軸向非對(duì)稱中空型材拉彎過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度優(yōu)化

張學(xué)廣，劉純國(guó)，張石磊，劉學(xué)之，李湘吉（.吉林大學(xué)輥鍛工藝研究所，300長(zhǎng)春；.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，66山東青島）

軸向非對(duì)稱中空型材拉彎過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度優(yōu)化

張學(xué)廣1，劉純國(guó)1，張石磊2，劉學(xué)之2，李湘吉1
（1.吉林大學(xué)輥鍛工藝研究所，130022長(zhǎng)春；2.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，266111山東青島）

為探究過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)型材拉彎成形的影響，以高速列車用典型軸向非對(duì)稱鋁型材為對(duì)象，選取4種不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度進(jìn)行拉彎研究.利用數(shù)值模擬對(duì)比分析了成形后零件的應(yīng)力應(yīng)變分布、形狀誤差、回彈、截面畸變和空間扭轉(zhuǎn)，并定義成形缺陷指數(shù)表征綜合成形效果.結(jié)果表明，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，型材成形后的形狀誤差和回彈明顯減小，但是截面畸變和空間扭轉(zhuǎn)增大；成形缺陷指數(shù)表明，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為200 mm時(shí)型材拉彎成形綜合缺陷最小，利用0.618法優(yōu)化了過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度.在張臂式拉彎?rùn)C(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，測(cè)量結(jié)果和數(shù)值分析規(guī)律相吻合.

非對(duì)稱型材；拉彎；過(guò)渡區(qū)；數(shù)值模擬；成形缺陷

拉彎成形工藝，因其具有成形精度高和回彈量小的優(yōu)勢(shì)，和壓彎成形以及繞彎成形工藝相比，更適合于軸向長(zhǎng)度大、空間形狀復(fù)雜的中空型材的成形［1］.型材拉彎成形效果與拉彎過(guò)程的工藝參數(shù)密切相關(guān).但是目前拉彎工藝參數(shù)主要還是先依據(jù)經(jīng)驗(yàn)確定，然后在拉彎?rùn)C(jī)上反復(fù)驗(yàn)證并修改后才應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中.這種加工方式生產(chǎn)周期長(zhǎng)、材料利用率低，難以實(shí)現(xiàn)數(shù)字化和批量化.對(duì)于型材拉彎，研究人員做了大量的工作［2－6］.以往的研究對(duì)象多集中于軸向?qū)ΨQ型材，于軸向非對(duì)稱、空間形狀復(fù)雜的型材拉彎成形研究較少.型材拉彎時(shí)，夾鉗和模具兩側(cè)之間需要預(yù)留足夠長(zhǎng)的過(guò)渡區(qū)［7］，一方面可以避免彎曲過(guò)程中夾鉗和模具發(fā)生碰撞；另一方面可以使型材拉彎過(guò)程中變形劇烈區(qū)域的材料在一定范圍內(nèi)均勻流動(dòng).目前，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的研究在板材拉伸成形中比較廣泛［8－9］，在型材拉彎成形方面則較少.

本文針對(duì)高速列車用軸向非對(duì)稱中空鋁型材，建立拉彎成形的有限元模型，計(jì)算得到了位移控制加載過(guò)程中兩側(cè)夾鉗的運(yùn)動(dòng)軌跡.對(duì)比分析采用4種不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度時(shí)型材拉彎成形效果，并求取了拉彎成形最優(yōu)的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度.最后在張臂式拉彎?rùn)C(jī)上進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證.

1 型材拉彎研究條件

1.1 張臂式拉彎?rùn)C(jī)

本文選用張臂式拉彎?rùn)C(jī)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括工作臺(tái)、機(jī)架、雙側(cè)轉(zhuǎn)臂、活缸座、夾鉗等.機(jī)架可以在液壓缸作用下伸縮，帶動(dòng)轉(zhuǎn)臂進(jìn)行彎曲；活缸座帶動(dòng)夾鉗沿轉(zhuǎn)臂運(yùn)動(dòng)，完成型材的拉伸.

圖1 張臂式拉彎?rùn)C(jī)結(jié)構(gòu)示意

1.2 型材的目標(biāo)形狀及工藝要求

所選型材的目標(biāo)形狀及幾何參數(shù)如圖2所示，成形件為軸向非對(duì)稱結(jié)構(gòu)，軸向由3段組成，其中左側(cè)為半徑8 000 mm的弧，中間為長(zhǎng)1 000 mm的直線連接段，右側(cè)為半徑1 900 mm的弧，軸向總長(zhǎng)度為2 180 mm.目標(biāo)型材截面長(zhǎng)400 mm，高300 mm.成形件要求外弧輪廓度精度＜2 mm，一次成形回彈量＜15 mm，截面畸變＜2.5 mm，整體扭曲角＜3°.

圖2 型材的目標(biāo)形狀及幾何參數(shù)

1.3 夾鉗運(yùn)動(dòng)軌跡計(jì)算

拉彎選用P－M－P加載模式［10］.首先，夾鉗夾緊型材并進(jìn)行水平預(yù)拉，消除軋制型材的殘余應(yīng)力并使型材發(fā)生預(yù)應(yīng)變；隨后，通過(guò)夾鉗帶動(dòng)型材進(jìn)行彎曲，直至和模具完全貼合；最后，沿著型材軸向進(jìn)行補(bǔ)拉，進(jìn)一步增強(qiáng)型材的貼模度并減小卸載后的回彈量.加載過(guò)程采用位移控制加載模式，通過(guò)模具和型材的幾何關(guān)系，計(jì)算出拉彎過(guò)程中任意時(shí)刻夾鉗的位置，有效地避免了彎曲過(guò)程中的側(cè)滑現(xiàn)象.

圖3表示在以模具直線段中點(diǎn)為原點(diǎn)建立的坐標(biāo)系中，拉彎過(guò)程中不同階段夾鉗的空間位置.其中，模具邊緣圓弧部分半徑為R，圓心角為θ，型材的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為a，懸空段長(zhǎng)度為l.假設(shè)型材預(yù)拉伸、彎曲和補(bǔ)拉伸3個(gè)階段的時(shí)間分別為t1、t2和t3，拉伸速度為v，彎曲角速度為w，則

l＝Rθ+a.

預(yù)拉伸階段，夾鉗的坐標(biāo)可以表示為

將式（1）轉(zhuǎn)化為夾鉗坐標(biāo)和時(shí)間的函數(shù)為

假設(shè)預(yù)拉伸結(jié)束后型材的總長(zhǎng)度為L(zhǎng)，則

假設(shè)彎曲過(guò)程中，型材和x軸的夾角為ψ，則

根據(jù)幾何學(xué)關(guān)系，夾鉗的坐標(biāo)可以表示為

將式（2）轉(zhuǎn)化為夾鉗坐標(biāo)和時(shí)間的函數(shù)：

彎曲結(jié)束時(shí)，夾鉗的坐標(biāo)為

補(bǔ)拉伸階段，夾鉗的坐標(biāo)和時(shí)間的函數(shù)可以表示為

由于R，θ是已知的，對(duì)于過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為a的型材拉彎時(shí)，只需給定夾鉗的拉伸速度v和彎曲速度w，以及t1、t2、t3等3個(gè)時(shí)間量，就可以根據(jù)函數(shù)3、7、9計(jì)算得到拉彎過(guò)程中每個(gè)時(shí)間點(diǎn)對(duì)應(yīng)夾鉗的空間位置.

圖3 拉彎過(guò)程中夾鉗的空間位置

2 型材拉彎的有限元分析

2.1 材料力學(xué)性能參數(shù)

6005?T4鋁合金的材料力學(xué)性能參數(shù)通過(guò)拉伸實(shí)驗(yàn)獲得.其主要力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 6005－T4的材料力學(xué)性能參數(shù)

2.2 有限元模型

本文選用商業(yè)化有限元軟件Abaqus對(duì)型材拉彎過(guò)程進(jìn)行模擬.模擬中采用動(dòng)力顯式算法來(lái)確保拉彎過(guò)程的穩(wěn)定性，采用靜力隱式算法得到準(zhǔn)確的卸載回彈量.

圖4為型材拉彎的有限元模型，主要組成包括型材、夾鉗和模具.分析中忽略?shī)A鉗和模具的變形，將其簡(jiǎn)化為剛體殼結(jié)構(gòu)，型材采用三維實(shí)體結(jié)構(gòu).為了和實(shí)際生產(chǎn)相一致，有限元分析中設(shè)定拉彎過(guò)程夾鉗的拉伸速度為1.25 mm／s，彎曲角速度為1（°）／s.模具和型材之間選用摩擦系數(shù)0.1，型材和夾鉗之間選用摩擦系數(shù)0.6.實(shí)際應(yīng)用中型材的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度通常控制在400 mm以內(nèi).因此，本文分別選用0、100、200、300 mm這4種不同的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度來(lái)對(duì)比分析其對(duì)成形效果的影響.

圖4 型材拉彎的有限元模型

3 拉彎成形缺陷

3.1 形狀誤差

模具的形狀是由多段弧組成時(shí)，彎曲過(guò)程中型材兩側(cè)首先與模具接觸，當(dāng)型材外側(cè)受到較大的彎矩作用時(shí)，中心部分容易發(fā)生上凸，與模具產(chǎn)生間隙.補(bǔ)拉伸結(jié)束后，型材無(wú)法和模具完全貼合.如圖5所示，本文以成形后型材和模具的最大偏離量d表征拉彎成形的形狀誤差值.

圖5 形狀誤差的定義

3.2 回彈

型材拉彎變形后，塑性變形區(qū)同時(shí)存在彈性變形.卸載后，殘余應(yīng)力沿軸向分布不均勻，導(dǎo)致型材在變形反方向出現(xiàn)彈性回復(fù)，使工件曲率變小、彎角變大，這種現(xiàn)象叫做回彈.如圖6所示，本文以型材中心直線段作為基準(zhǔn)，選擇回彈后形狀和目標(biāo)形狀中兩端弧形部分的最大間隙量S來(lái)表征拉彎成形的回彈值.

圖6 回彈的定義

3.3 截面畸變

型材在拉彎成形過(guò)程中，由于受到不等的拉壓力，型材截面難以保持初始的形狀，會(huì)發(fā)生變形.由于成形后型材軸向每個(gè)截面發(fā)生畸變的程度各異，本文選取成形后的危險(xiǎn)截面并計(jì)算平均截面畸變t.如圖7所示，未變形型材截面長(zhǎng)度為L(zhǎng)，寬度為H.沿著型材成形后的壁建立獨(dú)立坐標(biāo)系，設(shè)定沿著壁方向?yàn)閤方向，波動(dòng)方向?yàn)閥方向.則平均截面畸變t可以表示為

式中：i＝1、2、3、4分別為型材表面、底面、左側(cè)面和右側(cè)面；yim為拉彎后沿著i壁建立的獨(dú)立坐標(biāo)系內(nèi)型材壁上m點(diǎn)的y坐標(biāo)；yi0為拉彎前型材i壁的初始y坐標(biāo).

圖7 截面畸變的定義

3.4 空間扭轉(zhuǎn)

軸向非對(duì)稱型材拉彎時(shí)，由于型材和模具接觸面上存在不均勻的切向力，型材容易沿著模具切向發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng).當(dāng)成形后的型材放在水平試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行測(cè)量時(shí)，型材的側(cè)壁和試驗(yàn)臺(tái)難以保持貼合狀態(tài).本文以空間扭轉(zhuǎn)角θf(wàn)來(lái)表征型材的空間扭轉(zhuǎn).

如圖8所示，假設(shè)水平試驗(yàn)臺(tái)為xy基準(zhǔn)面，當(dāng)成形后的型材放在試驗(yàn)臺(tái)上時(shí)，側(cè)壁上A（x1，y1，z1），B（x2，y2，z2），C（x3，y3，z3）3個(gè)點(diǎn)為z方向外凸點(diǎn).取AC的中點(diǎn)定義為D（x4，y4，z4），D點(diǎn)在水平試樣臺(tái)（xy基準(zhǔn)面）內(nèi)的投影為F（x5，y5，z5）點(diǎn)，其中x4＝x5，y4＝y(tǒng)5.則和之間的夾角即為型材和xy基準(zhǔn)面之間的夾角，即空間扭轉(zhuǎn)角θf(wàn).

圖8 空間扭轉(zhuǎn)的定義

4 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)成形的影響規(guī)律

4.1 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與最大應(yīng)力應(yīng)變的關(guān)系

由于型材右側(cè)曲率較大，型材拉彎后最大應(yīng)力和應(yīng)變都出現(xiàn)在型材右側(cè)弧度區(qū)域.當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0、100、200、300 mm時(shí)，型材成形后的最大應(yīng)力分別為147.4、158.7、164.6、169.8 MPa；最大應(yīng)變分別為0.075、0.087、0.102、0.116.數(shù)值結(jié)果表明，隨著過(guò)渡區(qū)域長(zhǎng)度的增加，成形后型材的應(yīng)力幅度和應(yīng)變幅度呈現(xiàn)遞增趨勢(shì)；型材最大應(yīng)力區(qū)域和應(yīng)變區(qū)域越來(lái)越遠(yuǎn)離兩側(cè)的夾持區(qū)，型材兩側(cè)弧度區(qū)域的應(yīng)力和應(yīng)變的過(guò)渡更加均勻.獲取過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與成形缺陷之間的關(guān)系如圖9所示.

4.1.1 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與形狀誤差的關(guān)系

從圖9（a）可以看出，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，形狀誤差量呈現(xiàn)遞減的趨勢(shì).與過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0 mm時(shí)型材成形后的形狀誤差量相比，當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為100、200、300 mm時(shí)，形狀誤差量分別減少62.5%、74.3%、82.7%.這表明，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加可以改善拉彎過(guò)程中材料的流動(dòng)情況，使成形后的型材更接近目標(biāo)形狀.

4.1.2 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與回彈的關(guān)系

從圖9（b）可以看出，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，回彈量呈現(xiàn)遞減的趨勢(shì).與過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0 mm時(shí)型材成形后的回彈量相比，當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為100、00、300 mm時(shí)，回彈量分別減少20.8%、33.6%、7.8%.這表明，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加可以提升拉彎過(guò)程中型材的形狀固定能力，有效的減少卸載之后的回彈.

圖9 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與成形缺陷的關(guān)系

4.1.3 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與截面畸變的關(guān)系

從圖9（c）可以看出，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，截面畸變量呈現(xiàn)遞增的趨勢(shì).與過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0 mm時(shí)型材成形后的截面畸變量相比，當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為100、200、300 mm時(shí)，截面畸變量分別增加20.3%、71.2%、153.1%.這表明，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，型材兩側(cè)弧度區(qū)域的空腔變形更加劇烈，截面畸變也隨之增加.

4.1.4 過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度與空間扭轉(zhuǎn)的關(guān)系

從圖9（d）可以看出，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，空間扭轉(zhuǎn)角呈現(xiàn)遞增的趨勢(shì).與過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0 mm時(shí)型材成形后的空間扭轉(zhuǎn)角相比，當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為100、200、300 mm時(shí)，空間扭轉(zhuǎn)角分別增加21.1%、55.5%、122.7%.這表明，隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，型材拉彎時(shí)沿模具切向的變形更加劇烈，空間扭轉(zhuǎn)也隨之增加.

通過(guò)上述分析可以看出，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加對(duì)型材成形效果的影響是多方面的.其中包括：形狀誤差和回彈量的減少，以及截面畸變量和空間扭轉(zhuǎn)角的增加.為了全面考慮多因素的成形缺陷，并綜合評(píng)估過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)型材成形效果的影響，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)中對(duì)型材拉彎的質(zhì)量要求，本文提出了成形缺陷指數(shù)K來(lái)評(píng)估型材成形后的綜合缺陷.K是通過(guò)將4種典型的成形缺陷量歸一化處理并加權(quán)計(jì)算的方式得到.過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為i時(shí)的成形缺陷指數(shù)Ki可以表示為

式中：λd、λs、λt、λθf(wàn)分別為形狀誤差、回彈量、截面畸變、空間扭轉(zhuǎn)角的權(quán)重系數(shù)，其值分別取0.4、0.3、0.2、0.1；di、Si、ti、θf(wàn)i分別為過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為i時(shí)候的形狀誤差量、回彈量、截面畸變量、扭轉(zhuǎn)角；dmax、Smax、tmax、θf(wàn)max分別為4種不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度下成形后型材的最大形狀誤差量、最大回彈量、最大截面畸變量、最大扭轉(zhuǎn)角；K的計(jì)算結(jié)果值在0～1之間，K越接近于1，表明拉彎成形的綜合缺陷越大，型材成形效果差；越接近于0，表明拉彎成形的綜合缺陷越小，型材成形效果好.

圖10為不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的型材成形后的成形缺陷指數(shù).可以看出，當(dāng)初始型材未預(yù)留過(guò)渡區(qū)時(shí)（過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為0 mm），型材成形后的缺陷指數(shù)為0.824，可以認(rèn)為拉彎成形的綜合效果非常不理想；當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為100 mm時(shí)，成形缺陷指數(shù)為0.537，說(shuō)明型材成形中預(yù)留過(guò)渡區(qū)可以顯著的改善型材的成形的綜合效果；當(dāng)過(guò)渡長(zhǎng)度為200 mm時(shí)，成形缺陷指數(shù)下降為0.507；當(dāng)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為300 mm時(shí)，成形缺陷指數(shù)為0.556，說(shuō)明進(jìn)一步增加過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度反而不利于型材的綜合成形效果.綜上所述，在考慮型材的綜合成形效果的前提下，200 mm為合理的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度.

圖10 不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度型材成形后的成形缺陷指數(shù)

4.2 應(yīng)用試探法優(yōu)化過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度

為求取最小的成形缺陷指數(shù)對(duì)應(yīng)的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度，本文使用了0.618試探法［11］.通過(guò)比較過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度單峰區(qū)間兩端點(diǎn)對(duì)應(yīng)的成形缺陷指數(shù)，不斷舍棄區(qū)間的左端或者右端的一部分，使長(zhǎng)度區(qū)間逐步縮小，直至最優(yōu)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度所在的區(qū)間縮小到給定的誤差范圍內(nèi).從而以使尋優(yōu)過(guò)程的模擬工作量大大減小.

成形缺陷指數(shù)K可以表示為過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度a的函數(shù)f（a），則最優(yōu)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度計(jì)算可以轉(zhuǎn)化為f（a）取最小值時(shí)對(duì)應(yīng)的自變量a的求解過(guò)程.假設(shè)最優(yōu)的過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度a位于區(qū)間［m，n］，第l次尋優(yōu)的迭代區(qū)間為［ml，nl］，試探區(qū)間為［λl，ul］，則λl和ul可以表示為

由成形缺陷指數(shù)可知，初始區(qū)間［ml，nl］為［100，300］，根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)，誤差范圍ε為5 mm即可達(dá)到要求.經(jīng)過(guò)5次迭代后，最優(yōu)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度a出現(xiàn)在區(qū)間［216.7，219.3］，區(qū)間長(zhǎng)度符合誤差范圍ε.根據(jù)式（3），可以認(rèn)為最優(yōu)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度a為218 mm.

5 實(shí)驗(yàn)研究

為了驗(yàn)證過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為218 mm時(shí)型材的拉彎成形效果，取長(zhǎng)度為2 616 mm的型材在張臂式拉彎?rùn)C(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn).對(duì)成形后的型材分別測(cè)量d、S、t、θf(wàn)，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.由于測(cè)量時(shí)無(wú)法直觀的獲取成形后型材的平均截面畸變量t，在實(shí)驗(yàn)中改用垂尺測(cè)量型材4個(gè)壁的最大截面畸變量tmax并與模擬結(jié)果中的tmax進(jìn)行對(duì)比.圖11為拉彎成形過(guò)程，圖12為拉彎成形得到的試驗(yàn)件.

圖11 拉彎成形過(guò)程

圖12 拉彎成形試驗(yàn)件

表2為成形缺陷對(duì)比.從表2可以看出，過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為218 mm時(shí)，d和tmax的實(shí)驗(yàn)值與模擬值誤差量＜0.3 mm，S的誤差量＜2 mm，θf(wàn)的誤差量＜0.2°，認(rèn)為實(shí)驗(yàn)值與模擬值相吻合，且成形后的工件符合生產(chǎn)工藝要求.過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為218 mm時(shí)型材拉彎模擬得到的缺陷量均優(yōu)于過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為200 mm時(shí)模擬得到的成形缺陷量，從而驗(yàn)證了尋優(yōu)算法的可行性.

表2 成形缺陷對(duì)比

6 結(jié) 論

1）以典型的高速列車用軸向非對(duì)稱中空鋁型材為例，建立拉彎成形的有限元模型，計(jì)算得到了位移控制加載過(guò)程中兩側(cè)夾鉗的運(yùn)動(dòng)軌跡.

2）對(duì)比分析了不同過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)拉彎成形效果的影響，結(jié)果表明：隨著過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度的增加，成形后型材的形狀誤差量和回彈量隨之增加，截面畸變量和空間扭轉(zhuǎn)角隨之減小.定義了成形缺陷指數(shù)來(lái)對(duì)比分析型材拉彎的綜合成形效果，結(jié)果表明：過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為200 mm時(shí)型材拉彎的成形缺陷最小.

3）利用0.618試探法得到了型材拉彎的最優(yōu)過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度為218 mm，并在張臂式拉彎?rùn)C(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證.成形缺陷對(duì)比分析驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性和尋優(yōu)算法的可行性.

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（編輯 張 紅）

Optimization of transition zone length in stretch bending of axially asymmetric hollow profiles

ZHANG Xueguang1，LIU Chunguo1，ZHANG Shilei2，LIU Xuezhi2，LI Xiangji1
（1.Roll Forging Research Institute，Jilin University，130022 Changchun，China；2.CSR Qingdao SIFANG CO.，LTD，266111 Qingdao，Shandong，China）

In order to study the influence of transition zone length on stretching bending，in this paper，typical asymmetric aluminum profile used in high?speed train was selected as the research object，and stretching bending research offour differenttransition zone length was carried out.Numerical simulation was used to analyze and compare stress and strain distribution，shape error，springback，cross?section distortion and spatial twist，and the forming defects index was defined to characterize the integrated forming effects.The results reveal that an increment of the post?stretching elongation leads to small shape error and springback but large cross?sectional distortion and spatial twist.The forming defects index illustrates that a 200 mm transition zone leads to the least forming defects for stretching bending.The 0.618 method was used to optimize transition zone length.Experimental validation was also conducted on stretch?wrap bending machine to show the consistence with the numerical analysis.

asymmetric profile；stretch bending；transition zone；numerical simulation；forming defect

TG306

A

0367－6234（2015）10－0082－06

10.11918／j.issn.0367?6234.2015.10.016

2014－05－07.

國(guó)家自然科學(xué)基金（51275203）.

張學(xué)廣（1989—），男，博士；劉純國(guó)（1970—），男，教授，博士生導(dǎo)師.

劉純國(guó)，liucg＠jlu.edu.cn.