大型筒體對輪強力旋壓成形特征與規律研究

李帆，朱成成，申宇星，劉柏揚，徐洪忠，李帥鵬，趙升噸,，陳超

大型筒體對輪強力旋壓成形特征與規律研究

李帆1，朱成成2，申宇星1，劉柏揚1，徐洪忠1，李帥鵬1，趙升噸1,3，陳超3

（1.西安交通大學 機械工程學院，西安 710049；2.長安大學 工程機械學院，西安 710054；3.中南大學 輕合金研究院，長沙 410083）

研究大直徑薄壁筒體在對輪強力旋壓過程中的應力–應變分布情況和材料流動特征，探明減薄率、進給比和主軸轉速等工藝參數對成形結果的影響規律。利用Forge仿真平臺建立2.25 m級5052鋁合金筒體對輪強力旋壓的有限元模型，分析筒體成形過程中的應力–應變狀態和主要工藝參數對成形精度與旋壓成形力的影響規律。在對輪旋壓成形過程中，筒體內外側應力–應變呈對稱分布，成形區域內材料呈扇形流動。工藝參數對成形工件壁厚精度和旋壓成形力的影響主次順序為：減薄率＞進給比>主軸轉速。各工藝參數的增大均會降低工件的壁厚精度，減薄率和進給比的增大會引起旋壓成形力增大，而主軸轉速增大會使旋壓成形力輕微減小。

大型筒體；對輪旋壓；成形特征；工藝參數

運載火箭是目前人類進入太空的主要工具，是世界航天科技發展的基礎，航天事業的發展離不開運載火箭技術的進步[1]。目前世界上諸多航天強國的新型主力運載火箭如火神、新格倫、阿里安6以及H–3等的芯級直徑均已超過了5 m[2]。運載火箭的結構系統由貯箱、殼段和特殊功能件組成，具有承載、支承和容納的功能[3-4]。在這些系統中，大型薄壁筒體工件得到了大量的使用，此類零件普遍具有直徑大、壁厚薄、精度高、力學性能優良的特點。與之對應的是大型薄壁筒體工件具有相當大的加工難度，開展相關研究并解決制造過程中的困難具有顯著的重要性和緊迫性。板材卷焊是制造大直徑薄壁筒體的一種簡單易行且高效的方案，但是卷焊筒體焊縫處的材料性能、應力狀態依然劣于母材[5]。芯模強力旋壓是目前最常用的制造高質量無縫筒體的工藝，但是針對超大型筒體，由于受到芯模尺寸、設備噸位、安裝等因素的限制，芯模旋壓技術不再適用[6-8]。對輪旋壓工藝采用內旋輪取代了芯模旋壓的芯模，多對內外旋輪沿筒體坯料兩側對稱布置，同時對筒體內外表面進行旋壓加工[9]。但是該技術目前在國內尚未得到工程化應用，僅有部分高校和科研單位開展了相關研究工作。華南理工大學Xiao等[10]建立了對輪旋壓過程中的材料流動模型。吉林大學Guo等[11]利用SIMUFACT仿真軟件分析了對輪旋壓工藝參數對徑向、軸向和切向成形力的影響規律。西安交大Zhu等[12-13]對比分析了芯模旋壓和對輪旋壓加工槽輪零件的區別。吉林大學Luo等[14]使用了一種對輪強力旋壓、縮頸旋壓和熱旋壓前后結合的工藝，加工了最大直徑為600 mm的帶環形內筋薄壁殼體。西安交大Zhao等[15-16]設計了加工直徑為600 mm的全電伺服立式三對輪強力旋壓設備。但是，這些研究缺乏對大型筒體對輪旋壓過程中應力–應變和成形規律的綜合考慮，文中更加系統地分析了成形過程中材料流動和工藝參數對成形精度以及旋壓成形力的影響，對相關尺寸的筒體加工試驗和設備研發具有重要指導意義。

1 大型薄壁筒體對輪強力旋壓有限元模型

1.1 幾何模型建立與網格劃分

綜合考慮有限元數值模擬的計算效率和工程實踐中常用的筒體工件尺寸型號，選擇我國長征系列運載火箭中常見的2.25 m級模塊箭體外殼為對象，進行大直徑薄壁筒體對輪旋壓工藝的數值模擬。在數值模擬過程中設置筒體坯料的主要幾何尺寸如下：外徑為2 258 mm，壁厚為30 mm，總高度為200 mm。同時給坯料上端設置了10 mm×20 mm的預制坡口用以防止內外旋輪在開始接觸到坯料時因撞擊而產生振動。

在數值模擬過程中，內外旋輪均采用強力旋壓工藝中常用的雙錐輪結構，內外旋輪直徑分別為300 mm和200 mm，旋輪圓角半徑為5 mm。根據筒體坯料與旋輪幾何尺寸，建立如圖1所示的2.25 m級薄壁筒體對輪旋壓成形工藝數值模擬三維模型，該模型中4組旋輪沿筒體坯料周向均布放置，且筒體坯料底部與轉盤固定并隨轉盤繞自身軸線旋轉。

圖1 2.25 m級筒體對輪旋壓工藝三維模型

將工藝三維模型導入Forge軟件中對筒坯進行網格劃分，如圖2所示。網格類型為四面體網格，常規網格尺寸為12 mm，細化網格尺寸為4 mm，總網格數目為16 6875。網格劃分采用了局部隨動網格細劃分與網格重劃分技術，對筒體坯料與旋輪接觸的區域進行了網格細化以提高計算精度。

圖2 筒坯網格劃分

工藝模型具體運動原理如下：轉盤為主運動模具，帶動筒體坯料繞軸線做旋轉運動，筒體坯料內外側分別與內外旋輪接觸并產生摩擦力，摩擦力帶動內外旋輪分別繞自身軸線旋轉；各對旋輪進入筒坯預定徑向位置（由減薄率決定）后，沿筒坯軸向向著轉盤一側軸向進給，以實現反旋加工。其中轉盤轉速設置為60 r/min，旋輪軸向進給比設置為1 mm/r，減薄率設置為25%。

1.2 材料模型與邊界條件

5052鋁合金由于自身優秀的耐腐蝕性能和力學性能，在航天航空領域有著廣泛應用[17-18]。文中以5052鋁合金作為工藝數值模擬材料，依照GB/T 7314—2017制備短壓縮圓柱試樣，采用INSTRO-N-5982材料試驗機對制備好的試樣進行力學性能測定，得到5052鋁合金材料常溫狀態下的真應力–真應變曲線如圖3所示。5052鋁合金密度為2 680 kg/m3，彈性模量為68 GPa，泊松比為0.33，獲得5052鋁合金應力–應變關系如式（1）所示。

圖3 5052鋁合金壓縮應力?應變曲線

筒體坯料與旋輪間的摩擦條件是對輪旋壓工藝數值模擬中的一個重要邊界條件，為保證數值模擬的準確性，采用圓環鐓粗試驗[19-20]測定5052鋁合金在對輪旋壓工況下的剪切摩擦因數，得出結果如下：在無潤滑條件下，5052鋁合金與鐓粗模具之間的摩擦因數約為0.30；在使用昆侖3號潤滑脂條件下，5052鋁合金與鐓粗模具之間的摩擦因數約為0.15。

1.3 有限元模型驗證

工程試驗是檢驗塑性成形有限元仿真模型的可靠手段，但是考慮到2.25 m級直徑筒體對輪強力旋壓試驗開展困難，因此進行了外徑為720 mm的5052鋁合金筒體對輪旋壓成形試驗，試驗過程如圖4所示。筒坯壁厚為10 mm，初始高度為150 mm，主要工藝參數設置如下：外減薄率為20%，內減薄率為15%，進給比為1 mm/r，主軸轉速為45 r/min。根據前文所述有限元仿真模型建立方法進行720 mm直徑5052鋁合金筒體對輪強力旋壓仿真，仿真后得到外旋輪的徑向和軸向成形力分別為29.11 kN和15.24 kN，內旋輪徑向和軸向成形力分別為21.4 kN和15.2 kN。通過內外旋軸應變測量系統記錄成形試驗過程中對輪旋壓設備的內外旋輪成形力，得到外旋輪的徑向和軸向成形力分別為26.62 kN和13.21 kN，內旋輪徑向成形力和軸向成形力分別為23.65 kN和13.11 kN。對比仿真數據和試驗結果可知，有限元模型在獲取成形力時的平均誤差為12.5%，因此可以確定文中所建立的有限元模型具有較高的精度。

圖4 5052鋁合金筒體對輪旋壓試驗過程

2 大型薄壁筒體對輪強力旋壓成形特征分析

2.1 等效應力

圖5為筒體工件對輪旋壓成形過程中的等效應力分布情況。由圖5可知，在對輪旋壓成形過程中，等效應力以帶狀形式主要集中在內外旋輪之間，即4個變形區附近。主要應力區應力在350～700 MPa內，最大等效應力可達705.663 MPa，未成形區等效應力相對較小，在200 MPa以下。

對筒體對輪旋壓成形變形區內的等效應力進行進一步分析，其分布情況如圖6所示。可知變形區等效應力分布存在對稱性，隨著內外旋輪軸向進給距離的增大，主應力區逐漸向著筒壁心部擴大。當加工狀態穩定后，筒壁與旋輪接觸區域的等效應力最大，約為705 MPa。

2.2 等效應變

圖7為對輪旋壓數值模擬過程中的等效應變分布情況。由圖7可知，在對輪旋壓成形過程中，等效應變主要集中在內外旋輪與筒坯相對運動的環形軌跡上，應變值的大小主要在0.6～1.4之間，局部最大等效應變為1.7。已成形區和未成形區幾乎未發生形變，與漸進成形工藝的變形特點吻合。

圖5 對輪旋壓成形過程數值模擬等效應力分布

對筒體對輪旋壓成形變形區內的等效應變進行進一步分析，其分布情況如圖8所示。發現筒坯變形區的等效應變分布也具有對稱性，隨著內外旋輪軸向進給距離的增大，應變逐漸向著筒壁心部擴大。當加工狀態穩定后，筒壁外側等效應變約為1.4，筒壁內側應變約為1.2。

2.3 材料流動

圖9為對輪旋壓數值模擬過程中縱向上的筒坯材料的流動情況。可以看出，在成形件未成形區域，大部分材料無流動行為；變形區材料呈現扇形流動場模式；已成形區材料由于筒高增加，也具有軸向速度。從圖9還可以看出，筒坯頂端材料的流動速度有向外旋輪一側偏移的趨勢，與對輪旋壓成形工件端部輕微擴徑現象吻合。

圖6 變形區等效應力分布

圖7 對輪旋壓成形過程數值模擬等效應變分布

借助Forge軟件中的質點追蹤功能，對筒體對輪旋壓成形過程中的材料流動進行進一步分析。在模擬開始時，在筒坯縱向截面上取一行5個質點進行標記，相鄰兩質點間距為7.5 mm。在模擬過程中追蹤質點的坐標變化情況。在模擬結束后，重新將5個質點的最終坐標投射標記在筒體縱向截面上，圖10為進給距離分別為0、20、40 mm時質點位置的變化情況。

從圖10可知，在筒體對輪旋壓成形過程中，在筒坯縱向切面上的變形區內，靠近中心位置的材料流動速度大，靠近表層的材料流速小，與對輪旋壓成形特征一致。

3 工藝參數對成形結果的影響規律

3.1 正交試驗設計

圖8 變形區等效應變分布

圖9 對輪旋壓數值模擬過程材料流動情況

工件質量是旋壓加工的基本問題，選取工件成形壁厚差作為目標參數之一，以檢測筒體工件旋壓成形精度。在旋壓成形過程中，旋壓成形力也是極為重要的一項指標，它對旋壓裝備設計制造、旋壓工藝設計都有極為重要的作用，故選取旋壓成形力作為另一項目標參數。

圖10 追蹤點在成形過程中位置變化情況

表1 對輪旋壓工藝參數正交試驗表

Tab.1 Orthogonal experiment of process parameters of counter-roller flow-forming

3.2 壁厚差

根據設計的正交試驗表，設置2.25 m直徑鋁合金筒形件對輪旋壓工藝模擬的加工條件，并讀取各次試驗的壁厚尺寸，匯總如表2所示。

表2 壁厚差正交試驗結果

Tab.2 Orthogonal experimental results of wall thickness difference

3.3 旋壓成形力

根據設計的正交試驗表，設置大直徑薄壁筒形件對輪旋壓工藝模擬的加工條件，并讀取各次試驗的成形力大小。為了便于后續分析處理，需要采用合理單一的指標描述成形力情況。由于外旋輪的各向力均大于內旋輪的，因此以外旋輪的合力為指標進行分析，外旋輪合力正交試驗結果如表3所示。

表3 外旋輪合力正交試驗結果

Tab.3 Orthogonal experimental results of forming force for outer-roller

圖12 工藝參數對成形力的影響趨勢

4 結論

1）在對輪旋壓成形過程中，等效應力以帶狀形式主要集中在內外旋輪之間，且筒體變形區等效應力分布存在對稱性。隨著內外旋輪軸向進給距離的增大，主應力區逐漸向筒壁心部擴大。當加工狀態穩定后，筒壁與旋輪接觸區域的等效應力最大。等效應變主要集中在內外旋輪與筒坯相對運動的環形軌跡上，且筒體變形區的等效應變分布也具有對稱性。隨著內外旋輪軸向進給距離的增大，應變逐漸向著筒壁心部擴大。

2）在對輪旋壓成形過程中，筒體工件未成形區大部分材料無流動行為，變形區材料具有扇形流動場模式，在筒體工件縱向切面上的變形區內，靠近中心位置的材料流動速度大，靠近表層的材料流動速度小。

3）通過對正交試驗結果進行極差分析可知，減薄率、進給比和主軸轉速的增大均會導致成形件壁厚差的增大，且工藝參數對成形工件壁厚差影響的主次順序為：減薄率＞進給比＞主軸轉速；另外，減薄率和進給比的增大會導致外旋輪成形合力增大，而主軸轉速增大會使旋壓成形力輕微減小，工藝參數對旋壓成形力影響主次順序為：減薄率＞進給比＞主軸轉速。

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Characteristics and Rules of Counter-roller Flow-forming of Large Tube

LI Fan1, ZHU Cheng-cheng2, SHEN Yu-xing1, LIU Bai-yang1, XU Hong-zhong1, LI Shuai-peng1,ZHAO Sheng-dun1,3, CHEN Chao3

(1. School of Mechanical Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China; 2. School of Construction Machinery, Chang'an University, Xi'an 710054, China; 3. Light Alloy Research Institute, Central South University, Changsha 410083, China)

The work aims to study stress-strain distribution and material flow characteristics of large-diameter thin-walled tube during counter-roller flow-forming, and explore the effects of process parameters such as thinning ratio, feed ratio and spindle speed on the forming results.A finite element model of 5052 aluminum alloy tube with a diameter of 2.25 m was established with Forge simulation platform. The stress-strain state in the tube forming process and the effects of main process parameters on the forming results were analyzed. The results showed that in the process of counter-roller flow-forming, the stress and strain on the inner and outer sides of the tube were symmetrically distributed, and the material flowed in a sector in the forming area. The primary and secondary order of the effects of process parameters on the wall thickness accuracy and forming force of formed workpiece was: thinning ratio>feed ratio>spindle speed. The increase of process parameters will reduce the wall thickness accuracy of the workpiece. The increase of thinning ratio and feed ratio will increase the forming force of flow-forming, while the increase of spindle speed will slightly reduce the forming force of flow-forming.

large tube; counter-roller flow-forming; forming characteristics; process parameters

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.07.002

TG335

A

1674-6457(2022)07-0011-08

2022–03–17

國家自然科學基金（U1937203）；航天科技創新應用研究（1A0A9FC6）；湖南省“湖湘高層次人才”項目（2021RC5001）

李帆（1993—），男，博士生，主要研究方向為對輪強力旋壓成形工藝與設備。

趙升噸（1962—），男，博士，教授，主要研究方向為材料塑性成形與智能裝備。

責任編輯：蔣紅晨