بهبود شکل‎پذیری آلومینیویم 5083 در فرآیند کشش عمیق گرم غیرهمدما با نیروی ورقگیر متناوب

ابوذر بریمانی ورندی

چکیده

آلیاژهای آلومینیومی به علت نسبت استحکام به وزن بالا، جایگزین مناسبی برای فولادهای خودروسازی هستند. روند افزایشی در کاربرد ورق‎های آلومینیومی در بدنه خوردو، نیازمند ارتقای چالش‎های کاربردی این فلز است. یکی از این چالش‎ها شکل‎پذیری پایین‎تر آن‎ها نسبت به فولاد است. شکل‎دهی گرم فلزات سبک به عنوان روشی مطلوب جهت بهبود شکل‎پذیری مورد توجه گسترده‎ای قرار گرفته‎است. تحقیقات نشان داده که فرآیند کشش عمیق گرم غیرهمدما در مقایسه با حرارت‎دهی یکنواخت کل مجموعه قالب، نتایج مطلوب­تری را درپی داشته است. در فرآیند کشش عمیق با اعمال نيروي ورقگیر ثابت، قفل شدن ورق در حین سر خوردن به درون حفره ماتریس عامل محدود کننده در دستیابی به نسبت‎های کشش‎ حدی بزرگ است. در این مقاله با استفاده از نتایج بهینه‎ی حاصل از مدل عددی اجزای محدود در نیروی ورقگیر متناوب، آزمایش‎های کشش عمیق غیرهمدما برای آلومینیوم 5083 با ضخامت 2 میلی‎متر در دمای 150 درجه سانتی‎گراد انجام شد. نتایج نشان داد که با اعمال نیروی ورقگیر متناوب با فرکانس 30 هرتز برای حالت غیرهمدما، علاوه بر کاهش نیروی شکل‎دهی، افزایش 17 درصدی در نسبت کشش حدی در مقایسه با حالت نیروی ورقگیر ثابت در دمای محیط ایجاد می‎گردد.

1- مقدمه

تمایل به افزایش راندمان مصرف سوخت، کاهش آلایندگی و حفظ محیط زیست میزان بهره‎گیری از فلزات سبک نظیر آلومینیوم و منیزیم را در صنعت خودروسازی افزایش داده‎است. کاهش 10% در وزن خودرو به کمک جایگزینی مواد سبک، افزایش 6- 8% را در مصرف سوخت به‎همراه خواهد داشت. آلومینیوم از مستعدترین فلزات جهت جایگزینی با فولادها است. قابل ذکر است که آلومینیوم حدود 4 برابر گران‎تر از فولاد بوده و شکل‎پذیری آن نیز در دمای اتاق کمتر از دوسوم فولادهای کششی است. در سال‎های اخیر کاربرد ورق‎های آلومینیومی در بدنه خودرو افزایش یافته‎است. این روند افزایشی در شکل 1 برای صنایع خودروسازی اروپایی نشان داده شده‎است [1]. جایگزینی قطعات آلومینیومی با قطعات فولادی در بدنه خودرو توسط فرآیندهای سنتی شکل‎دهی، همراه با چالش‎های زیادی نظیر شکل‎پذیری کمتر، احتمال بیشتر در وقوع عیب‎هایی نظیر چروکیدگی و برگشت‎فنری خواهد بود [2].

شکل 1- میزان کاربرد آلومینیوم در قسمت‎های مختلف خودروهای اروپایی طی 30 سال گذشته [1].

ورق‎های آلومینیومی سری 5000 و 6000 بیشترین کاربرد را در میان ورق‎های آلومینیومی صنعت خودرو دارند. آلیاژهای آلومینیوم- منیزیم در سیستم علامت­گذاری IADS، در سری 5000 قرار می­گیرند. آلیاژهای این سری قابلیت كرنش- سختي داشته و مشخصه­هایی مانند استحکام نسبتا بالا، مقاومت خوردگي عالي حتي در آب شور، قابلیت جوشکاری خوب و چگالی کم را دارا می‎باشند [Limiting drawing ratio]. آلومینیوم 5083 یکی از آلیاژهای سری 5000 می­باشد که امروزه بطور گسترده در صنایع مختلف مورد استفاده قرار مي­گيرد. از آنجایی که آلیاژهای این سری غیرقابل پیرسختی می­باشند، جهت افزایش استحکام تسلیم اغلب تحت نورد گرم قرار می­گیرند. در نورد گرم این آلیاژها، افزایش 40% استحکام ناشی از ساختار ریزدانه، نسبت به ورق­های سرد نورد شده گزارش شده‎است [4].

یکی از رایج ­ترین روش­ها جهت افزایش شکل­ پذیری آلیاژهای آلومینیوم، انجام فرآیند در شرایط گرم می­باشد. انجام فرآیند در حالت گرم همدما[Isothermal]، به علت تضعیف ورق در ناحیه در تماس با شعاع گوشه سنبه، افزایش احتمال پارگی در این ناحیه را به ‎همراه دارد. اگر استحکام ورق در ناحیه در تماس با شعاع گوشه سنبه افزايش يابد، پارگی به تعویق می‎افتد. براي افزایش استحکام در این قسمت، فرآیند کشش عمیق گرم در حالت غیرهمدما[Gradient] انجام شده که در آن اغلب سنبه خنک‎سازی می‎گردد. بسیاری از تحقیق­ها گزارش کردند که فرآیند کشش عمیق گرم غیرهمدما در مقایسه با حرارت­دهی یکنواخت کل مجموعه قالب (حالت همدما)، نتایج مطلوب­تری را درپی داشته است [5-7]. پالومبو و تریکاریکو [7] فرآيند كشش عميق گرم غیرهمدما برای آلیاژ آلومینیومی 5754 با ضخامت mm8/0 را مورد بررسي قرار دادند. آن‎ها نشان دادند كه مقادير سرعت بالا برای سنبه منجربه پارگی زودهنگام ورق مي­شود. هر چه سرعت بالاتر باشد، ارتفاع فنجان كمتري تحت نیروی يكسان شکل خواهد گرفت. وانگ و همکاران [8] مشاهده­کردند که قابلیت کشش عمیق و شکل­دهی انبساطی برای آلومینیوم 7075 توانسته با حرارت ­دهی در رنج 140-°C 220 بطور قابل ملاحظه­ ای افزایش پیدا کند. بریمانی و حسینی­پور [9] نیز در تحقیقات اولیه خود کشش عمیق گرم و داغ غیرهمدما را در رنج دمایی محیط تا °C550 مورد بررسی قرار دادند. نتایج آن‎ها نشان داد كه افزایش دمای ورق، منجربه بهبود نسبت کشش حدی[3] (LDR) می­شود. آن­ها توانستند در دماي شكل­دهي ˚C550 به نسبت کشش حدی 83/2 دست یابند. در پژوهشی دیگر، آن‎ها اثر سرعت شکل‎دهی را در دماهای مختلف بصورت عددی بررسی کرده و با نتایج تجربی راستی آزمایی کردند [10].

محصول نهایی در فرآیند کشش عمیق تحت تاثیر پارامترهای فرآیندی گوناگونی است. در این میان نیروی ورقگیر نقش مهمی را در سیلان کافی مواد به درون حفره‎ی ماتریس ایفا می‎کند. جریان مواد بیش از حد و ناکافی، به ترتیب پارگی و چروکیدگی را درپی خواهند داشت. اغلب فرآیندهای کشش عمیق با اعمال نیروی ورقگیر و یا گپ ثابت گزارش شده‎است. پژوهش‎های اخیر بر روی فرآیند کشش عمیق تمرکز زیادی را در توسعه فن‎آوری جدیدی در ورقگیر و اثرات آن بر شکل‎پذیری داشته است. در این میان بهره‎گیری از ورقگیر با گپ و یا نیروی متغیر از بیشترین موارد گزارش شده ‎می‎باشند [11-13]. حسن و همکاران [14] فرآیند کشش عمیق اصطکاکی با ورقگیر گوه­ای شکل چهارتکه را بررسی، و بهبود نسبت کشش را گزارش کردند. گاواس [15] توانست با ورقگیر ساچمه­ای عمق فنجان­‌های کشیده­ شده را حدود 6% افزایش دهد. گاواس و همکارش [16] در پژوهشی دیگر تاثیر ورقگیر با گپ متناوب را برای قطعات مربعی آلومینیوم در دمای محیط مورد بررسی قرار دادند. در این سیستم ورقگیر به صورت متناوب بالا و پایین رفته و در هر نوسان یک ضربه بر روی ورق می­زند. در نتیجه با سهولت در جریان ورق از چروکیدگی جلوگیری می­کند. آن­ها در فرکانس ثابت حدود Hz 27 و سرعت کشش mm/min417، به نسبت کششی 33/2 دست یافتند. صادقی [17] با اعمال تغییرات کاربردی در سیستم گاواس [16]، آزمایش­هایی بر روی ورق آلومینیوم 1050 در محدوده فرکانس 18-Hz 33 انجام داد. او با اعمال گپِ متناوب افزایش 14% نسبت کشش را نسبت به روش نیروی ورقگیر ثابت ایجاد کرد.

نیروی ورقگیر متناوب با مکانیزم‎های گوناگونی اعمال شده و مزایای زیادی را نیز نسبت به حالت نیروی ثابت به‎همراه داشته‎است‎. سیگرت و زیکلر [18] در بررسی تجربی فرآیند کشش عمیق با نیروی ورقگیر متناوب، بازه فرکانسی 5/1-Hz100 را اعمال کردند. نیروی ورقگیر تناوبی توسط سروو شیر هیدرولیکی به ‎ ورقگیر وارد ‎شد. آن­ها توانستند با افزایش فرکانس تا مقداری معین، سایش را حذف و نیروی اصطکاکی بین سطوح را کاهش دهند. البته افزایش خطر چروکیدگی نیز بسیار محتمل گزارش شد. مصطفی‎پور و همکاران [19] اثر نیروی ورقگیر متناوب را در فرآیند کشش عمیق، بصورت و تجربی برای قطعات استوانه‎ای از آلومینیوم 1050 بررسی کردند. با اعمال فرکانس و گپ مناسب، نسبت کشش 8% افزایش و توزیع ضخامت نیز بهبود یافت. آن­ها به کمک نوسان میله‎ی متصل به ورقگیر، نیروی تناوبی ورقگیر را با تغییر لحظه‎ای فشردگی فنر ایجاد کردند. از ویژگی‎های مکانیزم مکانیکی آن‎ها نسبت به تجهیزات آلتراسونیک، مزایایی چون سادگی مکانیزم، کنترل و هزینه‎های کمتر در ساخت و نگهداری قید شده‎است. نظامی و همکاران [20] مطالعه تجربی و عددی اثر نیروی ورقگیر متناوب را در فرآیند کشش عمیق فنجان مستطیلی از آلومینیوم 1050 انجام دادند. اثر متغیرهای ورودی شامل فرکانس، مقدار نیروی ورقگیر متناوب و سرعت سنبه بر ارتفاع کشش به کمک تکنیک RSM مورد بررسی قرار گرفت. نتایج نشان داد که موثرترین پارامتر در ارتفاع کشش، فرکانس تناوب است.

با توجه به پیشینه پژوهش‎های صورت گرفته، تا کنون بررسی شکل‎پذیری در فرآیند کشش عمیق گرم غیرهمدما تحت نیروی ورقگیر متناوب گزارش نشده‎است. در این مقاله با استفاده از نتایج تجربی و عددی در حالت نیروی ورقگیر ثابت [9, 10]، مدل اجزای محدود برای آلومینیوم 5083 برای حالت‏های مختلف نیروی ورقگیر متناوب ایجاد می‎گردد. سپس توسط نتایج عددی مقدار و حالت‎های مختلف نیروی متناوب بررسی می‎شود. درنهایت با استفاده از نتایج بهینه، آزمایش‎های تجربی در دمای محیط و همچنین در دمای °C150 جهت مقایسه نسبت کشش حدی بین حالت نیرو ثابت و متناوب انجام می‎گیرد.

2- روش پژوهش

2-1 مواد

برای انجام تمامی آزمایش­ها از ورق آلیاژی آلومینیوم 5083 با ضخامت mm2 استفاده شد. ترکیب شیمیایی ورق مورد استفاده در جدول 1 آمده­است.

به منظور تعیین نمودار تنش- کرنش، آزمایش کشش تک محوری طبق استاندارد ASTM-A370 انجام شد. منحني تنش-كرنش در شکل 2 و مشخصات فيزيکي ماده در جدول 2 نشان داده شده­است.

شکل 2-  نمودار تنش- کرنش مهندسی حاصل از آزمايش کشش تک‎محوری

2-2 تجهیزات آزمایش

آزمایش­ها بر روی یک پرس هيدروليك 50 تن در سرعت ثابت معادل mm/min378 انجام گرفت. قابل ذکر است که دستگاه پرس مجهز به واحد ثبت تغییرات نیرو- جابجایی و کوره حرارتیِ الکتریکی است (شکل 3). جهت اعمال گرادیان دمایی در مرکز ورق، ورقگیر و ماتریس در کوره گرم شده و مرکز ورق نیز توسط سنبه­‌ی آبگرد خنک سازی شد. چند ترموکوپل در تماس با نقاط مختلف ورق قرار گرفته که دمای مورد نظر را توسط نمایشگر گزارش می‎کند. قابل ذکر است که طی حرارت­دهی مجموعه، سنبه به دور از ماتریس قرار می‎گیرد. پس از رسیدن دمای ورق به دمای مورد نظر، سنبه 10 ثانیه بصورت مماس بر ورق قرار گرفته و سپس فرآیند انجام گرفت.

 شکل 3- دستگاه انیورسال سنتام STM-50  مجهز به واحد ثبت تغییرات نیرو و کوره‎ی حرارتیِ الکتریکی

آزمایش­هاي كشش عميق توسط سنبه سر تخت با قطر mm36 و شعاع گوشه­ی mm8 در ماتریسی با حفره داخلی mm44 و با شعاع گوشه حفره­ی mm8 انجام گرفته­است. جهت ساخت ابزاربندی برای اعمال نیروی ورقگیر متناوب، مکانیزمی با ماهیت مکانیکی طراحی شد. این مجموعه از اجزای مختلفی تشکیل شده که به صورت بسیار دقیق کنار هم مونتاژ شده­اند. در شکل 4 مجموعه قالب کشش عمیق به همراه تجهیزات اعمال نیروی ورقگیر متناوب نشان داده شده­است.

شکل 4- نمای دوبعدی مجموعه­‌ی قالب­ کشش عمیق به همراه ابزاربندی جهت اعمال نیروی ورقگیر متناوب: الف) نمای برش خورده روبرو، ب) نمای جانبی

3 -مراحل انجام آزمایش

جهت تامین حرکت دورانی میل­ لنگ از یک الکتروموتور سه فاز HP 5/1 با دور حداکثر rpm3000 استفاده شده ­است. طبق شکل 5، با استفاده از تسمه­ی شیاردار و پولی قرار گرفته بر روی میل­لنگ (با نسبت قطری معین نسبت به قطر پولیِ روی محور موتور)، سرعت‎ دورانی و درنتیجه فرکانس‎ مدنظر ایجاد شد. قابل ذکر است که صحت سرعت‎های دورانی توسط دورسنج دیجیتالی راستی آزمایی شد.

شکل 5-  اجزای انتقال سرعت دورانی به میل‎لنگ جهت اعمال نیروی ورقگیر متناوب.

با روشن کردن موتور حرکت دورانی توسط تسمه،­ از محور موتور به میل­‌لنگی با خارج محوری mm1 منتقل می‎شود. این حرکت توسط دو عدد محفظه­ بلبرینگ در دو طرف میل‎لنگ، به حرکت خطیِ میله نوسان­کننده تبدیل می­گردد. محفظه‎ی مذکور حاوی یک بلبرینگ برای سوار شدن روی میل­لنگ می­باشد. با توجه به انتهای رزوه شده­ی میله نوسان‎کننده، می­توان توسط مهره­ای فشردگی لازم فنر جهت اعمال نیروی اولیه ورقگیر را ایجاد کرد. دو عدد از این میله در مجموعه استفاده می­شود که حرکت دورانی میل­لنگ را در دو طرف ورقگیر، به حرکت نوسانی ورقگیر تبدیل می‎کنند. با توجه به استفاده از بوش راهنما، این حرکت خطی تنها در جهت عمودی ایجاد شده و در نهایت منجر به نوسان میله و اعمال نیروی ورقگیر در جهت عمود بر سطح ورق می‎شود. لذا هیچ حرکت و نیروی عرضی را به ورق وارد نخواهد کرد. با دوران میل­‌لنگ و لذا حرکت خطی میله نوسان‎کننده، ورقگیر با دامنه­ای به اندازه­‌ی دو برابر خارج از محوری میل­‌لنگ نوسان می‎کند. درنتیجه‌­ی حرکت نوسانی ورقگیر، نیروی وارد شده به صورت تناوبی اعمال می‎شود.

با بهره­ گیری از نیروی ورقگیر بدست آمده در حالت نیرو ثابت [9]، در حالت نیروی متناوب نیز از همان مقدار (kN 1750) به عنوان نیروی تنظیمی اولیه (F0) استفاده شد. قابل ذکر است که این نیرو توسط فشردگی دو فنر به میزان mm 5/3 و با سختی kN/mm 250 تامین شد. اعمال نیروی اولیه با توجه به موقعیت حرکت میله نوسان­ کننده بسیار حائز اهمیت و تاثیرگذار می­باشد. با توجه به خارج از محوری میل‎لنگ که معادل mm1 می­باشد، دامنه­ی حرکت میله نوسان‎کننده mm2 می‎شود. این اندازه همان فاصله بین نقطه مرگ بالا و پایین است (شکل 6). با توجه به موقعیت میله نوسان­کننده، در جدول 3 حالت‎های مختلف برای نیروی ورقگیر متناوب نام‎گذاری شدند. تغییرات نیروی ورقگیر طی هر نوسان (T) برای حالت‎های نیرو متناوب و همچنین حالت نیرو ثابت طبق شکل 7 نشان داده شده‎است.

برای نیروی ورقگیر متناوب در حالت اول، فشردگی فنر جهت تنظیم نیروی F0 در نقطه مرگ پائین اعمال شده‎است. با توجه به حرکت موتور و در نتیجه میل­لنگ، پس از زدن یک نیم دور در زمانی معادل نصف دوره تناوب، میل­لنگ به نقطه مرگ بالا می­رسد. لذا فشردگی فنر mm2 کاهش یافته و کاهشی معادل kN 1000 را در نیروی ورقگیر درپی خواهد داشت. پس از زدن یک نیم دور و برگشت میل­لنگ به نقطه مرگ پایین، فشردگی فنر و نیروی ورقگیر به مقدار اولیه خود می‎رسد. این تغییرات بطور پیوسته در طول فرآیند در زمانِ تناوب­های برابر تکرار می­شود. از طرفی اگر فشردگی نیروی F0 در نقطه مرگ بالا اعمال شود (حالت دوم)، فشردگی فنر پس از طی نصف زمان تناوب، mm 2 افزایش یافته و kN 1000 افزایش نیرو را درپی خواهد داشت. همچنین اگر نیروی F0 در وسط تنظیم شود (حالت سوم/چهارم)، به محض رسیدن میله نوسان‎کننده به نقطه مرگ پائین، فشردگی mm 1 افزایش (kN 500 افزایش نیرو)، و با رسیدن به نقطه مرگ بالا mm 1 کاهش می‎یابد. این افزایش و کاهش معادل mm 1، به ترتیب افزایش و کاهش معادل kN 500 را در نیروی ورقگیر درپی خواهد داشت.

شکل 6- شماتیک تغییر فشردگی فنر با توجه به حرکت میله نوسان کننده در نقطه مرگ: الف) پائین، ب) بالا.

شکل 7- تغییرات نیروی ورقگیر برای حالت‎های مختلف طی 4 نوسان.

پس از روشن کردن موتور و چرخش میل‎لنگ و در نتیجه نوسان میله نوسان‎کننده (و لذا نوسان ورقگیر)، سنبه با حرکت رم عملیات کشش را انجام داده تا قطعه موردنظر شکل گرفته و از انتهای باز ماتریس خارج گردد. در صورت شکل­گیری نمونه­ای سالم، تدریجا mm1 به قطر ورق افزوده تا نهایتا پارگی صورت گیرد. نسبت کشش حدی با توجه به بیشینه قطر سالم شکل گرفته تعیین می‎گردد. جهت روانکاری از ترکیب گریس فشار بالا و گرافیت استفاده شده که قبل از هر آزمایش بر روی ورق، سطوح ماتریس و ورقگیر آغشته می­شود.

2-4 مدل­سازی اجزای محدود

با استفاده از نتایج تجربی در حالت نیروی ورقگیر ثابت [9]، مدل اجزای محدود برای دو حالت نیروی ورقگیر ثابت و متناوب توسط نرم‎افزار ABAQUS ایجاد شد. طبق شکل 8 به‎علت تقارن تنها یک چهارم ابزار و ورق مدل شده­است. با توجه به وجود دو میدان حرارتی و جابجایی، از تحلیل کوپل حرارتی- مکانیکی و حلگر صریح دینامیکی استفاده گردید. خواص فیزیکی و حرارتی ابزار طبق جدول 4 وارد شد. رفتار ورق نیز طبق آزمایش کشش اعمال گردید. ضریب انتقال حرارتی بین ورق و ابزار W/m2k 1500 اعمال شد [21]. ورق آلومینیومی 5083 نیز همسانگرد فرض شده­است.

شماتیک تغییر فشردگی فنر با توجه به حرکت میله نوسان کننده در نقطه مرگ: الف) پائین، ب) بالا.

در مدل اجزای محدود دمای اولیه ورق برابر با دمای اولیه ماتریس، و دمای سنبه نیز برابر با دمای محیط (°C25) فرض شد. از آنجایی­که در آزمایش­های تجربی، ورق به همراه ماتریس و ورقگیر تا دمای مورد نظر حرارت می­بیند، لذا فرض بیان شده منطقی می‎باشد. با توجه به ضرایب حرارتی تعریف شده، دمای ورق در حین فرآیند طی تبادل حرارتی با سنبه تغییر می­یابد. جهت تعیین شرایط تماسی بین سطوح نیز، تماس سطح به سطح بر اساس مدل اصطکاکی کلمب لحاظ شد. جهت اعمال نیروی ورقگیر، با توجه به دو حالت نیروی ورقگیر ثابت و متناوب، می‎توان شرایط آزمایشگاهی را با تعیین دامنه‎های مختلفAmplitudeدر مدل‎ عددی وارد کرد. سرعت کشش نیز برابر با مقدار واقعی (mm/min 378)، به نقطه مرجع نوک سنبه نسبت داده ­شد. ضرایب اصطکاکی نیز طبق آزمایش‎های اصطکاک کلمب در دمای محیط و دمای °C150، به ترتیب 056/0 و 104/0 اعمال شدند [10].

یکی از پارامترهاي مهم و تاثيرگذار در روش تحلیل المان محدود اندازه و نوع می­باشد. استفاده از المان­هاي بزرگ مانع همگرايي مساله شده و دقت مناسب حاصل نمي­گردد. کاهش اندازه المان­ها نیز دقت و زمان محاسبات را افزايش مي‎دهد. برای المان‎بندی ورق و ابزار از المان 8 گره نوع C3D8T با درجات آزادی دما و جابجایی، طبق روش انتگرال­گیری کاهش یافته و کنترل پدیده ساعت­شنی استفاده شد. نتایج نهایی در تعداد المان 4 عدد و بیش از آن در راستای ضخامت ورق و با اندازه مش mm1 و کوچکتر از آن، همگرا شد. با افزایش تعداد المان و ریزتر شدن اندازه مش تنها هزینه محاسبات افزایش می­یابد که تاثیری بر روی نتایج نهایی فرآیند نخواهد داشت. جهت تعیین دقیق معیار پارگی، ضخامت نقطه شکست برای سه نمونه­ ی پاره شده اندازه‎گیری شد. در دمای محیط و °C150، ضخامت نقطه شکست mm6/1 می­باشد. لذا در مدل عددی مقدار نازک­شدگی بیشتر از 20% ضخامت اولیه به عنوان پارگی در نمونه و عدم موفقیت در شکل­دهی در نظر گرفته شده ­است.

3- نتایج و بحث

3-1 مقایسه عددی بزرگ‎ترین قطر ورق شکل‎گرفته در دمای محیط

با توجه به نتایج سایر محققان سه مقدار 10، 30 و Hz 50 در مدل عددی لحاظ شده‎است [18-20]. در شکل 9 نتایج عددی برای بلنک‎های شکل گرفته در دمای محیط گزارش شده‎است. همانطور که ذکر شد، نازک‎شدگی بیشتر از 20% ضخامت اولیه به عنوان پارگی و توقف در شبیه‎سازی لحاظ شده‎است.

شکل 9- نتایج عددی برای بزرگ‎ترین قطر ورق شکل‎گرفته برای حالت‎های مختلف نیروی ورقگیر متناوب در دمای محیط.

طبق نتایج شکل 9، نیروی ورقگیر حالت اول با فرکانس Hz 30 بالاترین شکل‎پذیری را ایجاد کرد. قابل ذکر است که میانگین قطر ورق‎های شکل‎گرفته در نیروی ورقگیر حالت اول نیز به ترتیب حدود 9 و 3% از حالت دوم و سوم بیشتر است. در هر سه حالت نیروی متناوب، فرکانس Hz 30 بلنک‎های بزرگ‎تری را شکل داده‎است. در شکل 10 بزرگترین قطرهای شکل‎گرفته توسط مدل اجزای محدود برای فرکانس Hz 30 نشان داده شده‎است.

شکل 10- بزرگترین قطرهای شکل‎گرفته برای حالت‎های مختلف تحت نیروی ورقگیر متناوب در فرکانس Hz 30: الف) حالت اول- mm 85، ب) حالت دوم- mm 77، ج) حالت سوم- mm 81.

3-2 مقایسه عددی نیروی سنبه شکل‎دهی در دمای محیط

در شکل 11 تغییرات نیرو- جابجایی در چهار حالت نیروی ورقگیر متناوب با فرکانس Hz 30 و همچنین در حالت نیروی ورقگیر ثابت نشان داده شده­است. جهت شکل­‌دهی ورق در دمای محیط در حالت‌­های اول و سوم/چهارم نیروی سنبه کمتری نسبت به نیروی ورقگیر ثابت مورد نیاز می‎باشد. درحالیکه در حالت دوم نیروی سنبه افزایش یافته که با توجه به شکل 7 نیز قابل توجیه می­باشد. در حالت دوم در ابتدا و انتهای هر نوسان، نیروی ورقگیر معادل نیروی اولیه­ی اعمالی می­باشد. اما در باقی مدت زمان هر نوسان، ورق تحت نیروهای بیشتری نسبت به نیروی اولیه قرار دارد. افزایش نیروی ورقگیر مانعی خواهد بود برای سهولت در جریان ماده، لذا برای ادامه­ی جریان ماده نیروی سنبه­‌ی بیشتری مورد نیاز می­باشد. در حالت سوم و چهارم نیروی بیشینه و کمینه ورقگیر برابر بوده و تنها تفاوت، اختلاف فازی به اندازه­ی نصف زمان یک نوسان است. قابل ذکر است که هر چه نیروی ورقگیر کمتر باشد، نیروی اصطکاک بین سطوح قالب و ورق نیز کمتر خواهد شد. از آنجایی‎که نیروی اصطکاکی در خلاف جهت جریان ماده می­باشد، لذا نیروهای اصطکاکی کمتر سبب تسهیل جریان ورق به درون حفره­ی ماتریس می‎گردد. سهولت جریان ماده نیروی سنبه­ کمتری را نیز طلب می­کند که این امر در نیروی متناوب حالت اول، کمترین نیروی سنبه را درپی داشته­است. در شکل 12 که مربوط است به جابجایی سنبه در مقداری حدود mm 25 (معادل با نیروی سنبه بیشینه)، مقادیر کمتر کرنش‎های وارد شده در نیروی ورقگیر حالت اول نسبت به نیروی ثابت نشان داده شده که ناشی از نیروی شکل‎دهی کمتر است. برای نیروی ورقگیر متناوب حالت اول، بیشترین کرنش پلاستیک معادل 65/0 بوده که کاهش بیش از 9% را نسبت به کرنش معادل در حالت نیروی ورقگیر ثابت نشان می‎دهد. قابل ذکر است که کرنش‎های معادل بزرگ‎تر، سبب افزایش کارسختی و استحکام‎بخشی قطعه نهایی می‎شوند. برای قطعات بدنه‎ی خودرو همچون سقف و درب‎ها، کرنش‎های وارد شده‎ی بزرگ‎تر در فرآیند پرسکاری می‎تواند لرزش قطعات در سرعت‎ بالای خودرو را کاهش دهد [22].

شکل 11-  نتایج عددی تغییرات نیروی سنبه در قطر بلنک mm 75 در دمای محیط

شکل 12- کانتور کرنش پلاستیک معادل برای شکل‎دهی قطر بلنک mm 75 در دمای محیط تحت نیروی ورقگیر: الف) ثابت، ب) متناوب حالت اول.
 

در حالت نیروی ورقگیر متناوب حالت اول، ورقگیر در اغلب زمان شکل‎دهی، نیروهای کمتری را (نسبت به حالت نیروی ثابت) به ورق وارد می‎کند. لذا نیروی اصطکاک با شدت کمتری مانع از جریان ماده می‎شود. هرچه جریان ماده به درون ماتریس راحت­تر صورت گیرد، احتمال پارگی کاهش یافته و امکان دستیابی به نسبت­های کشش بالاتری را ممکن می­سازد. قابل ذکر است که در نیروی ورقگیر کمتر، کرنش سختی کمتری نیز در ورق ایجاد خواهد شد. نتایج عددی در شرایط نیروی متناوب حالت اول، افزایش حدود 12% را برای نسبت کشش حدی نسبت به نیروی ورقگیر ثابت پیش­بینی کرده‎است. نیروهای بیشتر برای ورقگیر مانعی برای جریان راحت ماده هستند که کاهش نسبت کشش حدی را برای حالت دوم، در مقایسه با سایر حالات ایجاد کرده‎است. در حالت متناوب سوم و چهارم، ورقگیر در نیمی از زمان فرآیند نیروهای کمتری را نسبت به حالت نیروی ثابت به ورق اعمال می­کند. لذا اندکی افزایش را برای نسبت کشش حدی نسبت به حالت نیروی ثابت خواهیم داشت.

با توجه به نتایج حاصله از مدل عددی، نیروی ورقگیر متناوب در حالت اول نسبت به سایر حالات کمترین نیروی سنبه و بیشترین نسبت کشش حدی را در پی داشته‎است. لذا جهت بررسی و مقایسه تجربی نسبت کشش حدی، نیروی ورقگیر حالت اول با فرکانس Hz30 اعمال شده‎است. در جدول 6 نتایج تجربی نسبت­های کشش حدی و در شکل 13 نمونه­های شکل­گرفته برای دو دمای محیط و °C150 نشان داده شده­است.

جدول 6- نتایج تجربی نسبت­های کشش حدی در حالات مختلف نیروی ورقگیر

شکل 13-  نمونه ­های شکل گرفته در نیروی ورقگیر متناوب حالت اول در دمای: الف) محیط، ب) °C150.

نسبت­ کشش عددی گزارش شده در دمای محیط با بیشینه خطای حدود 3%، نسبت به نتایج تجربی در تطابق خوبی است. از آنجایی‎که در نیروی ورقگیر متناوب حالت اول، ورق در اغلب زمان شکل‎دهی تحت نیروهای اصطکاکی کمتری نسبت به حالت نیرو ثابت جریان می‎یابد، لذا امکان دستیابی به نسبت کشش‎ بزرگ‎تر به علت سهولت در جریان ماده میسر می‎شود. از طرفی افزایش دمای ناحیه لبه ورق در حالت غیرهمدما، با بهبود شکل‎پذیری و جریان ماده طبق نتایج‎های پیشین [9, 10]، افزایش نسب کشش را تشدید می‎کند. انجام تجربی فرآیند با نیروی ورقگیر متناوب حالت اول در شرایط غیرهمدما (°C150)، افزایشی معادل 17% در نسبت کشش حدی را در مقایسه با حالت نیروی ثابت در دمای محیط ایجاد کرده‎است. این میزان بهبود در نسبت کشش در مقایسه با افزایش حدود 11% در روش گاواس [16] و افزایش 14% در روش صادقی [17]، حاکی از موفقیت نیروی متناوب حالت اول در شرایط غیرهمدما بوده که امکان دستیابی به فنجان­های عمیق­تری را نسبت به حالت نیروی ثابت در دمای محیط میسر می‎سازد.

4- نتیجه گیری

در این مقاله با توجه به نتایج عددی بهینه، آزمایش­های تجربی در دمای محیط و همچنین در حالت غیرهمدما در دمای °C150 تحت نیروی ورقگیر متناوب انجام گرفت. نتايج مهم حاصل از اين مقاله بصورت زير خلاصه شده‎است:

1- میانگین قطر ورق‎های شکل‎گرفته در نیروی ورقگیر حالت اول به ترتیب حدود 9 و 3% از حالت دوم و سوم بیشتر است. همچنین در هر سه حالت برای نیروی ورقگیر متناوب، بلنک‎های بزرگ‎تری در فرکانس Hz 30 شکل داده‎ شده‎است.

2- برای نیروی ورقگیر متناوب حالت اول، کمترین نیروی سنبه جهت شکل­دهی نسبت به سایر حالت‎ها ایجاد شده‎است. برای حالت دوم، بیشینه نیروی سنبه بیش از سایر حالت‎ها است. زیرا ورق به جز در ابتدا و انتهای هر نوسان، تحت نیروهای ورقگیری بیشتری قرار دارد.

3- طبق نتایج عددی، در نیروی ورقگیر متناوب حالت اول بالاترین نسبت کشش در مقایسه با سایر حالت‎‎ها ایجاد شده­‎است. در انجام تجربی فرآیند نیز با نیروی ورقگیر متناوب حالت اول در شرایط غیرهمدما (°C150)، نسبت کشش حدی 44/2 ایجاد شد که افزایشی معادل 17% را در مقایسه با حالت نیروی ثابت در دمای محیط نتیجه داد.

4- با توجه به افزایش شکل‎پذیری در فرآیند کشش عمیق غیرهمدما تحت نیروی ورقگیر متناوب، امکان کاهش تعداد مراحل شکل‎دهی و همچنین شکل‎دهی هندسه‎های پیچیده‎تر افزایش می‎یابد.

تشکر و قدردانی

بدین‎وسیله از حمایت مالی شرکت قالب‎های پیشرفته ایران خودرو در انجام این تحقیق (به شماره پروژه تحقیقاتی S-1192) تشکر و قدردانی می‎شود.

Body in white

این مقاله توسط ابوذر بریمانی ورندی در اولین سمپوزیوم ساخت بدنه خودرو (BIW98) The First Symposium on Automotive Body In White manufacturing در دانشگاه صنعتی شریف ارائه شده است

مراجع

[1] www.A2Mac1.com.

[2] P. Bolt, N. Lamboo, P. Rozier, Feasibility of warm drawing of aluminium products, Journal of Materials Processing Technology 115(1) (2001) 118-121.

[3] S. Toros, F. Ozturk, I. Kacar, Review of warm forming of aluminum–magnesium alloys, Journal of Materials Processing Technology 207(1) (2008) 1-12.

[4] H. Tanaka, Y. Nagai, Y. Oguri, H. Yoshida, Mechanical properties of 5083 aluminum alloy sheets produced by isothermal rolling, Materials Transactions 48(8) (2007) 2008-2013.

[5] S. Yoshihara, H. Yamamoto, K. Manabe, H. Nishimura, Formability enhancement in magnesium alloy deep drawing by local heating and cooling technique, Journal of Materials Processing Technology 143 (2003) 612-615.

[6] G. Ambrogio, L. Filice, G. Palumbo, S. Pinto, Prediction of formability extension in deep drawing when superimposing a thermal gradient, Journal of Materials Processing Technology 162 (2005) 454-460.

[7] G. Palumbo, D. Sorgente, L. Tricarico, S. Zhang, W. Zheng, Numerical and experimental investigations on the effect of the heating strategy and the punch speed on the warm deep drawing of magnesium alloy AZ31, Journal of Materials Processing Technology 191(1) (2007) 342-346.

[8] H. WANG, Y.-b. LUO, P. Friedman, M.-h. CHEN, L. GAO, Warm forming behavior of high strength aluminum alloy AA7075, Transactions of Nonferrous Metals Society of China 22(1) (2012) 1-7.

[9] A. Barimani Varandi, S. Jamal Hosseinipour, Investigation of process parameters in production of cylindrical parts by gradient warm deep drawing, Modares Mechanical Engineering 14(10) (2015).

[10] A. Barimani Varandi, S.J. Hosseinipour, Numerical and experimental study on the effect of forming speed in gradient warm deep drawing process, Journal of Solid and Fluid Mechanics 8(2) (2018) 51-66.

[11] S. Qin, Research on axisymmetrical deep drawing process based on radial double segmental blank-holder technique, Zhongguo Jixie Gongcheng(China Mechanical Engineering) 22(14) (2011) 1741-1744.

[12] S. Tommerup, B. Endelt, Experimental verification of a deep drawing tool system for adaptive blank holder pressure distribution, Journal of Materials Processing Technology 212(11) (2012) 2529-2540.

[13] Y.Q. Shi, Improving the quality in deep drawing of rectangle parts using variable blank holder force, Applied Mechanics and Materials, Trans Tech Publ, 2010, pp. 521-524.

[14] M. Hassan, R. Suenaga, N. Takakura, K. Yamaguchi, A novel process on friction aided deep drawing using tapered blank holder divided into four segments, Journal of Materials Processing Technology 159(3) (2005) 418-425.

[15] M. Gavas, IncreasIng the deep drawabIlIty of al-1050 alumInum sheet usIng multI-poInt blank holder, Metalurgija 45(2) (2006) 109-113.

[16] M. Gavas, M. Izciler, Deep drawing with anti-lock braking system (ABS), Mechanism and machine theory 41(12) (2006) 1467-1476.

[17] E.S. Barzani, Experimental investigation of ABS system (Anti-lock braking sysem) in deep drawing process of cylinderical parts, M.Sc. Thesis, Mechanical Engineering, Babol Noshirvani University of Technology (2011).

[18] K. Siegert, M. Ziegler, Pulsating blankholder forces in the deep-draw processes, CIRP Annals 46(1) (1997) 205-208.

[19] A. Mostafapur, S. Ahangar, R. Dadkhah, Numerical and experimental investigation of pulsating blankholder effect on drawing of cylindrical part of aluminum alloy in deep drawing process, The International Journal of Advanced Manufacturing Technology 69(5-8) (2013) 1113-1121.

[20] S. Nezami, A. Akbari, S. Ahangar, Parametric investigation of pulsating blank holder’s effect in deep drawing process of rectangular Al 1050 Cup, Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering 39(10) (2017) 4081-4090.

[21] G. Palumbo, L. Tricarico, Numerical and experimental investigations on the warm deep drawing process of circular aluminum alloy specimens, Journal of Materials Processing Technology 184(1) (2007) 115-123.

[22] W.F. Hosford, R.M. Caddell, Metal forming: mechanics and metallurgy, Cambridge University Press2011.