法蘭約束條件下鋁合金杯形件的旋壓成形性能

劉若凡， 于忠奇， 趙亦希， EVSYUKOV S A

(1. 上海交通大學 上海市復雜薄板結構數字化制造重點實驗室， 上海 200240；2. 莫斯科國立鮑曼技術大學MT6系, 莫斯科 105005)

旋壓成形是一種連續的局部塑性成形方法，具有成形力小、成形精度和生產效率高等優點，已被廣泛用于航空航天領域的軸對稱薄壁構件制造中.但是，這類構件具有較大徑厚比(構件直徑與壁厚的比值)的特點，在拉深旋壓加工過程中容易出現法蘭起皺現象，從而導致加工精度降低甚至無法成形合格零件.其主要原因是拉深旋壓法蘭產生了周向壓應力，而且周向壓應力的大小與成形工藝參數密切相關.文獻[1-2]中通過試驗研究了杯形件旋壓成形中的法蘭起皺缺陷以及缺陷出現的位置；文獻[3-5]中利用數值模擬方法對大型鋁合金殼體旋壓缺陷的成因進行了分析；文獻[6-8]中利用模擬和試驗的手段研究了多道次軌跡設計與旋壓法蘭起皺的關系；本課題組前期也開展了拉深旋壓法蘭起皺的理論預測，并分析了進給比對球面鋁合金構件起皺的影響[9].

另外，旋壓成形法蘭起皺的發生不僅與周向壓應力有關，而且受到法蘭自身結構剛度的影響，增加法蘭結構剛度可以降低起皺傾向，減少旋壓成形的道次.基于此，史敏等[10]提出一種帶擋板的單邊法蘭約束的旋壓成形方法，以降低鋁合金旋壓成形中法蘭起皺傾向；Ahmed等[11]利用一種借助旋輪的雙邊法蘭約束的旋壓成形方法來抑制鋁合金旋壓成形中法蘭起皺的發生；詹梅等[12]基于模擬方法研究了大型復雜殼體多道次旋壓成形過程中的壁厚分布及工藝參數的影響規律；Long等[13]對多道次杯形件在拉深旋壓過程中的減薄區域進行模擬分析；Auer等[14]將旋輪軌跡參數作為影響因素，利用主成分分析方法優化了錐形件旋壓壁厚的均勻性.然而，所提及的單邊、雙邊法蘭約束方法對構件厚度分布的影響還不清楚，為此，本文在傳統的旋壓成形機上建立了上述2種法蘭約束的旋壓成形工藝，利用試驗方法研究鋁合金杯形件的極限旋壓比，對比分析了2種法蘭約束的旋壓成形性能，并利用數值模擬方法分析了法蘭約束參數對旋壓構件厚度分布的影響，以期為法蘭約束的旋壓成形工藝的實際應用提供依據.

1 試驗方法與材料

本文以鋁合金杯形件為例研究法蘭約束條件對杯形件的旋壓比和厚度分布的影響.旋壓試驗裝置如圖1所示.其中，鋁板坯被夾持在轉速可調控的芯模上，旋輪和托輥裝置沿芯模直壁按照給定的進給比向前運動，以完成旋壓加工.如果將旋輪安裝角α設置在傳統的位置(如40°)，則變形材料的法蘭僅與托輥相接觸，稱為單邊約束旋壓，如圖2(a)所示，這種方法能夠降低文獻[10]中法蘭滑動摩擦的不利因素；如果將α調整到0°，則旋壓板坯不僅與托輥相接觸，而且受到來自于旋輪端面的法向約束，稱為雙邊約束旋壓，如圖2(b)所示，這種方法不僅避免了文獻[11]中方法的約束界面間隙不可調的缺陷，而且降低了約束界面的滑動摩擦.

圖2 2種法蘭約束形式Fig.2 Two types of flange constraint

試驗板料為AA2024-O鋁合金，初始板料厚度為1.8 mm.利用Zwick材料試驗機測試AA2024-O鋁合金的單向拉伸性能，所得鋁合金的屈服強度為 66.7 MPa，抗拉強度390 MPa，延伸率24%.旋壓成形試驗所用芯模直徑為150 mm，旋輪圓角半徑R=10 mm，進給比為0.5 mm/r，旋輪與托輥的約束間隙為2 mm.

2 數值模擬及驗證

2.1 模型建立

圖3 旋壓成形過程的有限元模型Fig.3 FE model of spinning

為了降低旋壓成形試驗數據的分散性，采用數值模擬方法分析鋁合金杯形件的壁厚分布規律.基于Abaqus/Explicit軟件建立了鋁合金杯形件旋壓過程的數值模型，如圖3(a)所示.其中，芯模、尾頂和旋輪為解析剛體，變形板坯為彈塑性材料.為能夠真實地模擬杯形件的旋壓變形行為，采用八節點六面體的SC8R單元離散板坯，其單元尺寸為 0.1R，厚度方向至少有5個積分點，如圖3(b)所示.在模擬過程中，旋壓運動方式與實際的成形工況相符，通過控制參考點的坐標變換來得到旋輪運動軌跡.摩擦條件：板料與芯模的摩擦系數為0.2，板料與尾頂的摩擦系數為0.5，板料與旋輪、托輥的摩擦系數均為 0.02[15].

2.2 模型的可靠性驗證

為了驗證所建數值模型的可靠性，采用同樣的旋輪軌跡和工藝參數， 分別利用模擬和試驗的方法完成了直徑d=220 mm、厚度h=1.8 mm鋁合金AA2024-O板料的雙邊法蘭約束旋壓成形.借助于三維激光掃描測量臂對構件內外表面進行掃描，所得構件的壁厚分布云圖如圖4(a)所示.提取掃描構件4條母線(周向間隔90°)上的壁厚，并計算其平均值，圖4(b)所示為壁厚的模擬結果與試驗值對比.由圖4(b)可以看出，構件的壁厚均呈現出中間薄、兩端厚的分布特征，并且最大減薄位置相同，均處于距離邊緣35 mm附近.隨著旋輪從內側向法蘭外側運動，外側法蘭材料的自身約束能力由強變弱，使得材料的變形阻力逐漸減小；同時，在旋壓初期，變形材料包覆旋輪圓角逐漸增加，使得流經圓角的阻力逐漸增大.在兩者的共同作用下產生了這種中間薄、兩端厚的分布現象.經對比，模擬與試驗的壁厚最大偏差為 7.9%，結果較為吻合，從而驗證了所建杯形件法蘭約束的旋壓數值模型的可靠性.

圖4 構件厚度的模擬值與試驗值對比Fig.4 Comparison of thickness between simulation and experiment

3 法蘭約束的旋壓成形性能

利用圖1中的試驗裝置，以h=1.8 mm的鋁合金AA2024-O為研究對象，基于單道次旋壓成形試驗評估2種法蘭約束條件下的極限旋壓成形性能.本文將板料直徑與柱面芯模直徑之比定義為旋壓比，并以此來評價成形性能.試驗中，分別旋壓不同直徑的板坯，板坯直徑相差5 mm.如果板料出現開裂或起皺，則停止試驗.表1列出了試驗所獲2種法蘭約束旋壓方式下的最大板坯直徑和極限旋壓比，并與傳統的自由邊旋壓成形工藝的結果進行對比.可見，在本文的試驗條件下，傳統的自由邊旋壓成形的極限旋壓比為 1.3，單邊法蘭約束條件下的極限旋壓比增加到 1.5，雙邊法蘭約束條件下的極限旋壓比增加到 1.6.另外，與傳統的自由邊旋壓成形工藝相比，單邊法蘭約束的杯形件出現了輕微起皺，這主要是由于單邊約束只有一側存在剛體支撐，另一側與旋輪之間存在空隙，使得法蘭產生了皺紋，并且皺紋逐漸加劇；而在雙邊法蘭約束條件下，由于法蘭兩側都存在約束，所以抑制了皺紋的發生.在單邊法蘭約束條件下，杯形件旋壓失效的原因是法蘭區產生了皺紋并逐漸擴展到成形件側壁上，甚至引起開裂；在雙邊法蘭約束下，雖然產生了輕微皺紋，但雙邊約束限制了皺紋的進一步擴展，其失效形式為開裂.由此可見，法蘭約束的旋壓成形工藝可以通過增加法蘭剛度來提高極限旋壓比， 而且雙邊法蘭約束比單邊法蘭約束的效果更佳.

表1 最大板坯直徑及其旋壓比

4 工藝參數對旋壓厚度的影響

為了分析工藝參數對旋壓成形質量的影響，本文利用數值模擬方法對比分析單邊和雙邊法蘭約束條件下的鋁合金杯形件厚度.所用對比參數主要包括約束界面摩擦系數μ、約束界面間隙以及進給比η和旋輪圓角半徑R，其中前2個參數是法蘭約束旋壓成形特有的工藝參數，后2個參數是拉深旋壓過程的重要工藝參數.

為了便于對比，選用板坯直徑d=220 mm，2種法蘭約束的旋壓方式下均可完整成形出杯形件，且除對比參數外其他工藝參數均相同.在旋壓成形的模擬結果中，沿成形前板坯徑向(從中心到外緣)選取一系列節點，如圖5所示，分別提取成形后旋壓件4個母線(周向間隔90°)的壁厚，并計算平均壁厚.

圖5 沿母線選取徑向節點Fig.5 Picked nodes along generatrix

4.1 摩擦系數

雙邊法蘭約束是通過旋輪平直部分來實現板坯上側約束的，其接觸面積較大，因此有必要通過數值模擬的方法分析旋輪與板坯間的摩擦條件對成形件厚度的影響.當其他工藝參數相同時，在單邊和雙邊法蘭約束模擬中，選用旋輪與板坯的摩擦系數μ=0.02，0.10，0.20 進行計算，所得旋壓成形件的厚度分布如圖6所示.其中：在單邊法蘭約束時，μ=0.02，0.10，0.20 下的最大減薄率分別為 10.29%、10.25%、10.23%；在雙邊法蘭約束時，μ=0.02，0.10，0.20 下的最大減薄率分別為 8.58%、8.33%、8.33%.由圖6可見，摩擦系數對2種旋壓成形工藝中構件厚度的影響較小.其中，雙邊法蘭約束的旋壓成形工藝能夠明顯降低最大減薄率，改善壁厚分布的均勻性，這是由于在法蘭約束的旋壓成形工藝中，旋輪與托輥的約束界面間隙大于板坯初始厚度，其主要作用是限制起皺的發生，而對變形板料的界面壓力較小，所以摩擦系數對成形件厚度的影響較小.單邊法蘭約束的旋壓成形中的減薄率較大，這是由于成形中板坯在旋輪作用下將在旋輪側產生一定的彎曲變形，使得材料更難經過旋輪圓角流入成形區，而雙邊約束成形中的板坯法蘭部分一直保持平直狀態，材料流入阻力較小.此外，不同的μ條件下單邊法蘭約束的旋壓壁厚減薄率較高，這也說明了其率先達到極限而發生拉裂.

圖6 摩擦系數對構件厚度的影響Fig.6 Effect of friction coefficient on part thickness

4.2 約束界面間隙

圖7 約束界面間隙對構件厚度的影響Fig.7 Effect of constraint gap on part thickness

在2種法蘭約束的旋壓成形中，旋輪與托輥之間的約束界面間隙對成形質量具有影響.本文針對2種約束的旋壓成形工藝的可成形范圍，選用約束界面間隙分別為 1.1h、1.3h和 1.5h進行旋壓成形過程的數值模擬，所得構件的厚度分布如圖7所示.其中：單邊法蘭約束中， 1.1h、1.3h和 1.5h下的最大減薄率分別為 10.29%、10.36% 和 10.30%；雙邊法蘭約束中， 1.1h、1.3h和 1.5h下的最大減薄率分別為 8.58%、10.98% 和 11.24%.可見：在可成形范圍內，單邊法蘭約束的旋壓構件的成形厚度對約束界面間隙并不敏感；而雙邊法蘭約束的旋壓構件的成形厚度隨著約束界面間隙增大先急劇減小，而后增大并趨于穩定.由于在單邊法蘭約束的旋壓成形中約束界面間隙只對變形區產生影響，成形區通常不會出現起皺缺陷，所以約束界面間隙對材料流入無明顯影響；而在雙邊法蘭約束的旋壓成形中，隨著約束界面間隙增大，法蘭區材料產生的波紋更明顯，使得材料更難流入，從而導致壁厚減薄率增大.

4.3 進給比

在2種法蘭約束的旋壓成形過程的數值模擬中，選用進給比分別為 0.5、1.0 和 1.5 mm/r進行計算，所得成形件的壁厚如圖8所示.其中：單邊法蘭約束時 0.5、1.0 和 1.5 mm/r下的最大減薄率分別為 10.67%、10.29% 和 10.23%；雙邊法蘭約束時相應的最大減薄率分別為 10.17%、8.58% 和 7.50%.可見，在2種旋壓成形過程均出現隨著進給比變大而旋輪對板坯的拉薄作用變弱、構件厚度增加的現象，這與傳統的自由邊旋壓成形工藝相一致.

圖8 進給比對構件厚度的影響Fig.8 Effect of feed ratio on part thickness

4.4 旋輪圓角半徑

當其他工藝參數相同時，在單邊和雙邊法蘭約束的旋壓成形中，分別選用R=5，10，15 mm進行數值模擬，所得構件的厚度分布如圖9所示.其中：單邊法蘭約束中，R=5 mm時，由于起皺嚴重無法成形，R=10，15 mm時的最大減薄率分別為 10.29% 和 7.89%；雙邊法蘭約束中R=5，10，15 mm下的最大減薄率分別為 13.17%、8.58% 和 6.65%.由圖9可見：隨著R減小，壁厚的均勻性變差，并且對單邊法蘭約束的旋壓成形更加困難.這是由于R的減小，使得坯料流經旋輪圓角時產生的接觸壓力變大[16]，流動阻力增大，壁厚減薄率增加，法蘭區的周向壓應力明顯增大，從而導致R較小時單邊法蘭約束的旋壓出現嚴重起皺而無法成形.

圖9 旋輪圓角半徑對構件厚度的影響Fig.9 Effect of roller radius on part thickness

5 結論

(1) 在本文的試驗條件下，相比于傳統的自由邊旋壓成形工藝，單邊法蘭約束的旋壓成形工藝可使極限旋壓比從 1.3 提高到 1.5，雙邊法蘭約束的旋壓成形的極限旋壓比可達 1.6.

(2) 當旋輪端面與托輥的約束界面間隙較小時，相同工藝條件下雙邊法蘭約束的構件壁厚比單邊約束的構件壁厚更均勻；在2種成形工藝中，板料與托輥(或旋輪端面)間的摩擦系數對構件壁厚幾乎沒有影響；隨著旋輪端面與托輥的約束界面間隙增大，雙邊法蘭約束的構件壁厚先減小，而后增大并趨于穩定，而其約束界面間隙對單邊法蘭約束的構件幾乎沒有影響.