點(diǎn)使得板料在凸模還未完全進(jìn)入凹模前就已經(jīng)在液室壓力的作用下往凸模貼合，從而產(chǎn)生些許的額外變形。增大最大液室壓力又會(huì)加劇這一變形作用，故工件的最大減薄率有所增大。

當(dāng)最大液室壓力由15 MPa繼續(xù)增大至20、25、35 MPa時(shí)，底部圓角減薄率減小程度越來越小，而最大減薄率甚至在最后出現(xiàn)了很小程度的減小，表明不是液室壓力越大減薄效果越明顯，當(dāng)液室壓力足夠大時(shí)，即使繼續(xù)增大液室壓力，對(duì)板料厚度減薄率的影響也越來越有限。

工件在各最大液室壓力下的成形極限如圖12所示。由圖12可知，隨著最大液室壓力的增大，位于水槽矩形盒底部區(qū)域的綠色安全區(qū)域有所減小，而位于矩形盒側(cè)壁的綠色安全區(qū)域逐步增大。出現(xiàn)該現(xiàn)象的原因與板料厚度變化原因一致，即由于所設(shè)置液室壓力加載路徑的特點(diǎn)，最大液室壓力的增大會(huì)導(dǎo)致矩形盒側(cè)壁變形有所增大，從而使矩形盒側(cè)壁藍(lán)色的起皺傾向區(qū)域得到充分拉深，變?yōu)榫G色的安全區(qū)域。

圖12 不同最大液室壓力下的成形極限

綜合分析可知，當(dāng)最大液室壓力為20 MPa時(shí)，矩形盒底部圓角區(qū)域減薄率顯著降低；同時(shí)，矩形盒側(cè)壁減薄率增大程度較小，板料的拉深也較為充分，在5個(gè)最大液室壓力值中成形質(zhì)量最好，故選取最大液室壓力20 MPa作為最優(yōu)參數(shù)。

2.4 壓邊間隙對(duì)拉深質(zhì)量的影響

壓邊間隙對(duì)拉深質(zhì)量的影響很大。若壓邊間隙設(shè)置過小，板料流動(dòng)困難程度加劇，將導(dǎo)致板料在凹模圓角部位過度減薄或拉裂。此外，在充液拉深過程中，過小的壓邊間隙不利于液體流入板料法蘭區(qū)域與凹模之間的間隙中，影響“溢流潤(rùn)滑”效果。若壓邊間隙設(shè)置過大，模具與板料接觸的表面無法對(duì)此區(qū)域材料施加足夠的約束力，板料容易失穩(wěn)起皺。而起皺后的板料流入凸模和凹模之間的間隙時(shí)，間隙無法消除板料的起皺，導(dǎo)致板料在其中流動(dòng)困難。位于凸模頭部的板料不能得到材料補(bǔ)充，工件過度減薄甚至拉裂，同時(shí)也會(huì)損傷模具表面而降低模具壽命。在確認(rèn)預(yù)脹壓力為2 MPa、最大液室壓力為20 MPa后，分別設(shè)置壓邊間隙為0.60 mm（1t）、0.63 mm（1.05t）、0.66 mm（1.1t）、0.69 mm（1.15t）、0.72 mm（1.2t）進(jìn)行模擬，以找出合適的壓邊間隙值。

工件在各壓邊間隙下的主要減薄區(qū)域與改變預(yù)脹壓力、最大液室壓力時(shí)情況相同，仍位于矩形盒側(cè)壁區(qū)域。分別測(cè)量圖7所示節(jié)點(diǎn)位置的厚度減薄率，以此代表底部圓角區(qū)域的減薄情況，各壓邊間隙下的最大減薄率和底部圓角區(qū)域減薄率如圖13所示。

圖13 最大減薄率和底部圓角減薄率隨壓邊間隙的變化

由圖13可知，壓邊間隙從0.60 mm增大至0.63 mm后，最大減薄率和矩形盒底部圓角區(qū)域的減薄率均有一定程度的減小。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是0.6 mm的壓邊間隙過小，材料流動(dòng)阻力過大，材料流動(dòng)困難，從而增大了工件整體的減薄量。當(dāng)壓邊間隙增大至0.63 mm后，材料流動(dòng)阻力降低，故工件最大減薄率降低。但當(dāng)壓邊間隙從0.63 mm繼續(xù)增大時(shí)，最大減薄率和底部圓角區(qū)域減薄率無明顯變化趨勢(shì)，表明壓邊間隙過小會(huì)增大板料減薄量，但超過一定值后，壓邊間隙的大小對(duì)板料的減薄量影響很小。

工件在各壓邊間隙值下的成形極限如圖14所示。由圖14可知，隨著壓邊間隙的增大，工件整體的起皺面積不斷增大，法蘭區(qū)域紫色嚴(yán)重起皺區(qū)域也越來越大。這是因?yàn)閴哼呴g隙增大會(huì)減弱壓邊圈與凹模對(duì)板料法蘭區(qū)域的約束作用，板料更容易失穩(wěn)起皺。

綜上可知，壓邊間隙取值過小會(huì)增大流動(dòng)阻力，使板料厚度減薄率增大；但增大壓邊間隙又會(huì)使板料起皺面積增大。當(dāng)壓邊間隙取0.63 mm時(shí)，板料厚度減薄率較小，同時(shí)整體的起皺面積較小。工件法蘭中紫色的嚴(yán)重起皺區(qū)域與大于此壓邊間隙的工件相比更是明顯減小。因此，在水槽拉深一序充液拉深過程中設(shè)置壓邊間隙為0.63 mm能獲得良好的成形質(zhì)量，選取其作為最優(yōu)參數(shù)。

2.5 普通拉深成形與充液拉深成形對(duì)比

普通拉深一序采用前期預(yù)先模擬得出的最優(yōu)工藝參數(shù)，壓邊力從0 s至0.01 s保持為20 kN，從0.01 s至拉深結(jié)束線性增長(zhǎng)至250 kN；板料與凸模、凹模、壓邊圈之間的摩擦因數(shù)分別為0.2、0.05、0.05；模具間隙為0.66 mm。其他模擬參數(shù)為：采用雙動(dòng)成形；凸模、凹模、壓邊圈的模擬速度分別設(shè)為5 000、0、5 000 mm/s。

充液拉深一序采用本章中分析得到的最優(yōu)工藝參數(shù)，即采用定0.63 mm間隙進(jìn)行壓邊，在液壓加載時(shí)設(shè)置2 MPa的預(yù)脹壓力和20 MPa的最大液室壓力。其他模擬參數(shù)為：采用雙動(dòng)成形；凸模、凹模、壓邊圈的模擬速度分別設(shè)為5 000、0、5 000 mm/s；摩擦因數(shù)則采用0.2、0.02、0.05。

普通拉深一序和充液拉深一序厚度變化和成形極限的對(duì)比如圖15所示。普通拉深一序最大減薄率位于水槽矩形盒部位底部圓角區(qū)域，為17.66%；而充液拉深一序在此圓角區(qū)域的最大減薄率僅為3.76%，減薄量明顯減小。充液拉深一序最大減薄率位于水槽矩形盒側(cè)壁區(qū)域，為13.23%；而普通拉深一序在側(cè)壁區(qū)域的最大減薄率比充液拉深一序更小，為10.32%，如圖16所示，但此區(qū)域在后續(xù)的普通拉深二序和普通拉深三序中減薄量較小，對(duì)最終的成形質(zhì)量影響較小。可知，通過充液成形的優(yōu)化工藝方案可以有效地降低零件底部的減薄率，提高成形極限，為后續(xù)的拉深二序、三序提供合格的拉深一序工件。

圖14 不同壓邊間隙下的成形極限

圖15 拉深一序厚度減薄率和成形極限對(duì)比

圖16 水槽矩形盒部位側(cè)壁最大減薄率對(duì)比

3 結(jié)論

1）在工廠實(shí)際生產(chǎn)中，多工序的傳統(tǒng)剛性拉深成形需要中間退火工序來消除零件內(nèi)應(yīng)力，降低減薄率。而采用充液拉深成形時(shí)，薄壁水槽拉深一序盒形件的底部圓角減薄率可降低至3.76%，成形極限得到提高，無需采用退火工序。拉深一序的起皺區(qū)域位于零件凸緣的邊緣，不影響主體的成形，后續(xù)的剛性拉深也可消除起皺，故幾乎不用對(duì)比該零件的充液拉深一序與剛性拉深一序的起皺情況。對(duì)該拉深一序盒形件來說，充液成形的成形質(zhì)量?jī)?yōu)于傳統(tǒng)成形。

2）預(yù)脹壓力和最大液室壓力過大或過小均對(duì)成形質(zhì)量有不利影響。液室壓力最優(yōu)加載路徑：從0 s至0.003 s，液室壓力從0 MPa線性增大至2 MPa，并保持2 MPa至0.007 s；隨后從0.007 s至0.011 s，液室壓力從2 MPa線性增大至20 MPa，保持20 MPa直至拉深結(jié)束。

3）減小壓邊間隙會(huì)減小板料起皺面積，但也會(huì)增大流動(dòng)阻力，使板料厚度減薄率增大。當(dāng)壓邊間隙為0.63 mm時(shí)，板料能得到良好的成形質(zhì)量。

4）對(duì)采用優(yōu)化后的工藝參數(shù)的傳統(tǒng)剛性拉深一序和充液拉深一序的模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可知，采用充液拉深的方法可以有效降低盒形件底部圓角的減薄率及整體減薄率，提高薄壁水槽拉深一序盒形件的成形質(zhì)量，并且能取消退火工序，提高生產(chǎn)效率。本文提出了充液拉深一序→普通拉深二序→普通拉深三序這一工藝路線的可行設(shè)想。

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Deformation Regularity of Sink Shaped Thin-walled Part in Hydroforming

HONG Yi-hao1, MO Bing-jun1, WU Fei1, CHEN Jia-zhi2, LIANG Qing-jun2

(1. School of Material and Energy, Guangdong University of Technology, Guangzhou 510000, China; 2. Guangdong Yingao Kitchen Utensils Co., Ltd., Guangdong Foshan 528000, China)

The work aims to solve the problem that the bottom fillet and the overall thickness of thin-walled sink-shaped box part in the first rigid drawing are too thin, which leads to the unqualified thickness of the products after the subsequent second and third drawing, as well as the annealing problem of the process route. The finite element analysis software Dynaform was used to carry out numerical simulation analysis on the first sequence of hydroforming for the thin-walled sink. The influence law of key process parameters on forming results was studied and the optimal process parameters were obtained. Finally, the feasibility of the hydroforming method is proposed by comparing with the simulation results of rigid drawing. According to the process optimization scheme, the optimal process parameters were obtained as follows: the preswelling pressure was 2 MPa, the maximum liquid chamber pressure was 20 MPa; pressure loading route of liquid chamber: from 0 s to 0.003 s, the liquid chamber pressure linearly increased from 0 MPa to 2 MPa, and kept at 2 MPa until 0.007 s; then from 0.007 s to 0.011 s, the liquid chamber pressure linearly increased from 2 MPa to 20 MPa, and then kept at 20 MPa until the end of drawing; the blank holder gap was 1.05t. Apparently, the serious problem of the bottom fillet thinning in the first drawing process of box parts of the thin-walled sink can be effectively solved by the hydroforming method. In addition, hydroforming can improve the forming quality and forming limit, omit the intermediate annealing process, and improve the economic benefit.

numerical simulation; hydroforming drawing; thin-walled structure; process optimization; hydraulic loading route

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.02.023

TG306

A

1674-6457(2023)02-0199-10

2022–10–11

2022-10-11

佛山市產(chǎn)學(xué)研項(xiàng)目（1920001001369）

Industry-university-research project of Foshan City (1920001001369)

洪熠豪（1999—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)閺?fù)雜薄壁結(jié)構(gòu)的充液成形。

HONG Yi-hao (1999-), Male, Postgraduate, Research focus: hydroforming of complex thin-walled structures.

吳菲（1982—），女，博士，講師，主要研究方向?yàn)樾滦洼p質(zhì)材料與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)/制備/性能/應(yīng)用。

WU Fei (1982-), Female, Doctor, Lecturer, Research focus: new lightweight materials and structure design/preparation/performance/application research.

洪熠豪, 莫炳俊, 吳菲, 等. 薄壁水槽充液拉深變形規(guī)律研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(2): 199-208.

HONG Yi-hao, MO Bing-jun, WU Fei, et al. Deformation Regularity of Sink Shaped Thin-walled Part in Hydroforming[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(2): 199-208.