鋁合金半球殼拉深-旋壓復(fù)合成形工藝仿真

余小鵬, 王紫旻, 于忠奇, 羅益民, 郁 立

(1. 上海交通大學(xué) 上海市復(fù)雜薄板結(jié)構(gòu)數(shù)字化制造重點(diǎn)實驗室, 上海 200240;2. 上海航天精密機(jī)械研究所, 上海 201600)

運(yùn)載火箭鋁合金球形貯箱由沖壓成形的兩個半球殼焊接而成[1],為了減輕貯箱質(zhì)量,需要在沖壓半球殼表面進(jìn)行銑削加工.生產(chǎn)中半球殼采用多道次拉深+中間退火工藝,拉深件貼模精度差導(dǎo)致后續(xù)銑削厚度基準(zhǔn)確定難,造成半球殼壁厚均勻性差、結(jié)構(gòu)偏重問題出現(xiàn).通過增加法向壓應(yīng)力調(diào)控變形區(qū)應(yīng)力狀態(tài)是提升半球殼成形精度的重要途徑之一.苑世劍等[2-4]通過充液拉深方法調(diào)控變形鋁合金應(yīng)力狀態(tài),實現(xiàn)了半球殼精確成形,并在直徑3 350 mm箱底上應(yīng)用.除此以外,強(qiáng)力旋壓工藝也可以通過施加法向應(yīng)力提高成形件貼模精度.旋壓成形方法具有工藝柔性高、加工載荷低、制造周期短等技術(shù)優(yōu)勢[5],已成為國內(nèi)外箭體箱底整體化制造的一種方式[6].為此,本文針對鋁合金半球殼成形精度差問題,開展基于旋壓技術(shù)的半球殼成形精度提升方法研究.

旋壓成形是機(jī)床主軸帶動金屬板坯和芯模一同旋轉(zhuǎn)過程中側(cè)壓旋輪按照設(shè)定的加載軌跡將板坯逐漸貼靠芯模表面獲得回轉(zhuǎn)薄壁件的工藝方法.對于鋁合金曲面薄壁構(gòu)件旋壓成形,國內(nèi)外目前已開展了相關(guān)基礎(chǔ)性研究.Gao等[7-11]研究了大型薄壁殼體旋壓形成機(jī)理與不均勻協(xié)調(diào)機(jī)理,從而確定了成形質(zhì)量與旋壓參數(shù)的關(guān)系,并建立對應(yīng)的起皺預(yù)測模型;夏琴香[12]對鋁合金曲面薄壁構(gòu)件旋壓過程中的有限元建模仿真關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了詳細(xì)的研究;Zhang等[13]通過實驗和有限元模擬手段,揭示了薄壁封頭旋壓過程中的起皺機(jī)理;林波等[14]采用兩輪法旋壓成形試驗實現(xiàn)了半球殼體多道次普通旋壓成形;杜陳陽等[15-17]對鋁合金曲面薄壁件旋壓中的法蘭起皺發(fā)生規(guī)律進(jìn)行了研究,并提出了起皺預(yù)測模型.除了對成形缺陷的研究,針對鋁合金曲面薄壁件旋壓成形壁厚均勻性的改善也有諸多研究成果.Biplov等[18]采用數(shù)值模擬方法研究了流動旋壓參數(shù)對于半球形件厚度分布的影響;Jia等[19]分析了不同旋壓路徑對錐筒組合薄壁件成形性能的影響;宋金龍等[20]提出了基于普旋和剪旋規(guī)律的變厚度板坯設(shè)計方法,以此來改善半球件的壁厚均勻性;Gan等[21]對多道次普通旋壓加工中正程和反程軌跡分別進(jìn)行了參數(shù)化設(shè)計,并研究了軌跡關(guān)鍵參數(shù)對成形件壁厚的影響.

前期研究表明,半球形件普通旋壓成形過程在球形底部存在剪切旋壓變形特征,導(dǎo)致球形底部厚度遵循近似剪旋正弦律,減薄率在30%以上.為此,大型半球殼整體成形采用剪切旋壓和普通旋壓的復(fù)合成形技術(shù).相對整體加載的拉深成形而言,半球殼旋壓成形件減薄量更大,但也具有更好的成形精度.為此,綜合考慮拉深和旋壓的技術(shù)優(yōu)勢,針對中等規(guī)格航天鋁合金半球殼提出拉深-旋壓復(fù)合成形工藝.通過利用兩種工藝優(yōu)勢,實現(xiàn)構(gòu)件壁厚均勻性和輪廓精度協(xié)同提升,因只有拉深和旋壓工序轉(zhuǎn)換需要中間退火,也提高了加工效率.

1 拉深-旋壓復(fù)合工藝仿真模型

拉深-旋壓復(fù)合成形工藝如圖1所示,即先將板坯進(jìn)行拉深到一定的高度,中間退火后再進(jìn)行旋壓成形剩余部分.在半球殼拉深-旋壓復(fù)合成形中,沖壓和旋壓兩種工藝的分配比例不僅影響著成形件厚度均勻性和貼模精度,還影響著中間退火次數(shù).定義旋壓占比為其評價參數(shù),即旋壓占比δ為成形件與拉深件高度之差hs占成形件高度ht的比值,如圖1所示,并以全尺寸鋁合金半球殼為對象,研究該復(fù)合工藝中旋壓占比對半球殼成形件厚度和貼模度的影響,尋找合適的旋壓占比,為航天中小型鋁合金半球形件高精度加工提供技術(shù)支持.

圖1 鋁合金半球殼拉深-旋壓成形示意圖

1.1 有限元模型建立

拉深-旋壓復(fù)合成形中,板料拉深處于平面應(yīng)力狀態(tài)成形,而強(qiáng)力旋壓屬于板材體積成形.該半球殼使用圓形坯料為直徑1 666 mm、厚度8 mm的鋁合金退火材料,其屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為75 MPa和170 MPa.考慮到米級薄板坯料尺寸大,三維實體單元精確計算拉深-多道次旋壓耗時冗長,本文基于Abaqus/Explicit平臺建立了拉深-旋壓復(fù)合工藝的二維軸對稱有限元模型,兼顧了強(qiáng)力旋壓階段仿真精度與多道次全程加工計算效率.

仿真模型中,鋁合金板坯假設(shè)為各向同性彈塑性材料,板坯的網(wǎng)格類型為CAX4R,控制沙漏效應(yīng)的四節(jié)點(diǎn)縮減積分雙線性軸對稱四邊形,網(wǎng)格尺寸為4 mm;拉深模具和旋壓模具均設(shè)置為解析剛體.拉深模具的凹模圓角為50 mm,凸模為500 mm半球面;旋壓模具的芯模與拉深凸模同尺寸,旋輪圓角半徑為50 mm,尾頂直徑根據(jù)拉深件貼模區(qū)域大小進(jìn)行設(shè)計;假設(shè)變形鋁合金與凸模(芯模)、凹模、壓邊圈的接觸界面為滑動摩擦,摩擦因數(shù)假設(shè)為0.15,實際壓邊力對應(yīng)載荷為2 MPa;而變形鋁合金與旋輪的接觸界面為滾動摩擦,因數(shù)假設(shè)為0.02.

為了更好地模擬多道次成形過程中間退火的影響,在每一道次拉深仿真完成后,提取變形板坯的節(jié)點(diǎn)位置,對提交文件中的模具位置和板坯形狀進(jìn)行修改,消除板材應(yīng)力應(yīng)變場,并進(jìn)行下一道次成形過程仿真.

在拉深-旋壓復(fù)合成形仿真時,根據(jù)需要調(diào)節(jié)旋壓占比δ.旋輪工藝軌跡按照宋金龍[22]的規(guī)劃方法進(jìn)行設(shè)計.旋壓階段采用多道次旋壓的逐段貼模工藝,旋出軌跡采用凹曲線的線型,旋輪工藝軌跡規(guī)劃如圖2所示.圖中:φ為半徑與y軸夾角,即母線角度.相鄰道次的旋出點(diǎn)角度間隔為10°,根據(jù)不同旋壓占比增減普通旋壓道次數(shù);最后采用強(qiáng)力旋壓貼模整形,旋壓最大減薄率為原始板坯厚度的12.5%,需要說明的是在最初10° 范圍內(nèi)減薄率逐漸加大至12.5%.

圖2 多道次旋壓工藝軌跡設(shè)計圖

1.2 有限元模型可靠性分析

現(xiàn)有半球殼拉深工藝涉及多道次成形和中間退火,為了驗證所建立模型的可靠性,將全程拉深件壁厚仿真結(jié)果與實際測量值進(jìn)行對比,結(jié)果如圖3所示.圖中:t為壁厚.從圖3中看出,壁厚仿真值與實測值分布相吻合,只有在成形件底部仿真誤差偏大,最大壁厚偏差約為10%,這可能是實際沖壓過程中潤滑油涂抹不均勻性造成的.這說明所建立的多道次拉深數(shù)值仿真結(jié)果是可信的,可為復(fù)合成形過程的旋壓階段仿真提供偏差較小的預(yù)制坯.

圖3 拉深件厚度對比

2 拉深-旋壓復(fù)合成形工藝分析

為了研究拉深-旋壓復(fù)合過程旋壓占比對鋁合金半球殼成形精度的影響,獲得合適的旋壓占比,盡可能減少現(xiàn)有沖壓道次,本研究主要討論旋壓占比與壁厚和貼模度的關(guān)系.

2.1 旋壓占比對壁厚的影響

針對全程拉深(δ=0%)和旋壓占比δ=30%,50%,70%以及全程旋壓(δ=100%)共5種過程,完成多道次成形數(shù)值計算并提取拉深件和旋壓件的壁厚分布,繪制出鋁合金半球殼成形件壁厚分布曲線圖,如圖4所示.圖中:h為成形件上的點(diǎn)對應(yīng)板坯初始點(diǎn)到板坯中心的距離.

圖4 復(fù)合成形壁厚數(shù)值仿真結(jié)果

圖4(a)為5種成形條件下拉深階段成形件壁厚分布,圖4(b)為后續(xù)旋壓件的壁厚分布.需要說明的是:在δ=100%仿真中采用強(qiáng)力旋壓+普通旋壓的復(fù)合工藝路徑;圖4(a)中初始點(diǎn)水平徑向距離600 mm處的板坯在拉深過程中位于凹模圓角位置,受到一定的彎曲作用,進(jìn)而發(fā)生一定程度的減薄;初始點(diǎn)水平徑向距離700～833 mm的板坯為法蘭.從圖4(b)可以看出,對于鋁合金半球殼全程拉深件,頂部φ≤30° 范圍內(nèi)壁厚減薄較多,φ>30° 后,越靠近端口則壁厚減薄越小,其壁厚最薄處為6.5 mm.因采用復(fù)合旋壓方式,全程旋壓件強(qiáng)力旋壓部分構(gòu)件壁厚減薄較大.δ=30%,50%,70%的半球殼壁厚變化規(guī)律相似,這3種復(fù)合成形都在20° 附近出現(xiàn)壁厚最薄的區(qū)域,超過該區(qū)域成形件壁厚有所增加,且在旋壓開始后會出現(xiàn)一定程度的二次減薄.對比圖4(a)的拉深貼模段可見:拉深部分的構(gòu)件厚度分布在旋壓前后基本一致,這表明在δ≤70%時,旋壓加工對拉深件貼模部分的鋁合金壁厚影響不大.因此,相對于全程拉深或旋壓而言,拉深和旋壓復(fù)合的成形方法可以提高半球殼壁厚均勻性分布.

為了更好地選擇拉深-旋壓復(fù)合工藝旋壓占比,對復(fù)合工藝的構(gòu)件壁厚分布進(jìn)一步對比研究.可以得出:在球面件的頂部φ≤45°范圍內(nèi),δ=30%,50%,70%這3種情況的構(gòu)件壁厚變化規(guī)律基本一致,且隨著旋壓占比的減小,最小壁厚有減小趨勢,其中δ=30%對應(yīng)的構(gòu)件最小壁厚為6.7 mm,減薄率為16.25%;其他區(qū)域(45°<φ≤90°范圍),這3種工藝均在引入旋壓后出現(xiàn)二次減薄,且減薄程度隨著旋壓占比的增加而增加.主要原因是:盡管球頂部分完成拉深貼模,然而,因法蘭外緣的剛性約束,普通旋壓前期仍存在剪切變形成分,造成半球殼壁厚減薄,旋壓占比越大,二次減薄越明顯.綜合得出:δ=30%的半球殼旋壓二次減薄較大,δ=70%的半球殼拉深階段減薄率較大.因此,旋壓占比選擇過大或過小均會導(dǎo)致構(gòu)件減薄率過大的情況發(fā)生.

綜上所述,δ=50%的構(gòu)件減薄率相對較小,壁厚均勻性更好;從實際工序來看,δ=50%時,此時是實際全程拉深的第一道序,后續(xù)兩道拉深工序被一道旋壓替代,并減少了一道中間退火,縮短了工藝鏈長度.因此,選擇δ=50%的復(fù)合成形策略,可以將成形件的最小壁厚控制在7 mm附近.

2.2 回彈量及貼模度分析

對δ=0%,30%,50%,70%共4種工況的回彈進(jìn)行仿真計算,并提取回彈后構(gòu)件內(nèi)表面坐標(biāo)與理論型面的距離,得到構(gòu)件貼模間隙曲線,如圖5所示.圖中:c為成形件的貼模間隙.由圖可見:φ≤30° 范圍內(nèi)回彈均較小;30°<φ≤90° 范圍內(nèi)4種方案的貼模間隙呈先增大后減小的趨勢,其中全程拉深件在φ≥70° 時出現(xiàn)較大的回彈量,最大貼模間隙值為1.78 mm,其他3種復(fù)合成形(δ=30%,50%,70%)成形件貼模間隙走勢大致相同,均在φ=70° 附近出現(xiàn)較大回彈,最大間隙值為1.28 mm,相較于全程拉深有明顯下降.在3種復(fù)合成形中,δ=50%的貼模間隙值相對較大,δ=70%的間隙值相對較小,但是尺寸偏差仍沒有明顯改善.

圖5 四種方案仿真結(jié)果貼模間隙

綜合考慮壁厚均勻性以及尺寸偏差,選取δ=50%成形方案進(jìn)行成形件強(qiáng)力旋壓,從而提高貼模精度.從上述仿真結(jié)果看出:復(fù)合工藝在φ≥30°出現(xiàn)較大的貼模間隙.因此.選取強(qiáng)力旋壓起始點(diǎn)為φ=30°,并采取逐漸減薄工藝策略.成形件強(qiáng)力旋壓數(shù)值仿真結(jié)果如圖6所示.圖6(a)和圖6(b)分別為δ=50%成形件強(qiáng)力旋壓前后和全程拉深件的壁厚與貼模間隙對比.可以看出:加入強(qiáng)力旋壓后,0°≤φ≤30° 的成形件厚度基本沒有發(fā)生改變,30° <φ≤90°的板坯出現(xiàn)進(jìn)一步減薄,但是最終穩(wěn)定在7 mm附近,相比于強(qiáng)力旋壓前壁厚更加均勻.成形件在引入強(qiáng)力旋壓后構(gòu)件尺寸偏差更小,貼模間隙控制在0.75 mm以下.相比于全程拉深工藝,復(fù)合工藝得到的鋁合金半球殼具有更好的厚度均勻性和更小的貼模間隙.

圖6 半球殼強(qiáng)旋階段數(shù)值仿真結(jié)果

為了分析復(fù)合工藝和全程拉深過程的差異性,對成形完成時板坯中間層的應(yīng)力(σ)進(jìn)行提取,得到的應(yīng)力分布曲線如圖7所示.從圖7(a)中可以看出,兩種方案在經(jīng)向基本都是拉應(yīng)力,因此在回彈階段板材會往半球底部收縮,應(yīng)力越大收縮的變形量越大.由圖7(b)可得,全程拉深件在70°≤φ≤80° 時產(chǎn)生緯向壓應(yīng)力,這導(dǎo)致鋁合金半球殼卸載后在這個范圍尺寸變動更大,與經(jīng)向尺寸變動耦合后產(chǎn)生了更大回彈量,造成貼模度差.相比較而言,復(fù)合成形件應(yīng)力變化更加均勻,由于采用了逐漸減薄強(qiáng)旋策略,所以只在30°≤φ≤60° 時緯向應(yīng)力變化較大.

圖7 回彈前中間層應(yīng)力分布

綜合以上研究結(jié)果,相較于原拉深工藝,復(fù)合成形構(gòu)件壁厚更加均勻且貼模精度更高,這主要是由于旋壓的加入改變了半球殼的應(yīng)力狀態(tài).

3 拉深-旋壓復(fù)合成形實驗驗證

為了驗證復(fù)合成形方法在1 m級鋁合金半球殼上的可靠性,進(jìn)行了退火態(tài)鋁合金拉深-旋壓復(fù)合成形試驗.先將鋁合金板坯在原有的半球殼生產(chǎn)線上沖壓50%的高度,即沖壓深度為250 mm,隨后將退火態(tài)半成品工件安裝到雙旋輪強(qiáng)力旋壓機(jī)上進(jìn)行六道次普旋和強(qiáng)力旋壓成形,旋壓加工現(xiàn)場如圖8所示.

圖8 旋壓加工現(xiàn)場圖

試驗所制得的半球樣件如圖9所示.對其4條母線上分別取13個不同測點(diǎn)進(jìn)行壁厚測量.經(jīng)過測量,最小壁厚為6.63 mm,高于6.5 mm,達(dá)到厚度標(biāo)準(zhǔn).最小壁厚低于前面仿真結(jié)果的原因是:在實際旋壓試驗時,為了消除二次裝夾帶來的定位誤差,預(yù)先對拉深部分進(jìn)行強(qiáng)力旋壓保證工件和芯模緊密貼合,導(dǎo)致該部分厚度的減薄.按實際旋壓工藝路線對半球殼成形進(jìn)行仿真,得到壁厚仿真結(jié)果如圖10所示.可以看出:仿真值與試驗值的分布規(guī)律基本吻合,最大壁厚誤差為4.5%,從而驗證了上述結(jié)論的可靠性.另外,從工程應(yīng)用角度,采用本文數(shù)值仿真方法可以獲得可接受的計算精度,為大中型球面形構(gòu)件兼顧精度與效率的旋壓過程數(shù)值仿真提高了技術(shù)性驗證.

圖9 半球殼試驗件

圖10 復(fù)合工藝成形件厚度對比

隨后用圓弧形樣板對試驗件內(nèi)表面貼模度進(jìn)行檢驗,如圖11所示,樣板與試驗件內(nèi)表面沒有光縫,表明貼合良好,獲得了高的輪廓精度.

圖11 試驗件貼模情況評估

通過鋁合金半球殼拉深-旋壓復(fù)合成形工藝的實施,實現(xiàn)了該構(gòu)件厚度均勻性和貼模精度的提高,解決了傳統(tǒng)單一拉深工藝的不足.同時,中間退火減少至1次,提高了加工效率.

4 結(jié)論

針對鋁合金半球殼現(xiàn)有制造質(zhì)量的現(xiàn)狀,提出了拉深-旋壓復(fù)合工藝成形策略,提高成形件壁厚均勻性和尺寸精度.利用有限元方法研究了其改善厚度和精度的可行性,并開展試驗驗證,主要得到了以下結(jié)論:

(1) 基于Abaqus建立了拉深-旋壓復(fù)合工藝有限元模型,仿真結(jié)果表明:旋壓占比δ=50%的復(fù)合工藝的綜合成形效果最優(yōu),能有效改善半球殼的壁厚均勻性.

(2) 多道次普通旋壓件經(jīng)過強(qiáng)力旋壓改變了端口位置的應(yīng)力狀態(tài),有效提高了半球殼的貼模精度.

(3) 復(fù)合工藝試驗結(jié)果表明,旋壓占比δ=50%復(fù)合工藝可以獲得壁厚和貼模精度滿足制造要求的直徑1 m級鋁合金半球殼.