，,2，,2

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 金屬精密熱加工國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱150001;2 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱150001)

5A06鋁合金中厚板反拉深變形行為

張志超1，徐永超1,2，苑世劍1,2

(1哈爾濱工業(yè)大學(xué)金屬精密熱加工國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱150001;2哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱150001)

中厚板變形過程中的彎曲和反彎曲效應(yīng)影響其拉深變形能力。本工作以航空航天常用的5A06鋁合金筒形件為研究對(duì)象，采用厚度為4.5mm的中厚板進(jìn)行反拉深數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，分析了變形過程中應(yīng)力、應(yīng)變分布特點(diǎn)，討論了3種凹模截面結(jié)構(gòu)形式下的變形方式，以及應(yīng)變路徑隨著凹模圓角變化規(guī)律。結(jié)果表明：凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡區(qū)在壁厚方向上存在應(yīng)力和應(yīng)變梯度，并在該處外側(cè)產(chǎn)生最大徑向拉應(yīng)力，導(dǎo)致了拉深破裂的發(fā)生。采用半圓形凹模截面結(jié)構(gòu)時(shí)，極限拉深深度達(dá)到203mm，相對(duì)于平面凹模結(jié)構(gòu)增加了40%。半圓形凹模結(jié)構(gòu)能減小彎曲效應(yīng)，有效降低過渡區(qū)的應(yīng)力梯度和最大應(yīng)力數(shù)值，有利于提高5A06鋁合金中厚板拉深變形能力。

鋁合金；中厚板；拉深；破裂

鋁合金材料比強(qiáng)度高、抗腐蝕性能優(yōu)異，被廣泛應(yīng)用于航空、航天工業(yè)。隨著節(jié)能減排的要求不斷提高，鋁合金深腔零件的整體成形得到越來越多的關(guān)注。這類零件高徑比較大，拉深時(shí)懸空區(qū)受壓應(yīng)力易于起皺，凸模圓角處易于應(yīng)力集中發(fā)生破裂，從而限制其成形。通常，采用充液拉深方法，利用高壓流體介質(zhì)，改善懸空區(qū)的受力狀態(tài)，提高板料與凸模的摩擦保持效果，從而避免起皺和破裂的發(fā)生。然而，對(duì)于厚度超過3mm的深腔零件，通常采用分塊成形拼裝焊接的方法成形，獲得的零件尺寸精度低、服役性能差[1,2]。為了提高拉深比，避免局部過度減薄破裂，可以采用二次拉深方法，實(shí)現(xiàn)大高徑比深腔零件的成形。

二次拉深成形方法提高拉深比的原理是通過增加拉深道次，減小單道變形量，從而避免單道次成形時(shí)由于局部減薄嚴(yán)重而破裂[3]。通常，根據(jù)沖頭與板料接觸面是否發(fā)生變化，可以分為正二次拉深和反拉深[4]。反拉深相對(duì)于正二次拉深具有模具結(jié)構(gòu)緊湊、模具定位簡(jiǎn)單、彎曲變形次數(shù)少等優(yōu)點(diǎn)[5]。同時(shí)，由于反拉深板料與模具的包角為180°，板料與模具的摩擦阻力和彎曲抗力較大，法蘭區(qū)抗皺能力提高，從而可以省略壓邊[6]。針對(duì)反拉深成形提出的理論模型，將徑向應(yīng)變近似分解為4個(gè)變量，分別為徑向拉應(yīng)變、彎曲應(yīng)變、反彎曲應(yīng)變和摩擦引起的剪切應(yīng)變，在平衡方程的基礎(chǔ)上考慮了應(yīng)變強(qiáng)化和壁厚變化。采用該理論模型對(duì)反拉深過程的壁厚分布的預(yù)測(cè)結(jié)果表明，反拉深成形能明顯提高板料拉深比、提高壁厚均勻性[7-10]。運(yùn)用數(shù)值模擬的方法，考慮材料各向異性、材料應(yīng)變強(qiáng)化以及應(yīng)變路徑變化對(duì)板料流動(dòng)行為的影響，對(duì)反拉深變形過程中制耳現(xiàn)象以及壁厚分布進(jìn)行了很好地預(yù)測(cè)，為優(yōu)化反拉深變形工序提供了依據(jù)[11,12]。為了避免反拉深變形過程中發(fā)生破裂現(xiàn)象，輔助徑向推力的充液反拉深成形方法被提出并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，輔助徑向推力能明顯提高反拉深變形程度[13,14]。

上述研究主要針對(duì)薄板的反拉深變形行為的研究，忽略了板料彎曲效應(yīng)。然而，對(duì)于中厚板變形，特別是反拉深變形，凹模圓角受到零件幾何尺寸的限制，使得板料彎曲和反彎曲變形更加明顯，彎曲效應(yīng)不能忽略。本工作以筒形件為研究對(duì)象，對(duì)航空、航天常用的4.5mm厚5A06鋁合金中厚板進(jìn)行反拉深實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，采用3種不同的凹模結(jié)構(gòu)形式，分析反拉深過程中應(yīng)力、應(yīng)變的分布特點(diǎn)，討論凹模結(jié)構(gòu)形式對(duì)板料應(yīng)變路徑的影響規(guī)律，揭示反拉深變形破裂機(jī)制。

1 試件及研究方案

本工作所用的退火態(tài)5A06鋁合金板料，厚度為4.5mm。通過單向拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)得材料力學(xué)性能如表1所示。圖1為板料真應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由于受到零件幾何尺寸限制，反拉深凹模內(nèi)外側(cè)圓角大小存在上限。根據(jù)凹模截面結(jié)構(gòu)的不同，本工作采用3種凹模結(jié)構(gòu)形式，分別為平面凹模結(jié)構(gòu)、非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)和半圓形凹模結(jié)構(gòu)，如圖2所示。反拉深拉深比為1.5，沖頭直徑為300mm，沖頭圓角半徑為60mm，凸凹模間隙為1.42倍壁厚(6.4mm)，為了便于討論，板料分為筒底部、底部圓角區(qū)、直壁區(qū)、凹模內(nèi)圓角區(qū)和凹模外圓角區(qū)5個(gè)部分，板料與凹模接觸的表面為外表面，與凸模接觸的表面為內(nèi)表面，如圖3所示。針對(duì)3種凹模結(jié)構(gòu)形式，分別進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究。數(shù)值模擬采用Abaqus/Explicit分析模塊，材料模型服從Mises各向同性屈服準(zhǔn)則，材料真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖1所示。板料選用軸對(duì)稱實(shí)體單元，模具選用軸對(duì)稱剛性殼單元。模具與板料之間為面接觸，接觸應(yīng)力模型為各向同性庫(kù)侖摩擦，摩擦因數(shù)為0.12。板料厚度方向上分布著9層網(wǎng)格，網(wǎng)格大小均勻，均為0.5mm。拉深行程為420mm，采用定壓邊間隙，壓邊間隙為1.2倍壁厚(5.4mm)。

表1 5A06鋁合金板料力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of 5A06 aluminum alloy plate

圖1 5A06鋁合金中厚板真應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-strain curve of 5A06 aluminum alloy plate

2 反拉深變形應(yīng)力-應(yīng)變分析

反拉深過程中，法蘭區(qū)板料發(fā)生徑向拉伸和切向壓縮變形，流經(jīng)凹模外圓角時(shí)伴隨發(fā)生彎曲和反彎曲變形，流經(jīng)凹模內(nèi)圓角時(shí)伴隨發(fā)生二次彎曲和反彎曲變形且彎曲方向與凹模外圓角處相同。當(dāng)凹模外圓角區(qū)外側(cè)的板料首次流經(jīng)凹模內(nèi)圓角成形得到直壁區(qū)之后，板料各區(qū)的應(yīng)力、應(yīng)變分布不再發(fā)生變化，反拉深過程達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。采用數(shù)值模擬研究反拉深穩(wěn)定狀態(tài)下的應(yīng)力、應(yīng)變分布，對(duì)比不同凹模截面結(jié)構(gòu)形式下最大應(yīng)力、應(yīng)變，提取典型點(diǎn)在整個(gè)拉深變形過程中的應(yīng)變路徑，分析凹模截面結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)變路徑的影響。

圖2 凹模圓角截面結(jié)構(gòu)形式 (a)平面凹模結(jié)構(gòu)；(b)非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)；(c)半圓形凹模結(jié)構(gòu)Fig.2 Die radius section structure types (a)plane die structure;(b)asymmetrical die structure;(c)semi-circle die structure

圖3 模具幾何尺寸示意圖Fig.3 Schematic diagram of geometric parameters of dies

圖4為平面凹模結(jié)構(gòu)下反拉深后期板料應(yīng)力分布，由圖可知板料徑向應(yīng)力在厚度方向存在應(yīng)力梯度。底部圓角區(qū)板料內(nèi)外側(cè)均為拉應(yīng)力，且板料外側(cè)大于內(nèi)側(cè)，應(yīng)力梯度為110MPa。在凹模內(nèi)圓角區(qū)近法蘭一側(cè)，板料外側(cè)為壓應(yīng)力，內(nèi)側(cè)為拉應(yīng)力，在厚度方向的應(yīng)力梯度為831MPa。在凹模內(nèi)圓角與直壁段過渡處，板料內(nèi)側(cè)為壓應(yīng)力，外側(cè)為拉應(yīng)力，應(yīng)力梯度為1292MPa。同樣，在凹模外圓角區(qū)，板料厚度方向存在應(yīng)力梯度，與凹模內(nèi)圓角區(qū)相比較小。凹模內(nèi)、外圓角區(qū)板料發(fā)生彎曲和反彎曲從而導(dǎo)致該區(qū)徑向應(yīng)力梯度在厚度方向較大。凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處板料的外側(cè)，存在最大的徑向拉應(yīng)力，其值為666MPa。由于變形區(qū)材料硬化導(dǎo)致變形抗力增大，同時(shí)，該處發(fā)生反彎曲在板料外側(cè)產(chǎn)生附加拉應(yīng)力，從而導(dǎo)致該處板料外側(cè)存在最大的徑向拉應(yīng)力。如圖4所示，切向應(yīng)力在筒底部均勻分布，在已成形的直壁區(qū)和凹模內(nèi)、外側(cè)圓角區(qū)沿厚度方向存在應(yīng)力梯度。在凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處，板料外側(cè)拉應(yīng)力為315MPa，內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力為463MPa，厚度方向應(yīng)力梯度最大為778MPa。該處板料發(fā)生反彎曲變形，使得外側(cè)產(chǎn)生拉應(yīng)力，內(nèi)側(cè)產(chǎn)生壓應(yīng)力，從而在厚度方向上產(chǎn)生最大切向應(yīng)力梯度。由上述結(jié)果可知，由于反彎曲變形，在凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處外側(cè)存在最大的徑向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)力，并且在厚度方向存在應(yīng)力梯度。凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處外側(cè)的最大徑向拉應(yīng)力易于導(dǎo)致該處板料發(fā)生破裂。

圖5為平面凹模結(jié)構(gòu)下反拉深后期板料應(yīng)變分布。由該圖可知，筒底部徑向應(yīng)變均勻分布，徑向應(yīng)變?yōu)?.04。底部圓角處由于彎曲效應(yīng)在厚度方向存在徑向應(yīng)變梯度，板料外側(cè)拉應(yīng)變大于內(nèi)側(cè)，應(yīng)變梯度為0.05。直壁區(qū)在厚度方向上存在梯度，板料外側(cè)應(yīng)變大于內(nèi)側(cè)，應(yīng)變梯度最大為0.15。在凹模內(nèi)、外圓角處由于彎曲效應(yīng)同樣存在徑向應(yīng)變梯度，且徑向應(yīng)變梯度相等為0.13。板料切向應(yīng)變分布相對(duì)較均勻，僅在底部圓角和凹模圓角處存在較小應(yīng)變梯度。由上述結(jié)果可知，反拉深過程中彎曲作用明顯，導(dǎo)致了厚度方向存在應(yīng)變梯度，應(yīng)變梯度最大值位于凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處，該處板料外側(cè)徑向應(yīng)變大于內(nèi)側(cè)，表明拉深過程中易于在該處發(fā)生破裂。

圖4 反拉深后期應(yīng)力分布 (a)徑向應(yīng)力；(b)切向應(yīng)力Fig.4 Stress distributions at the end stage of reverse deep drawing process (a)radial stress;(b)tangential stress

圖6為拉深變形過程中板料典型位置的應(yīng)變路徑。圖中εr為徑向應(yīng)變，εt為切向應(yīng)變。由該圖可知，筒底部A處中性層點(diǎn)按雙向等拉線性應(yīng)變路徑變化。拉深過程中，該點(diǎn)變形量較小。凹模內(nèi)圓角區(qū)B處中性層點(diǎn)在拉深開始之后，經(jīng)由凹模內(nèi)圓角流入凹模，徑向發(fā)生拉伸變形，切向發(fā)生壓縮變形。拉深過程中，該點(diǎn)偏離線性應(yīng)變路徑。凹模外圓角區(qū)內(nèi)側(cè)C處中性層點(diǎn)在拉深過程中發(fā)生徑向拉伸切向壓縮變形，加載路徑為線性，當(dāng)流經(jīng)凹模內(nèi)圓角時(shí)，偏離線性應(yīng)變路徑。凹模外圓角區(qū)外側(cè)D處中性層點(diǎn)在拉深過程中，首先流經(jīng)凹模外側(cè)圓角，受彎曲變形的影響偏離線性應(yīng)變路徑。當(dāng)流經(jīng)凹模內(nèi)圓角時(shí)，偏離更加明顯，徑向拉應(yīng)變顯著增大，而切向應(yīng)變?cè)龃筝^小。

圖5 反拉深后期應(yīng)變分布 (a)徑向應(yīng)變；(b)切向應(yīng)變Fig.5 Strain distributions at the end stage of reverse deep drawing process (a)radial strain;(b)tangential strain

圖6 反拉深過程典型點(diǎn)應(yīng)變路徑Fig.6 Strain paths of typical points during reverse deep drawing process

由前述應(yīng)力分布可知，反拉深穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，在凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處板料外側(cè)存在最大徑向和切向應(yīng)力，導(dǎo)致該處易于發(fā)生破裂。圖7為不同凹模結(jié)構(gòu)形式下反拉深穩(wěn)定狀態(tài)下的最大徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力。由該圖可知，采用平面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，最大徑向拉應(yīng)力為666MPa，最大切向拉應(yīng)力為319MPa。采用非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，最大徑向拉應(yīng)力為576MPa，最大切向拉應(yīng)力為236MPa，相對(duì)于平面凹模結(jié)構(gòu)分別下降13.5%和26.0%。采用半圓形凹模圓角時(shí)，最大徑向拉應(yīng)力為514MPa，最大切向拉應(yīng)力為152MPa，相對(duì)于平面凹模圓角分別下降22.8%和52.3%。由上述可知，改變凹模圓角結(jié)構(gòu)形式能顯著減小反拉深穩(wěn)定狀態(tài)下的最大徑向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)力，采用半圓形凹模圓角時(shí)，徑向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)力最小，從而減緩破裂的發(fā)生，利于極限拉深變形能力的提高。

圖7 不同凹模截面結(jié)構(gòu)形式下最大徑向和切向應(yīng)力Fig.7 Maximum radial and tangential stress under different die structures

圖8所示為不同凹模截面結(jié)構(gòu)形式下凹模外圓角區(qū)D處板料內(nèi)外側(cè)點(diǎn)及中性層點(diǎn)的應(yīng)變路徑。由該圖可知，板料中性層點(diǎn)，近似為線性應(yīng)變路徑，外側(cè)點(diǎn)和內(nèi)側(cè)點(diǎn)應(yīng)變路徑則偏離線性路徑，隨著拉深的進(jìn)行，不斷發(fā)生變化。應(yīng)變路徑發(fā)生變化時(shí)，鋁合金板料均勻變形能力下降，從而導(dǎo)致變形過程中破裂現(xiàn)象提前發(fā)生[15-17]。采用平面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，板料內(nèi)、外側(cè)點(diǎn)偏離線性應(yīng)變路徑，往復(fù)變化，從而嚴(yán)重降低了板料的均勻變形能力。采用不對(duì)稱凹模結(jié)構(gòu)相對(duì)于平面凹模結(jié)構(gòu)有明顯改善，當(dāng)變形量達(dá)到一定值之后，厚度方向各點(diǎn)應(yīng)變路徑基本一致，并保持線性變化。采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，板料內(nèi)、外側(cè)點(diǎn)基本保持線性路徑，變形過程中，厚度方向各點(diǎn)的變形基本同步。由上述結(jié)果可知，采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)能提高板料的均勻變形能力，從而利于板料的拉深變形。

3 5A06鋁合金反拉深實(shí)驗(yàn)

圖9為不同凹模結(jié)構(gòu)的反拉深試件，圖10為相應(yīng)的極限拉深深度。由圖9可知，不同凹模結(jié)構(gòu)形式下，反拉深均發(fā)生破裂，破裂位置都位于凹模內(nèi)圓角區(qū)與直壁區(qū)過渡處。由圖10可知，當(dāng)選用平面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，極限拉深深度為145mm；采用非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，極限拉深深度為168mm；采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，極限拉深深度為203mm，相對(duì)于平面凹模結(jié)構(gòu)，增長(zhǎng)了40%。根據(jù)前述模擬結(jié)果可知，由于反彎曲作用，在凹模內(nèi)圓角區(qū)與直壁區(qū)過渡處板料外側(cè)存在最大徑向拉應(yīng)力，該拉應(yīng)力引起拉深破裂的發(fā)生。同時(shí)，板料在流經(jīng)凹模內(nèi)、外圓角時(shí)，偏離線性應(yīng)變路徑，導(dǎo)致均勻塑性變形能力的降低，使得內(nèi)圓角區(qū)與直壁區(qū)過渡處板料易于發(fā)生破裂。反彎曲作用受到凹模內(nèi)圓角大小的影響，凹模內(nèi)圓角越大，反彎曲作用越不明顯。然而，由于受零件幾何尺寸的限制，凹模內(nèi)圓角不能無限增大，通過改變內(nèi)外圓角大小的組合可以減小反彎曲造成的最大徑向拉應(yīng)力，改善內(nèi)外圓角對(duì)應(yīng)變路徑的影響。當(dāng)采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，最大徑向拉應(yīng)力最小，板料內(nèi)外側(cè)的應(yīng)變路徑基本上為線性路徑，利于塑性變形能力的提高，反拉深極限拉深深度最大。

圖8 不同凹模截面結(jié)構(gòu)下應(yīng)變路徑 (a)平面凹模結(jié)構(gòu)；(b)非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)；(c)半圓形凹模結(jié)構(gòu)Fig.8 Strain paths of the typical points under different die structures (a)plane die structure;(b)non-symmetrical die structure;(c)semi-circle die structure

圖9 不同凹模截面結(jié)構(gòu)形式下破裂試件 (a)平面凹模結(jié)構(gòu)；(b)非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)；(c)半圓形凹模結(jié)構(gòu)Fig.9 Experiment results of different die radius (a)plane die structure;(b)non-symmetrical die structure;(c)semi-circle die structure

圖10 不同凹模截面結(jié)構(gòu)形式下極限拉深深度Fig.10 Limited punch stroke under different die structures

4 結(jié)論

(1)由于彎曲效應(yīng)，在厚度方向存在應(yīng)力梯度，應(yīng)力梯度最大值位于凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處，該處板料內(nèi)側(cè)存在徑向和切向壓應(yīng)力，外側(cè)存在徑向和切向的拉應(yīng)力。同時(shí)，在厚度方向上也存在應(yīng)變梯度，板料外側(cè)的徑向應(yīng)變大于板料內(nèi)側(cè)。應(yīng)變梯度最大值位置同樣位于凹模內(nèi)圓角與直壁區(qū)過渡處。

(2)板料不同位置點(diǎn)的應(yīng)變路徑不同，筒底部應(yīng)變類型為雙向等拉，變形過程中保持線性應(yīng)變路徑。法蘭處材料應(yīng)變類型為一拉一壓，經(jīng)由凹模外圓角和內(nèi)圓角變形時(shí)，偏離線性應(yīng)變路徑。其中，凹模內(nèi)圓角對(duì)應(yīng)變路徑影響顯著。采用平面凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，板料內(nèi)外側(cè)點(diǎn)偏離線性應(yīng)變路徑最為明顯。采用半圓形凹模圓角時(shí)，板料各點(diǎn)延線性應(yīng)變路徑變化，利于板料塑性變形。

(3)采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，極限成形深度與平面凹模結(jié)構(gòu)和非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)相比最小，分別減小了22.8%和13.5%。采用半圓形凹模結(jié)構(gòu)時(shí)，極限拉深深度為203mm，相對(duì)于平面凹模結(jié)構(gòu)和非對(duì)稱曲面凹模結(jié)構(gòu)分別增長(zhǎng)了40%和16%。改變凹模截面結(jié)構(gòu)形式，能顯著減小最大拉應(yīng)力，提高極限拉深變形能力。

[1] 董鵬, 孫大千, 李洪梅, 等. 6005A-T6 鋁合金攪拌摩擦焊接頭組織與力學(xué)性能特征[J]. 材料工程, 2012(4): 27-31.

DONG P, SUN D Q, LI H M, et al. Microstructural and mechanical characteristics of friction stir welded 6005A-T6 aluminium alloy[J]. Journal of Materials Engineering, 2012(4): 27-31.

[2] 劉杰, 楊景宏, 韓鳳武, 等. 厚板鋁合金攪拌摩擦焊匙孔補(bǔ)焊接頭組織與性能[J]. 材料工程, 2012(7): 29-33.

LIU J, YANG J H, HAN F W, et al. Microstructures and properties of thickness aluminium alloy eleocellarium repairing welding joint by friction stir welding[J]. Journal of Materials Engineering, 2012(7): 29-33.

[3] ESCHE S K, AHMETOGLU M A, KINZEL G L, et al. Numerical and experimental investigation of redrawing of sheet metals[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 98(1): 17-24.

[4] ESCHE S K, KHAMITKAR S, KINZEL G L, et al. Process and die design for multi-step forming of round parts from sheet metal[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1996, 59(1): 24-33.

[5] PARSA M H, YAMAGUCHI K, TAKAKURA N, et al. Consideration of the re-drawing of sheet metals based on finite element simulation[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1994, 47(1/2):87-101.

[6] 江學(xué)強(qiáng), 吉衛(wèi), 曹海橋, 等. 厚壁筒形件熱拉深成形數(shù)值模擬及工藝研究[J]. 熱加工工藝, 2014, 43(11): 148-150.

JIANG X Q, JI W, CAO H Q, et al. Numerical simulation and technical study of hot drawing forming thick-wall cylinder[J]. Hot Working Technology, 2014, 43(11): 148-150.

[7] CHUNG S Y. Stress analysis of reverse redrawing of cylindrical shells[J]. Sheet Metal Industries, 1951(28):453-458.

[8] ZHARKOV V A. Theory of the drawing of cylindrical parts from sheet materials[J]. J Mater Process Technol, 1992,(31):379-392.

[9] CHANG D F, WANG J E. Wall thickness distribution analysis of a drawn-redrawn can[J]. Transactions of the North American Manufacturing Research Institution of SME, 1996, 24:125-130.

[10] MAJLESSI S A, LEE D. Development of multistage sheet metal forming analysis method[J]. Journal of Materials Shaping Technology, 1988, 6(1): 41-54.

[11] PAUNOIU V, RAMOS M G, MANGAS V L. Experimental and numerical analysis of multistage deep drawing[J]. The Annals of "Dun?rea de Jos" University of Galati: Fascicle V, 2012, 1: 79-84.

[12] THUILLIER S, MANACH P Y, MENEZES L F, et al. Experimental and numerical study of reverse re-drawing of anisotropic sheet metals[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 125: 764-771.

[13] ZHAO S D, ZHANG Z Y, ZHANG Y, et al. The study on forming principle in the process of hydro-mechanical reverse deep drawing with axial pushing force for cylindrical cups[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 187: 300-303.

[14] WANG H, GAO L, CHEN M. Hydrodynamic deep drawing process assisted by radial pressure with inward flowing liquid[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2011, 53(9): 793-799.

[15] GRAF A, HOSFORD W. The influence of strain-path changes on forming limit diagrams of A1 6111 T4[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1994, 36(10): 897-910.

[16] STOUGHTON T B, ZHU X. Review of theoretical models of the strain-based FLD and their relevance to the stress-based FLD[J]. International Journal of Plasticity, 2004, 20(8): 1463-1486.

[17] KURODA M, TVERGAARD V. Effect of strain path change on limits to ductility of anisotropic metal sheets[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2000, 42(5): 867-887.

(本文責(zé)編：齊書涵)

DeformationBehaviorofReverseDeepDrawingof5A06AluminumAlloyPlate

ZHANGZhi-chao1,XUYong-chao1,2,YUANShi-jian1,2

(1NationalKeyLaboratoryofPrecisionHotProcessingofMetals,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,China;2SchoolofMaterialsScienceandEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,China)

The limit drawing ratio is influenced by the bending and unbending effect during reverse deep drawing of plate. The 5A06 aluminum alloy plate widely applied in aerospace industry was used, and the reverse deep drawing of the 4.5mm thick plate was investigated experimentally and numerically. The stress and strain distributions of plate were analyzed, the deformation behaviour was discussed for three types of cross section of die during the reverse deep drawing process； moreover, the changing rule of strain paths with the die profile was also discussed. Results show that a maximum radial stress is induced by the bending effect at the transient region between the inside die radius and straight wall, where a radial stress and strain gradient along the thickness direction appears and the fracture is easy to occur. For the semi-circle profiled die structure, the limited punch stroke is 203mm which is increased by 40% than that for the die with a planar profile section. The semi-circle profiled die structure can reduce the bending effect, effectively reduce the stress gradient and the maximum stress value in the transient region, and is helpful to improve the limit drawing ratio of the 5A06 aluminum alloy plate.

aluminum alloy;plate;deep drawing;fracture

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000822

TG386.3

： A

： 1001-4381(2017)09-0101-07

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375114)；長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(IRT1229)

2015-07-01；

：2017-06-12

徐永超(1974-)，男，教授，博導(dǎo)，主要從事板材流體高壓成形工藝與裝備、航空航天輕質(zhì)難變形合金熱成形工藝與裝備研究，聯(lián)系地址：哈爾濱市南崗區(qū)西大直街92號(hào)哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院420室(150001)，E-mail: yongchaoxu@hit.edu.cn