帶網格內腔的鋁合金零件滾彎成型結構優(yōu)化

鄧輝，崔建昆

（1.200093 上海市 上海理工大學 機械工程學院；2.201404 上海市 上海園菱機械實業(yè)有限公司）

0 引言

帶網格內腔的鋁合金零件在航空航天領域為重要結構件，具有很廣泛的應用價值，已經成為航空航天設計制造領域的重要標志。根據(jù)帶網格內腔鋁合金零件的特點，其成型方法包括時效成型、滾彎成型、蠕變成形、爆炸成型等，本文研究鋁合金零件的滾彎成型[1]。滾彎成型是合金零件中應用最多的一種成型方法，優(yōu)點較多，但是網格內腔零件在滾彎過程中，焊接邊、筋條與蒙皮3 處受力不均容易造成筋條屈曲失穩(wěn)甚至斷裂、蒙皮褶皺。國內外學者對帶網格內腔鋁合金零件滾彎成型改善控制有很多研究，肖寒[2]等針對整體填料對網格內腔零件滾彎成型的影響進行探究，發(fā)現(xiàn)填料改善受力不均和筋條失穩(wěn)問題，但是填料加工與固定較為繁瑣，且重復利用率較低；郜陽[3]等設計了上下焊接邊結構優(yōu)化的零件結構，提高了零件滾彎成型后的直線度且減小殘余應力帶來的變形，但增加優(yōu)化結構后的零件質量提升較大。本文針對上述不足，提出在網格內腔零件筋條上以及網格四角銑削圓角的新思路，探究優(yōu)化后的結構對帶網格內腔鋁合金零件滾彎成型的影響，為類似零件的滾彎成型工藝的改進提供參考。

1 帶網格內腔鋁合金零件滾彎成型有限元模型的建立

1.1 有限元分析幾何模型建模與結構優(yōu)化

本文研究的網格內腔鋁合金零件材料使用的是7075-t6 鋁合金，外形尺寸為520 mm×260 mm，在零件還未滾彎時的平板狀態(tài)下銑切加工出筋條、網格和焊接邊。網格為等尺寸正方形網格，邊長為100 mm，網格內部蒙皮厚度為2.5 mm,相鄰網格間筋條厚度為4 mm,筋條高度為15 mm，焊接邊高度為6 mm，三維模型如圖1 所示。

圖1 網格內腔鋁合金零件示意圖Fig.1 Diagram of aluminum alloy parts with mesh cavity

結構優(yōu)化是在了解網格內腔鋁合金零件滾彎過程中受力情況的基礎上，根據(jù)本文提出的新思路，將網格內腔鋁合金零件的內部網格在滾彎加工前，在網格4 個角上銑削出半徑為5 mm 的圓角（如圖2（a）所示），并根據(jù)網格筋條的厚度，在全部網格筋條頂部銑削出半徑為2 mm的倒圓角（如圖2（b）所示），改善筋條受力后屈曲變形和零件受力不均。優(yōu)化后的零件結構圖如圖2（c）所示。

圖2 優(yōu)化后網格內腔鋁合金零件示意圖Fig.2 Diagram of optimized aluminum alloy parts with inner mesh cavity

滾彎成型網格內腔鋁合金零件被輥軸通過滾動而產生彎曲并發(fā)生塑性形變。網格內腔零件滾彎成型下壓示意圖如圖3所示，幾何模型尺寸如表1所示。

圖3 網格內腔零件滾彎成型下壓示意圖Fig.3 Diagram of rolling forming of inner cavity parts

表1 幾何模型尺寸表Tab.1 Dimensions of geometric models

采用合理準確的幾何形狀和材料模型決定了模擬結果的精確度，可提高網格壁板滾彎成型時的計算精度和計算效率。本文中，滾彎設備輥子作為剛體處理，網格內腔鋁合金零件使用7075-t6 鋁合金，是良好的抗應力腐蝕開裂的板材，具有良好的機械性能，特別是抗疲勞裂紋擴展性能。7075-t6鋁合金[4]的材料性能見表2。

表2 7075-t6 鋁合金材料性能Tab.2 Properties of 7075-t6 aluminium alloy material

1.2 網格劃分與邊界條件設置

網格質量會對有限元分析產生重要影響，合理的網格劃分可減小計算量并模擬出最真實的變形情況。選用C3D8R 的六面體網格劃分網格內腔鋁合金零件，劃分后的網格結果如圖4 所示。

圖4 網格劃分結果Fig.4 Meshing results

選用ABAQUS 顯式動力分析，將網格內腔鋁合金零件滾彎成型過程分3 步分析。（1）上輥下壓，網格內腔鋁合金零件產生壓彎變形；（2）下輥轉動，零件在上輥與下輥之間彎曲成型；（3）上輥上移，應力卸載后的壁板開始回彈。設置的參數(shù)過大將影響精度，但過小的參數(shù)必然會降低計算速度。CHUANG[5]等人將動態(tài)影響誤差e（t）作為動力顯式算法判斷準靜態(tài)問題的標準，通過動態(tài)效應≤5%來選擇合適的參數(shù)。賴松柏[6]等人通過實驗驗證在一定試驗參數(shù)下滾彎過程的動態(tài)響應誤差，對時間進行歸一化處理后，得到上輥下壓速度＜0.12 m/s、下輥轉動速度＜10 rad/s 時，滿足e（t）＜5%。本文綜合上文建立的有限元模型后，設置上輥下壓速度為0.05 m/s，下輥轉動速度為2 rad/s。TAILOR[7]等人對塑性成型過程中摩擦力的作用進行研究，指出摩擦系數(shù)越小越有利于塑性成型，且誤差較小的摩擦系數(shù)為0.4。但是，經過計算機模擬得到摩擦系數(shù)為0.2 時下輥會與零件發(fā)生打滑，所以本文摩擦系數(shù)選取0.3，保證模擬成型結果的變形均勻性。接觸類型全部選取面面接觸，定義3 對接觸對：零件上表面與上輥之間定義接觸、零件下表面與左側下輥定義接觸、零件下表面與右側下輥定義接觸。上述接觸對輥子為主表面，零件表面為從表面。

2 網格內腔零件滾彎成型結果分析

2.1 滾彎成型等效應力分析

分析2 種結構在獲取上輥相同下壓量時的等效應力分布。分別通過對比上輥下壓結束即第1 步結束以及第3 步零件滾彎結束后，上輥上升時零件2種結構的等效應力。第1 步結束后未優(yōu)化的網格內腔鋁合金零件的應力云圖如圖5（a）所示，優(yōu)化后的零件應力云圖如圖5（b）所示。可知上輥下壓結束后，零件變形主要集中在2 個下輥之間的部位，其余大部分區(qū)域還未進入塑性變形階段，對比優(yōu)化結構前后的應力，并測量焊接邊、筋條和蒙皮3 處受力的大小，結果如圖6 所示。

圖5 第1 步結束后零件應力云圖Fig.5 Part stress cloud map after Step1 ends

圖6 零件縱向位置所受應力值Fig.6 Stress value on longitudinal positions of the part

未優(yōu)化網格內腔零件的等效應力均勻性較差，導致變形過程中筋條產生扭曲及背部棱印等缺陷；優(yōu)化后零件整體相較于未優(yōu)化零件應力分布的均勻性提高，避免了筋條扭曲，改善了背部棱印等缺陷。

當?shù)? 步結束后，此時下輥停止轉動，上輥向上位移，零件應力釋放。由圖7 可以看出，優(yōu)化后的零件避免了筋條屈曲開裂、背部楞印等缺陷，使得蒙皮、筋條焊接邊3 處受力變得均勻，在滾彎中3 處都產生均勻的應變，會使得滾彎半徑變得均勻而且優(yōu)化后的零件殘余應力的分布也會更加均勻，使得零件回彈更加均勻，同時也會使得回彈后的半徑更加均勻。

圖7 第3 步結束后應力云圖Fig.7 Stress cloud map after Step 3

2.2 結構優(yōu)化零件成型半徑分析

由于采用對稱式三軸滾彎設備，理論上零件成型后的彎曲半徑[8]是關于零件的幾何中心對稱的，但由于未優(yōu)化零件的筋條受壓發(fā)生屈曲，所以實際上零件不可能處處完全對稱。在上輥施加相同下壓量的情況下，零件滾彎成型后的變形如圖8 所示。對比優(yōu)化前后零件的變形，并測量零件橫向不同區(qū)域的彎曲半徑，結果如圖9 所示。由圖9 可知，優(yōu)化后的網格內腔零件在滾彎成型中獲得了更好的成型效果和成型質量。未優(yōu)化的零件不同區(qū)域彎曲半徑有較明顯的不同，由于不同厚度區(qū)域受力不均勻，導致塑性變形不能同步發(fā)生。

圖8 優(yōu)化前和優(yōu)化后零件滾彎后變形Fig.8 Deformation of the part after bending with and without optimization

圖9 零件滾彎后彎曲半徑Fig.9 Bending radius of the part after roll bending

3 結論

本文根據(jù)網格內腔鋁合金零件滾彎成型受力特點對零件上的筋條結構進行優(yōu)化，對比優(yōu)化前后的零件發(fā)現(xiàn)，網格內腔零件成型時焊接邊、蒙皮、筋條受力不均主要原因是滾彎成型中筋條屈曲失穩(wěn)，零件背部有棱印；筋條結構優(yōu)化后的網格內腔鋁合金零件滾彎成型時各區(qū)域應力水平接近一致且在相同下壓量下，結構優(yōu)化后的零件滾彎成型后彎曲半徑更加均勻，獲得的成型件幾何精度高。