內(nèi)壁加強(qiáng)筋圓筒件的旋壓成形工藝可行性研究

葉平元 ，錢東升 ，王華君 ，陳歡歡 ，王哲涵 ，潘旭東

（1.武漢理工大學(xué)，材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖北 武漢 430070；2.湖北省綠色材料精密成型工程技術(shù)研究中心，湖北 武漢 430070）

0 引 言

航空航天器、衛(wèi)星等工業(yè)領(lǐng)域需要大型復(fù)雜的薄壁殼體，最初的薄壁殼體制造采用卷焊法，焊縫處應(yīng)力集中容易導(dǎo)致開裂而失效[1]。目前生產(chǎn)薄壁殼體件常用的方法有旋壓法和環(huán)軋法。環(huán)軋法的特點(diǎn)是其對于零件尺寸的接受范圍較大，但對要進(jìn)行軋制的軋件有高度的限制，一般零件高度不應(yīng)超過1 m，難以滿足對高度有要求的大型薄壁殼體件的生產(chǎn)。很多薄壁圓筒或圓錐筒形零件在使用中發(fā)現(xiàn)其強(qiáng)度達(dá)不到要求，需在其內(nèi)壁設(shè)置加強(qiáng)筋。尤其是飛航導(dǎo)彈彈體結(jié)構(gòu)中的制導(dǎo)艙之類的大型件，為了獲得足夠的強(qiáng)度，其內(nèi)壁需設(shè)置加強(qiáng)筋，采用軋制無法成形加強(qiáng)筋。

根據(jù)目前國外對加強(qiáng)筋圓筒類制件的研究，現(xiàn)可行的制造成形法有3種：鑄造、車削、旋壓成形法[2]。對于尺寸較大的薄壁殼體類零件不宜采用鑄造成型工藝，使用車削加工帶內(nèi)筋的薄壁筒形件不僅材料利用率低，加工成本高，其精度達(dá)不到要求且生產(chǎn)效率低。通過旋壓成形加工此類零件，不僅可以得到較高的尺寸精度和較好的表面粗糙度，還可加工直徑較大、高度較高、內(nèi)壁結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜的零件。因此研究帶內(nèi)壁加強(qiáng)筋圓筒件的旋壓成形工藝很有必要[3-5]。目前，國內(nèi)普通旋壓工藝雖較為成熟，但帶內(nèi)筋的薄壁圓筒件之類的強(qiáng)力旋壓工藝較為落后，研究該類零件的強(qiáng)力旋壓工藝具有現(xiàn)實(shí)意義[6]。通過采用有限元數(shù)值模擬，對Al-Li合金內(nèi)壁加強(qiáng)筋圓筒件旋壓時(shí)的材料流動(dòng)、應(yīng)力和應(yīng)變分布、材料變形特點(diǎn)等進(jìn)行研究，并對各類缺陷進(jìn)行分析，得到內(nèi)壁加強(qiáng)筋圓筒件旋壓成形的優(yōu)化工藝參數(shù)。

1 有限元模擬

1.1 有限元模型

對毛坯采用單輪旋壓拉深的成形方法，利用Pro/E三維軟件進(jìn)行建模，然后導(dǎo)入DeForm建立旋壓模型，如圖1所示，接觸體包括芯模、旋輪、壓塊、毛坯，其中旋輪、壓塊和芯模定義為剛體，毛坯定義為變形體。毛坯和芯模、毛坯和壓塊接觸位置通過邊界條件設(shè)置為縫合，芯模、毛坯和壓塊固定不動(dòng)，旋輪可沿軸向進(jìn)給，并繞芯模的中心軸進(jìn)行旋轉(zhuǎn)。芯模和毛坯、壓塊和毛坯之間的接觸采用剪切摩擦模型，摩擦系數(shù)為1，旋輪和毛坯之間的接觸也采用剪切摩擦模型，摩擦系數(shù)為0.1。

圖1 旋壓模型

1.2 網(wǎng)格劃分

在減薄旋壓時(shí)金屬的流動(dòng)規(guī)律符合最小阻力定律，變形只發(fā)生在接觸點(diǎn)附近一小塊區(qū)域，毛坯屬于變形體，模擬仿真時(shí)需對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四面體單元進(jìn)行有限元分析。毛坯為圓板規(guī)則形狀，在成形過程中變形較為均勻，故無需進(jìn)行局部細(xì)化分，模擬用毛坯網(wǎng)格劃分模型如圖2所示，網(wǎng)格數(shù)目為20 000個(gè)。

圖2 毛坯網(wǎng)格劃分

1.3 試驗(yàn)材料

毛坯材料為2195鋁鋰合金，該材料屬于高強(qiáng)高彈性模量可焊鋁鋰合金，具有優(yōu)異的低溫性能，其比強(qiáng)度高，可作為航天航空的輕量化材料，用于制造航天低溫貯箱等殼體零件，其力學(xué)性能如表1所示。

表1 鋁鋰合金的力學(xué)性能

1.4 模擬參數(shù)

采用單個(gè)旋輪進(jìn)行旋壓，旋輪與芯模的距離根據(jù)減薄率確定，由于鋁合金塑性較好，選取較大的減薄率，金屬強(qiáng)力旋壓過程發(fā)生了較大的流動(dòng)，De-Form有限元求解器分別為稀疏求解器和共軛梯度求解器，在做旋壓、擠壓等材料大流動(dòng)成形方式時(shí)采用共軛梯度求解器，主要工藝如表2所示。

表2 旋壓成形模擬參數(shù)

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 圓筒件旋壓時(shí)金屬的流動(dòng)規(guī)律

截取零件局部區(qū)域如圖3所示，由應(yīng)變分析可知，帶內(nèi)加強(qiáng)筋圓筒件在旋壓成形過程中，主要變形發(fā)生在軸向和徑向，具體為徑向壓縮減薄、徑向加強(qiáng)筋的填充和軸向伸長，故選取加強(qiáng)筋處成形區(qū)域的一個(gè)橫截面，對該截面的材料流動(dòng)狀況進(jìn)行研究。旋壓過程的變形只發(fā)生在接觸點(diǎn)附近一小塊區(qū)域，沿軸向流動(dòng)為主要流動(dòng)方向，如圖3（a）所示；部分金屬向接觸點(diǎn)徑向流動(dòng)，使材料減薄，在加強(qiáng)筋芯槽的位置具有較大的徑向流動(dòng)和軸向流動(dòng)，如圖3（b）所示；也有少量金屬沿坯料的切向流動(dòng)，使其縱剖面產(chǎn)生扭曲，如圖3（c）所示；為了保證成形零件質(zhì)量，應(yīng)盡可能促進(jìn)軸向流動(dòng)并控制徑向流動(dòng)的發(fā)生，盡量降低切向流動(dòng)[7]。

圖3 材料流動(dòng)位移圖

2.2 圓筒件旋壓時(shí)等效應(yīng)力分布

帶內(nèi)加強(qiáng)筋圓筒零件在成形過程中，零件變形區(qū)的位置和范圍、材料的流動(dòng)情況，都由其受力情況決定。加強(qiáng)筋是在旋輪與芯模的擠壓作用下成形，加強(qiáng)筋在圓周方向呈周期變化，因此毛坯在成形過程中的應(yīng)力應(yīng)變分布情況隨旋壓過程的進(jìn)行而變化，帶內(nèi)加強(qiáng)筋圓筒零件旋壓成形過程應(yīng)力分布如圖4所示。

由圖4（a）可知，坯料的外緣部分在開始加工過程中應(yīng)力較小，是因?yàn)榕髁贤饩墰]有直接參與材料變形，應(yīng)力的傳遞較小。而在成形過程中坯料的圓角部位應(yīng)力一直較大，因?yàn)閳A角部位是變形的過渡部位，會產(chǎn)生應(yīng)力集中，且在旋壓過程中所受的拉力和芯模的擠壓力最大。另一方面，旋輪與芯模擠壓成形的過程中，接觸區(qū)域的等效應(yīng)力分布如圖4（b）所示，最大應(yīng)力出現(xiàn)在變形區(qū)與非變形區(qū)的過渡處（旋壓件毛刺過渡處），筒形輪廓和加強(qiáng)筋在同時(shí)受到旋輪和芯模的擠壓下成形，接觸區(qū)域的應(yīng)力分布較均勻。當(dāng)旋輪與毛坯接觸時(shí)，接觸區(qū)域應(yīng)力急劇增大，接觸區(qū)域發(fā)生彈塑性變形，接觸區(qū)周圍區(qū)域間接受力，同樣產(chǎn)生彈塑性變形，因此成形時(shí)在接觸區(qū)及其周圍很小范圍內(nèi)產(chǎn)生塑性變形，并隨著旋輪的旋轉(zhuǎn)不斷推進(jìn)。

圖4 等效應(yīng)力分布云圖

2.3 圓筒件旋壓時(shí)主應(yīng)變分布

帶內(nèi)加強(qiáng)筋圓筒旋壓成形過程中，零件口部與底部不僅受旋壓成形的影響，還受邊界的約束，應(yīng)變情況較復(fù)雜，零件中部（無加強(qiáng)筋）為穩(wěn)定的成形區(qū)域，僅受旋壓成形的影響，因此其主應(yīng)變分布及塑性變形類型有所差異。最大主應(yīng)變ε1、中間主應(yīng)變ε2、最小主應(yīng)變ε3分布情況如圖5所示。通過分析主應(yīng)變云圖可知，零件中部區(qū)域的3個(gè)主應(yīng)變值均近似滿足ε1=-ε2、ε3=0，故該區(qū)域的塑性變形類型為平面變形，表現(xiàn)為材料厚度上壓縮減薄、軸向伸長、切向無變化；零件底部圓角位置的主應(yīng)變值均近似滿足ε2+ε3=-ε1（ε1＜0），故該區(qū)域的塑性變形類型為壓縮類變形，表現(xiàn)為底部材料厚度壓縮減薄、軸向伸長、切向伸長形成毛刺；零件加強(qiáng)筋成形位置的主應(yīng)變值均近似滿足ε2+ε3=-ε1（ε1＞0），故該區(qū)域塑性變形類型為拉伸類變形，材料徑向成形加強(qiáng)筋，軸向伸長、切向壓縮。

圖5 主應(yīng)變分布云圖

2.4 圓筒件旋壓時(shí)等效應(yīng)變分布

由圖6所示的等效應(yīng)變分布云圖可知，加強(qiáng)筋、底部圓角及筒壁三者在應(yīng)變分布方面存在較大的差異，但三者連續(xù)地分布于同一零件內(nèi)，因此齒頂壁、齒根壁及齒側(cè)壁部分的變形必將相互影響和相互制約。由圖7可以看出，內(nèi)外齒的變形表現(xiàn)出以下特點(diǎn)。

（1）變形分布的周期性。應(yīng)變分析結(jié)果表明：旋壓成形過程中，零件中部（無加強(qiáng)筋）的變形處于平面應(yīng)變狀態(tài)，零件底部圓角的變形處于壓縮應(yīng)變狀態(tài)，零件加強(qiáng)筋的區(qū)域塑性變形類型為拉伸類變形，帶內(nèi)加強(qiáng)筋筒形件由多個(gè)內(nèi)加強(qiáng)筋周向分布組成，每個(gè)內(nèi)筋均有相似的成形過程，故內(nèi)加強(qiáng)筋筒形件的變形在圓周方向呈現(xiàn)周期性，如圖6（a）所示。

（2）周向和軸向變形的不均勻性。材料的應(yīng)變分布狀況表明帶內(nèi)加強(qiáng)筋筒形件的變形分布不均勻。變形不均勻是塑性成形中常見的情況，帶內(nèi)加強(qiáng)筋筒形件的變形不均勻性不僅表現(xiàn)在徑向，還表現(xiàn)在軸向。

（3）內(nèi)加強(qiáng)筋變形的不對稱性。內(nèi)加強(qiáng)筋變形不對稱與旋壓的成形方式有關(guān)，旋壓屬于局部連續(xù)成形技術(shù)，故內(nèi)加強(qiáng)筋兩側(cè)不是同時(shí)成形。在所采用的模型中，毛坯以順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)的方式進(jìn)入旋輪接觸區(qū)，所以旋入側(cè)的內(nèi)加強(qiáng)筋先成形，旋出側(cè)內(nèi)加強(qiáng)筋后成形。從順時(shí)針方向內(nèi)加強(qiáng)筋壁與筒壁相鄰，故兩側(cè)齒壁的材料流動(dòng)存在差異，表現(xiàn)出不同的應(yīng)變分布，如圖6（b）所示。

圖6 等效應(yīng)變云圖

2.5 進(jìn)給比對筒形件旋壓成形的影響

在強(qiáng)力旋壓中，旋輪的進(jìn)給速度vr與芯模轉(zhuǎn)速nm直接決定了旋壓生產(chǎn)率及旋壓設(shè)備的選擇，而進(jìn)給比S與旋壓速度Vθ直接影響旋壓工藝過程[8]：

其中，nm取經(jīng)驗(yàn)值6～60 rad/s；對于鋁類面心立方晶格的金屬進(jìn)給比S的取值范圍為0.5～5 mm/s，芯模轉(zhuǎn)速取6 rad/s，選取旋壓進(jìn)給比S分別為0.75、1、3、5 mm/r進(jìn)行模擬試驗(yàn)。

由圖7可知，選擇0.75～3 mm/r的進(jìn)給比時(shí)，進(jìn)給比越大，表面粗糙度、貼模性也越好，這與一般規(guī)律不符。分析其原因是芯模轉(zhuǎn)速一定時(shí)，進(jìn)給比越大，旋輪下壓速度越大，使金屬軸向受力大，其主要流向?yàn)檩S向，因此，進(jìn)給比較小的金屬流向雜亂，稍大的進(jìn)給比使金屬流向統(tǒng)一，且軸向拉伸力較大，使表面更光潔，而5 mm/r的進(jìn)給比使坯料出現(xiàn)起皺現(xiàn)象，且貼模性也較差，符合一般情況。經(jīng)對比得出，選擇3 mm/r進(jìn)給比可以得到較好的成形零件表面質(zhì)量。

圖7 不同進(jìn)給比的零件成形質(zhì)量

加強(qiáng)筋的厚度反映了填充的質(zhì)量，為了對旋壓得到的加強(qiáng)筋進(jìn)行評估，選取同一位置的加強(qiáng)筋進(jìn)行測量，在旋壓進(jìn)給比S分別為 0.75、1、3、5 mm/r時(shí)，各測量5組數(shù)據(jù)，取平均值和標(biāo)準(zhǔn)誤差，加強(qiáng)筋厚度隨進(jìn)給比的變化如圖8所示。

圖8 不同進(jìn)給比加強(qiáng)筋的厚度

由圖8可知，當(dāng)進(jìn)給比增大時(shí)，金屬徑向流動(dòng)明顯，能促進(jìn)內(nèi)筋形成，但過大會導(dǎo)致金屬沒有足夠時(shí)間充型，且會因過大軸向拉力而導(dǎo)致金屬沿軸向流動(dòng)。較合適的進(jìn)給比為3 mm/r，此時(shí)加強(qiáng)筋填充質(zhì)量最好，厚度尺寸偏差最小。因?yàn)殡S著進(jìn)給比增大，其軸向分力與徑向分力增長明顯大于切向分力，此時(shí)旋輪運(yùn)動(dòng)軌跡為螺旋軌跡；在進(jìn)給比取較小值時(shí)，旋輪軌跡在已加工部分產(chǎn)生重合，使已加工面二次受力，導(dǎo)致徑向力增幅大于軸向、切向力的增幅。當(dāng)進(jìn)給比大到一定程度時(shí)，此情況有所緩解[9]。

2.6 芯模與旋輪圓角對旋壓成形的影響

經(jīng)過旋壓試驗(yàn)，端面無圓角的芯模在模擬時(shí)，其端面拐角對毛坯產(chǎn)生較大的應(yīng)力，毛坯在此處容易出現(xiàn)破裂，如圖9（a）所示。這與此處角度變化過大、旋壓時(shí)應(yīng)力集中有關(guān)[10]，對該邊進(jìn)行倒圓角R10 mm，有效避免了此處應(yīng)力集中的情況，如圖9（b）所示。

旋壓模擬過程中，旋輪圓角對旋壓成形也有一定影響，圓角半徑增大，使減薄率降低、表面光潔但貼模性不好、接觸面積增大、旋壓力增大；旋輪圓角小，與毛坯接觸面小，旋壓過程中接觸面產(chǎn)生應(yīng)力集中，金屬傾向非穩(wěn)定變形，使金屬的小區(qū)域間變形不均而導(dǎo)致金屬表面剝離，模擬過程中旋輪圓角設(shè)為R12 mm較為合適。

加強(qiáng)筋形狀為矩形時(shí)，金屬充型出現(xiàn)充不滿的情況，如圖9（c）所示。在模擬中，將其改為錐形加強(qiáng)筋，其充型優(yōu)于矩形加強(qiáng)筋[11]。為避免尖角對充型的影響，對凹槽邊緣進(jìn)行了倒圓角處理，其過渡圓角半徑為R2 mm，頂角圓角半徑為R5 mm，如圖9（d）所示。

圖9 模擬結(jié)果

3 可行性驗(yàn)證

當(dāng)進(jìn)給比為3 mm/r、旋輪圓角半徑為R12 mm、成形角為25°、芯模圓角取R10 mm時(shí)，能得到如圖10（a）、（b）所示的驗(yàn)證模型，通過DeForm進(jìn)行數(shù)模模擬得到表面質(zhì)量好、內(nèi)加強(qiáng)筋成形飽滿的相關(guān)工藝參數(shù)，進(jìn)而指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)，得到質(zhì)量較好的成品，對比圖10（c）的實(shí)物[12]，證明平板毛坯旋壓成形帶內(nèi)筋的筒形件可行。

4 結(jié)束語

利用DeForm對內(nèi)壁加強(qiáng)筋圓筒件的旋壓成形過程進(jìn)行有限元模擬，得出如下結(jié)論。

（1）材料在旋輪和芯模的擠壓下主要沿軸向流動(dòng)，在加強(qiáng)筋的位置有明顯的徑向流動(dòng)，保證在進(jìn)行拉深的同時(shí)有利于內(nèi)壁加強(qiáng)筋的成形。

（2）進(jìn)給比、芯模、旋輪圓角等工藝參數(shù)影響了Al-Li合金內(nèi)筋圓筒旋壓成形質(zhì)量，其中進(jìn)給比影響最大，選擇時(shí)應(yīng)綜合考慮，在坯料不被拉破的情況下，保證坯料更好貼模的同時(shí)也有利于內(nèi)筋處的充型。

（3）平板毛坯旋壓成形帶內(nèi)筋筒形件是可行的，當(dāng)進(jìn)給比為3 mm/r、旋輪圓角半徑為R12 mm，成形角為25°、芯模圓角為R10 mm時(shí)，能得到成形質(zhì)量較好的零件。