鋁合金球面薄壁件激光輔助剪切旋壓成形實驗

冉津宇, 王鳳琪, 于忠奇, 杜陳陽, 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 制造技術教研室, 俄羅斯 莫斯科 105005)

金屬旋壓成形作為一種先進的局部塑性成形方法,由于具有高成形性能、低加工載荷、短制造周期等技術優勢,逐漸成為航天飛行器薄壁構件高性能輕量化制造方法之一[1-3].旋壓成形中,由于材料塑性差、流動不均勻引發的斷裂和起皺是主要的缺陷形式[4-5].對于難變形材料或高精度薄壁構件,為避免成形時產生缺陷,會引入輔助能場來提高材料塑性,如電輔助成形[6]、超聲輔助成形[7]以及熱輔助成形等.使用熱輔助方式提高材料塑性的方式較為普遍,常用加熱方式包括火焰加熱、爐內加熱、感應加熱、溫室加熱和激光加熱等[8].對于激光加熱方式,激光熱源可實現局部高溫加熱,具有熱源集中和能量可控的優勢[9].將激光熱源引入強力旋壓成形中,能實現局部加熱與局部變形的合理匹配,是難成形薄壁構件的一種先進成形方法.

目前,已有學者在激光輔助旋壓成形工藝方面開展了試驗探索.在成形性改善方面,Klocke等[10]證實激光輔助旋壓可提升鉻鎳鋼15%～25%的成形性能.Brummer等[11]通過室溫下多種材料和激光輔助剪切旋壓的對比試驗,證實激光輔助旋壓可提升難變形材料可旋性.此外,Biermann等[12-13]在幾種薄板的增量成形試驗中也發現使用激光輔助成形能提升難變形材料的成形極限,同時改善成形精度、降低成形力.Duflou等[14-15]通過鋁合金5182增量成形試驗發現激光輔助成形可有效減小回彈.上述激光輔助成形研究表明:激光輔助不僅可以提高成形極限,也有助于提升成形精度、降低成形力.

激光溫度場作為局部加熱能場,與旋輪載荷場的匹配是關鍵問題之一.針對旋壓過程中激光照射點漂移問題,Klocke等[16]在激光器上增加了兩個旋轉自由度來實現復雜形狀構件旋壓過程中照射點位置的精準控制,但這套加熱運動支架裝置結構復雜,且需要專門工藝軟件來協同控制激光支架運動與旋輪運動,對通用數控旋壓機軟硬件改造費時費力.激光作為強局部熱源,適合引入強力旋壓成形中,然而,目前還缺少激光照射點偏移的數學關系模型.該模型不僅要提供激光熱源與通用旋壓機在剛性連接條件下的熱輸入偏差計算依據,也要為精準熱輸入條件下激光器加熱支架進給運動算法開發提供理論基礎.此外,激光熱源屬于面熱源,板坯加熱需要利用熱傳導實現厚向板坯加熱,為此,激光照射點要前置于旋輪作用點,如何確定二者的空間幾何關系值得討論.

在通用旋壓機上,本文通過剛性連接激光熱源建立熱剪切旋壓裝置,分析激光照射點漂移對熱輸入的影響,研究在激光熱源作用下的溫度場特征,建立合理的加熱點與旋壓作用點之間的幾何關系.在此基礎上,以橢球面構件為例開展鋁合金薄板室溫和激光輔助剪切旋壓試驗,證明激光作為輔助熱源在提升鋁合金薄板可旋性和成形精度方面具備技術優勢,為工程應用提供技術支持.

1 激光輔助旋壓試驗設計

1.1 激光輔助旋壓試驗平臺搭建

在ZENN-100數控旋壓機上搭建激光輔助旋壓平臺,如圖1所示.激光熱源為YLR-1500單模諧振激光發射器,通過支架將激光發射器固定在旋壓機的旋轉刀架上,與旋壓機床剛性連接,使激光加熱器與旋輪刀架空間位置相對固定.激光照射點始終位于旋輪作用點前側待變形區,且在周向上前置一段距離以實現對變形區的隨動加熱.

1—芯模;2—旋輪;3—尾頂組件;4—激光器組件;5—支架;A—激光照射點;B—旋輪作用點

聚焦激光輔助剪切旋壓成形性能研究參考文獻[17]中的評價方法,設計如圖2所示的橢球面芯模.芯模長軸半徑a=80 mm,短軸半徑b=60 mm,小端半徑R0=25 mm,自起旋位置起,旋壓半錐角α由90°逐漸減小至0°.

圖2 橢球面芯模

1.2 激光照射點漂移模型

在實驗設備關聯機構為剛性連接條件下,隨著旋輪進給,激光照射點會出現一定的偏差.偏差是由剪旋過程中芯模半徑變化引起的照射點位置偏移和剪切旋壓螺旋線加工軌跡所引起,這兩方面因素都會使激光熱源加載點的位置出現徑向和軸向偏差.

(1) 芯模半徑變化引起的照射點徑向位置偏移.

由于激光加熱器與旋輪刀架空間位置相對固定,即在XOY平面上,激光點-旋輪點間距L及其夾角β保持不變,如圖3所示.隨著旋輪進給,旋壓作用點B所處位置的芯模半徑Rw逐漸增大,后續激光照射點A′和旋輪作用點B′在徑向上會出現逐漸變大的偏差Δr1.令激光照射點A′處的芯模半徑為RL,結合旋輪作用點B′處的芯模半徑Rw,根據幾何關系計算徑向偏差距離Δr1.

圖3 激光照射點與旋輪作用點之間位置偏差

由圖3(a)可知,起旋位置芯模半徑為R0,則夾角為

(1)

旋輪移動到點B′,激光照射點A′處的芯模半徑為

(2)

激光照射點A′和旋輪作用點B′在徑向上存在偏差距離為

(3)

(2) 螺旋線軌跡引起的照射點徑向位置偏移.

旋壓屬于連續加載局部成形,旋輪工藝軌跡在XOY平面上的投影為阿基米德螺旋線如圖4所示,取OX軸為極軸,在極坐標系下其軌跡公式表示為

圖4 激光點與旋輪點位置關系

ρ=R0+Vrθ

(4)

式中:ρ為極徑;Vr為徑向進給比;θ為極角.極軸為通過芯模軸心的水平線.

因此,激光照射點A與旋輪作用點B存在徑向上偏差為

(5)

式中:θA和θB分別為點A和B點的極角;ρA和ρB分別為點A和B點的極徑.

Δr2,max=VrΔθ0

(6)

式中:Δθ0為在初始狀態下AB兩點間的極角差值.

在初始條件下,根據余弦定理有

(7)

綜上所述,由剛性連接引起的總徑向偏差為

Δr=Δr1+Δr2=

(8)

根據經驗,剪切旋壓沿母線方向進給比范圍一般為0.10～0.75 mm/r,該范圍內沿徑向分量Vr會更小,且Δθ較小,計算存在超越方程難以求得精確解析解的問題.根據式(6)和(7)可估算得知,徑向偏差變化范圍為0.009 mm≤Δr2,max≤0.094 mm.相比于Δr1屬于高階小量,因此可將剛性連接引起的徑向偏差近似認為

(9)

(3) 芯模半徑變化引起的照射點軸向偏差位置偏移.

如圖3(b)所示,在XOZ平面上,起旋時激光照射點A與旋輪作用點B在軸向上重合,隨著旋輪進給,激光照射點A與旋輪作用點B會處于不同的芯模半徑位置,導致其軸向位置產生偏差ΔZ.

軸向偏差距離ΔZ與芯模的外輪廓曲線方程相關,使用橢球面模具的外輪廓曲線方程為

(10)

(11)

由式(11)可知,ΔZ由Δr計算得到.如前文所述,螺旋線軌跡引起的照射點徑向位置偏移可忽略不計,因此其帶來的軸向偏差在本文中也忽略不計.

為了直觀描述式(9)中徑向偏差和式(11)中軸向偏差隨參數Rw和L的變化趨勢,使用MATLAB繪制變化曲面圖,如圖5所示.可知,隨著旋輪進給,徑向偏差和軸向偏差均逐漸增大;起旋時激光點-旋輪點間距越小,徑向偏差與軸向偏差也越小.

圖5 照射偏差與Rw和L的關系

2 激光輔助旋壓工藝設計

激光輔助旋壓中,提升成形性的關鍵是實現局部溫度場與局部載荷場的匹配程度.通過分析激光熱源作用下的鋁合金板材溫度場特征,提出激光照射點位置設計策略.

2.1 激光加熱溫度場仿真

在激光輔助旋壓仿真模型中,激光能場的輸入通常采用高斯面熱源,公式如下:

q(x,y)=

(12)

式中:q(x,y)為在點(x,y)處的熱流密度;P為激光發射功率;ra為激光在照射面形成的光斑半徑;α′為材料的光學吸收系數.

基于Abaqus/Implicit軟件二次開發功能,將式(12)嵌入傳熱仿真模型中,實現激光工藝參數對溫度場影響分析.圖6為激光掃掠鋁板傳熱有限元模型,其板坯尺寸為40 mm×100 mm×2 mm.選用DC3D8傳熱實體單元剖分板坯,厚度方向為10層單元,滿足較大厚向溫度梯度的數值模擬要求.鋁合金2024熱物性參數如表1所示,熱膨脹率對該仿真的溫度場影響不大,因此采用定值5.33×10-3.

表1 鋁合金2024材料熱物性參數

圖6 激光傳熱有限元模型

利用激光加熱溫度測量試驗[18]驗證仿真模型的準確性.試驗中,對鋁合金板雙面進行黑漆噴涂以提高激光吸收率,同時使用紅外攝像儀拍攝鋁合金反面實時溫度,得到某一時刻鋁合金板反面的溫度場分布,并與仿真模型計算值進行對比驗證.

圖7為不同激光功率和掃描速率條件下反面溫度(T)仿真結果與試驗對比.可以發現,仿真結果與試驗吻合很好,表明利用有限元模型反求激光加熱溫度場可信.

圖7 反面溫度有限元仿真與試驗對比

由激光熱源鋁合金板傳熱實驗可知,板材最大溫升主要與激光功率、掃描速率和離焦距離即激光在坯料上的照射點與激光束焦點的距離強相關[18],且板材反面即激光照射面的另一面溫升主要靠熱傳導,板材反面的最高溫度點滯后于板材正面.圖8為仿真結合實驗獲得的厚度2 mm鋁合金板受激光照射后的正反表面溫度分布曲線,條件為激光功率 1 000 W、掃描速率50 mm/s、離焦距離110 mm,橫軸定義為在激光掃描路徑上相對于圖6中模型左端的距離.該板材反面最高溫度點B1與正面激光照射點A沿激光掃描方向的距離Δx=3 mm.

圖8 鋁板正反兩側溫度曲線

數值仿真表明:激光功率對Δx影響較小,而隨掃描速率、離焦距離以及坯料厚度影響較大(見圖9).顯然,隨著離焦距離和掃描速率的減小,Δx也被縮短,這是由于離焦距離對熱流密度產生影響,而掃描速率則影響了鋁板單位面積接受的能量,而厚度則影響了坯料的熱傳導時間,因而滯后程度增加.

圖9 激光加熱參數對鋁合金正反面最高溫度點間距影響

2.2 激光照射位置設計

對于剪切旋壓,旋輪附近變形區常分為主變形區和拉彎區,如圖10所示,本文試驗采用的旋輪圓角半徑為5 mm,將旋輪作用區以1 mm間隔分為5個區域.考慮坯料在旋輪作用區反面的拉彎區會產生拉應變,易發生拉裂.因此,將熱源加載在拉彎區,提高拉彎區附近的材料塑性,可有效預防旋壓過程中坯料拉裂.同時,在剪旋后期激光照射點會出現徑向偏差,即向主變形區偏移約0.56 mm的現象,為此設定激光照射中心點在拉彎區中心偏向法蘭一側,即圖10所示的區域4,這樣可使得照射點在整個旋壓過程中始終作用在拉彎中心區附近,有利于提升材料塑性,且同時盡量降低激光照射點漂移帶來的徑向偏差對溫度的影響.

圖10 旋輪作用區

3 鋁合金板材激光輔助旋壓試驗

3.1 旋壓試驗設計與成形件質量評價方法

使用較難成形的鋁合金7075-T6開展室溫和激光輔助剪旋對比實驗以驗證可旋性;使用較易成形的鋁合金2024-O以驗證激光輔助旋壓對尺寸精度的影響,相關工藝參數如表2所示.Δx由仿真數據得到,當A、B點間距為7 mm時,滿足2.2節中激光照射點位置選取原則.激光加熱在板坯厚度方向為變溫過程,利用圖6仿真模型, 7075-T6態鋁合金反面最高溫度約為320 ℃,2024-O態鋁合金反面最高溫度約為150 ℃.

表2 激光輔助剪旋實驗參數

使用Leitz PMM-XI三坐標儀測量旋壓件的4條母線的內表面輪廓坐標點,通過平均化處理獲得內表面輪廓曲線和成形件貼模度,如圖11所示.并基于Faro三維激光掃描測量臂和逆向工程軟件Geomagic Qualify重構試驗件內外表面的三維輪廓,獲得試驗件壁厚分布和成形件的壁厚,如圖12所示.

圖11 試驗件貼模度測量

3.2 板料可旋性提升

7075-T6鋁合金室溫和激光輔助旋壓成形件如圖13所示.室溫下旋壓進行至中段時板坯發生斷裂,此時對應臨界半錐角約為40°,最小壁厚為1.19 mm,而對于激光輔助旋壓件,旋壓至半錐角19.58°仍未發生斷裂,最小壁厚為0.62 mm.與室溫旋壓相比,該件最大減薄率提升約30%,證實了激光輔助旋壓可顯著提高難變形板材的可旋性.需要指出的是,時效態鋁合金可旋性提高的同時,激光熱源也對時效態鋁合金中第二相粒子產生回溶現象,導致其硬度略有下降[19].本文使用時效態鋁合金板材僅用于證明可旋性可被明顯提高.

圖13 7075-T6鋁合金試驗件

3.3 尺寸精度提升

2024-O鋁合金室溫和激光輔助旋壓成形件如圖14所示,激光輔助旋壓件最小壁厚為0.92 mm,冷旋件為1.19 mm.試驗件貼模間隙和壁厚減薄率曲線如圖15所示.從圖15(a)可以看出,激光輔助旋壓件幾乎完全貼合芯模輪廓線;而室溫旋壓件與芯模之間存在一定的貼模間隙,且隨著芯模半徑增大,貼模間隙逐漸增大.該間隙產生的原因是:隨著剪切半錐角變小,厚度減薄明顯,且材料產生明顯的加工硬化問題,共同引起成形回彈,導致貼模間隙逐漸變大.由于激光輔助旋壓明顯降低了材料的屈服應力,所以貼模度較室溫旋壓更好.

圖14 2024-O鋁合金試驗件

圖15 2024-O鋁合金試驗件尺寸測量

圖15(b)的厚度分布曲線對比表明:激光輔助旋壓件厚度稍大于正弦規律中的剪切理論厚度,且偏離值幾乎恒定,這主要是由旋壓機刀桿退讓造成的;而室溫旋壓件厚度產生了更大偏差,且隨著剪切半錐角變小,偏差值變大,這說明隨著厚度減薄增加以及加工硬化的出現,徑向旋壓力增加帶來了更大的設備退讓,導致厚度偏差加大.

綜上所述,激光輔助旋壓成形可提升旋壓成形件的貼模度,且壁厚更接近理論值,這表明激光輔助旋壓可有效提升鋁合金旋壓尺寸精度.同時,證實在本文所使用的模具和設備條件下,激光輔助剪切旋壓工藝設計方法可行.

4 結論

搭建激光輔助剪切旋壓實驗平臺,建立成形過程中激光照射點漂移模型,提出激光照射位置設計方法,開展鋁合金薄板室溫和激光輔助剪切旋壓試驗,獲得如下結論:

(1) 在截面半徑變化不大于60 mm的構件截面變動條件下,激光加熱溫度波動在5%以內,波動不明顯,可以滿足激光輔助旋壓試驗的近似均勻熱輸入的要求.

(2) 定義出剪切旋壓過程中激光在板坯法蘭上照射點的空間位置,激光照射點應在旋輪拉彎區靠近法蘭一側.

(3) 激光輔助旋壓可顯著提高難成形薄板可旋性,7075-T6態鋁合金減薄率可增加30%,同時明顯改善薄壁旋壓件貼模度和厚度均勻性.