楊 合，詹 梅，李 甜，王巧玲

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；2. 西北工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安 710072)

鋁合金大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓研究進(jìn)展

楊 合1,2，詹 梅1,2，李 甜1,2，王巧玲1,2

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；2. 西北工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安 710072)

大型復(fù)雜薄壁殼體是航空航天等高技術(shù)產(chǎn)業(yè)迅速發(fā)展的迫切需求，帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體是其中的典型代表。然而，帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓卻是一個(gè)多因素耦合作用下的復(fù)雜塑性成形過程。作者采用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，以鋁合金帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體為代表，建立大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓全過程仿真平臺(tái)與模型，研究不同條件下大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓及其特征結(jié)構(gòu)旋壓過程中的不均勻塑性變形行為和成形缺陷的形成機(jī)理。揭示不同塑性變形行為對(duì)工件內(nèi)筋質(zhì)量的影響規(guī)律，獲得對(duì)不同塑性變形行為有決定性影響的因素，確定合理的毛坯、工藝和旋輪參數(shù)的選擇準(zhǔn)則。研究結(jié)果對(duì)發(fā)展大型復(fù)雜薄壁殼體精確成形技術(shù)具有重要的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

鋁合金；大型復(fù)雜薄壁殼體；橫向內(nèi)筋；多道次復(fù)合旋壓；全過程仿真優(yōu)化

隨著航空航天等高技術(shù)產(chǎn)業(yè)的迅速發(fā)展，先進(jìn)飛機(jī)、航天器、火箭及導(dǎo)彈中迫切需要大量采用結(jié)構(gòu)效益十分顯著的大型整體復(fù)雜薄壁殼體，以減輕質(zhì)量和提高整體性能，新一代飛機(jī)和航天器等更是如此。帶內(nèi)筋大型整體復(fù)雜薄壁殼體就是其中的典型代表。然而，這些構(gòu)件大型整體化、薄壁輕量化、形狀復(fù)雜化，性能要求苛刻，材料成形困難。由于問題的復(fù)雜性和現(xiàn)有整體成形技術(shù)的限制，目前我國(guó)對(duì)這些大型整體復(fù)雜薄壁殼體不得不采用旋壓成形和機(jī)加工相結(jié)合，并主要靠機(jī)加工來保證成形精度和成形質(zhì)量的工藝路線與制造技術(shù)[1]。這不僅使這些構(gòu)件的可靠性差，而且制造周期長(zhǎng)、材料利用率低。

目前，關(guān)于帶內(nèi)筋構(gòu)件的研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者將重點(diǎn)集中在包括齒輪在內(nèi)的縱向內(nèi)筋構(gòu)件成形過程等方面的研究，如各種工藝參數(shù)下應(yīng)力、應(yīng)變變化規(guī)律以及內(nèi)筋的成形質(zhì)量，另外還包括對(duì)成形缺陷成形機(jī)理及預(yù)測(cè)等方面的研究[2?9]。另外，李亞輝等[10?12]及DAVIDSON等[13]開展了大型錐形件、筒形件以及復(fù)雜曲面薄壁異性件成形質(zhì)量以及工藝參數(shù)等方面的研究。然而，對(duì)于帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體方面的研究卻鮮見報(bào)道，而此類構(gòu)件在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用日漸廣泛，因此，有必要開展帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓方面的一系列研究。為了提高其工件成形質(zhì)量和成形極限，多道次復(fù)合旋壓已成為成形帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體的一種首選成形方式[14?16]。然而，通過復(fù)合旋壓成形，不僅要獲得滿足精度要求的輪廓外形，而且還要獲得充填飽滿的內(nèi)筋，所以，和傳統(tǒng)的普旋和強(qiáng)旋成形相比，帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓成形過程的影響因素更多，成形機(jī)理更加復(fù)雜。在多道次大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓的成形過程中，材料要經(jīng)歷復(fù)雜的多道次局部加載、卸載和不均勻變形，更易出現(xiàn)起皺、破裂、筋部充填不滿、旋輪前方金屬堆積等缺陷。因此，迫切需要開展大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓精確成形全過程建模仿真、塑性變形行為和缺陷形成機(jī)理、毛坯與過程和模具優(yōu)化研究，為該成形過程及其模具優(yōu)化設(shè)計(jì)與控制提供依據(jù)。這對(duì)發(fā)展大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓精確成形技術(shù)，提高大型復(fù)雜薄壁殼體的高質(zhì)量、低成本、短周期制造技術(shù)水平和能力具有重大戰(zhàn)略意義和十分迫切的現(xiàn)實(shí)意義。

1 研究思路與方法

由于大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓是一個(gè)多道次、多參數(shù)耦合的高度非線性復(fù)雜過程，因此，基于理論、經(jīng)驗(yàn)和反復(fù)試驗(yàn)的方法難以滿足對(duì)該過程數(shù)字化、高技術(shù)化發(fā)展的需求。而計(jì)算機(jī)建模仿真優(yōu)化與理論分析及實(shí)驗(yàn)研究有機(jī)結(jié)合的方法，能虛擬成形現(xiàn)實(shí)，將大量反復(fù)試驗(yàn)在計(jì)算機(jī)上完成，可以比理論和實(shí)驗(yàn)做得更全面、更深刻、更細(xì)致，可以進(jìn)行一些理論和實(shí)驗(yàn)暫時(shí)還做不到的研究，已成為研究與發(fā)展先進(jìn)精確塑性成形技術(shù)，高質(zhì)量、低成本、短周期、自主創(chuàng)新地實(shí)現(xiàn)塑性成形產(chǎn)品開發(fā)的強(qiáng)有力工具。

因此，本文報(bào)告的工作采取以計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬仿真為主，并與實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，以鋁合金帶內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體為研究對(duì)象，先提取大型復(fù)雜薄壁殼體的典型特征，建立橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)旋壓成形有限元仿真模型，并結(jié)合大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形全過程仿真分析模型，開展大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓毛坯、過程和模具優(yōu)化以及旋壓過程中不均勻變形、塑性變形行為與成形缺陷研究。

2 大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓精確成形全過程的建模與仿真

大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓精確成形全過程的建模仿真研究已成為宇航高新技術(shù)發(fā)展的迫切要求，然而面臨復(fù)雜非線性導(dǎo)致的有限元計(jì)算的效率和精度難于平衡、網(wǎng)格易畸變、材料性能難于準(zhǔn)確描述、多道次旋壓建模繁鎖易出錯(cuò)等難題。

2.1 有限元計(jì)算方法的選擇

在大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形過程中，考慮旋輪和坯料外表面、芯模和坯料內(nèi)表面的復(fù)雜動(dòng)態(tài)接觸，并根據(jù)大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形過程的特點(diǎn)及隱式、顯式算法的特點(diǎn)及其適用范圍，采用基于動(dòng)態(tài)顯式算法的ABAQUS/Explicit模塊模擬計(jì)算大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形與道次間退火，采用將ABAQUS/Explicit的旋壓成形結(jié)果導(dǎo)入ABAQUS/Standard模塊的方法，實(shí)現(xiàn)對(duì)回彈的建模分析[16]。

2.2 屈服準(zhǔn)則的選擇

考慮到鋁合金大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓具有體積成形和板材成形的綜合特征，板料的厚向異性特征對(duì)成形具有較大影響，因此，為了更準(zhǔn)確地描述材料的各向異性，提高模型的計(jì)算精度，采用希爾1948各向異性屈服準(zhǔn)則來考慮金屬板料的厚向異性特征[17]。發(fā)現(xiàn)隨著板料厚向異性指數(shù)r的變化，成形過程中塑性變形區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)及金屬流動(dòng)特征具有很大的差別，如圖1所示。

圖1 不同厚向異性指數(shù)r下工件的變形行為Fig.1 Deformation behaviors of workpieces with different r:(a) r=0.776; (b) r=1.276; (c) r=1.000

2.3 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)應(yīng)用策略

鑒于內(nèi)筋成形區(qū)域是大型復(fù)雜薄壁殼體多道次旋壓成形過程中需要關(guān)注的特征區(qū)域，有必要對(duì)該區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行充分細(xì)化，并采用網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)。為避免網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)對(duì)整個(gè)板料范圍內(nèi)網(wǎng)格都進(jìn)行重新劃分而使所關(guān)注的內(nèi)筋區(qū)域的網(wǎng)格難以得到充分細(xì)化，并避免旋輪進(jìn)給至兩個(gè)網(wǎng)格密度的交界處可能引起的網(wǎng)格嚴(yán)重扭曲變形，提出了采用帶緩沖區(qū)的分區(qū)域、分階段網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)應(yīng)用策略(見圖2)，由此避免了成形過程中的網(wǎng)格畸變[17]。

2.4 多道次復(fù)合旋壓建模仿真平臺(tái)的研發(fā)

采用python語言并基于ABAQUS用戶圖形界面(GUI)工具，研究解決了關(guān)鍵字注冊(cè)、快速獲取建模命令并改寫為后臺(tái)程序主函數(shù)、復(fù)雜芯模形狀的生成以及網(wǎng)格的控制等關(guān)鍵技術(shù)，開發(fā)了多道次復(fù)合旋壓建模仿真平臺(tái)(圖3所示為該平臺(tái)建模的參數(shù)輸入界面)，可實(shí)現(xiàn)多道次復(fù)合旋壓模型的快速建模分析[18]。

圖2 采用帶緩沖區(qū)的網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)與否的模擬結(jié)果對(duì)比Fig.2 Comparison of mesh technologies with and without buffer zone: (a) Without buffer zone; (b) With buffer zone

圖3 多道次旋壓建模仿真平臺(tái)建模參數(shù)輸入界面Fig.3 Parameters input interface for FEM simulation of multi-pass spinning module

2.5 有限元模型的建立

根據(jù)大型復(fù)雜薄壁殼體的構(gòu)件特征及多道次復(fù)合旋壓的變形特征，基于該平臺(tái)，建立了大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形全過程的三維仿真模型(見圖4～6)，實(shí)現(xiàn)了對(duì)大型復(fù)雜薄壁殼體的多道次復(fù)合旋壓、退火、回彈全過程以及材料復(fù)雜不均勻塑性變形行為的描述[16,19?24]。在對(duì)成形過程系統(tǒng)的力學(xué)分析的基礎(chǔ)上，提取大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓的典型特征，建立了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形仿真模型[17,25?28](見圖7)。上述平臺(tái)與模型的建立，為大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓變形分析、模具設(shè)計(jì)、工藝參數(shù)選取、過程優(yōu)化控制等提供了高效、可靠的分析工具。

圖4 第1道次模型Fig.4 FE model for the first pass

圖5 第2道次模型及芯模Fig.5 FE model for the second pass and mandrel

2.6 失穩(wěn)起皺的預(yù)測(cè)

采用動(dòng)態(tài)顯式有限元數(shù)值模擬方法，實(shí)現(xiàn)了大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓過程中失穩(wěn)起皺的仿真分析與預(yù)測(cè)。圖8所示為大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓過程仿真分析和實(shí)驗(yàn)中出現(xiàn)的凸緣起皺缺陷[19?20,22]。

圖6 第3道次旋壓模型及芯模Fig.6 FE model for the third pass and mandrel

圖7 帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)旋壓模型及芯模凹槽Fig.7 FE model for spinning of parts with inner rib and groove of mandrel

圖8 旋壓過程中的凸緣起皺Fig.8 Flange wrinkling during spinning process

2.7 破裂的預(yù)測(cè)

考慮材料的損傷值與塑性應(yīng)變之間的非線性關(guān)系，改進(jìn)了Lemaitre韌性斷裂準(zhǔn)則[29?30]。基于有限元軟件ABAQUS/Explicit的VUMAT平臺(tái)，分別建立了耦合Lemaitre損傷模型和耦合改進(jìn)的Lemaitre損傷模型的本構(gòu)方程用戶子程序[29?32]，建立了預(yù)測(cè)大型復(fù)雜薄壁殼體多道次旋壓破裂的模型。結(jié)果表明，改進(jìn)的Lemaitre準(zhǔn)則的預(yù)測(cè)精度高，如圖9所示。采用改進(jìn)的Lemaitre準(zhǔn)則對(duì)大型復(fù)雜薄壁殼體多道次旋壓的研究發(fā)現(xiàn)，該過程中易于出現(xiàn)非筋部過度減薄拉裂缺陷，如圖10和11所示。獲得了偏離率和芯模轉(zhuǎn)速等工藝參數(shù)對(duì)破裂的影響規(guī)律，提出了通過控制芯模轉(zhuǎn)速、旋輪進(jìn)給比、偏離率，尤其是控制旋輪軌跡來控制破裂的方法[29?30]。

3 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓的不均勻塑性變形行為與成形缺陷

對(duì)橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓過程中的不均勻塑性變形行為與成形缺陷進(jìn)行深入、系統(tǒng)的研究，已成為發(fā)展旋壓精確成形技術(shù)、充分發(fā)揮旋壓技術(shù)優(yōu)勢(shì)所迫切需要解決的重要基礎(chǔ)問題，也是進(jìn)行毛坯、工藝和模具優(yōu)化的前提。

3.1 全過程不均勻塑性變形行為

模擬分析了不同毛坯形狀、旋壓道次、旋輪軌跡、間隙、旋輪進(jìn)給比、芯模轉(zhuǎn)速等條件下帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓成形過程，歸納獲得了大型復(fù)雜薄壁殼體在多道次復(fù)合旋壓過程中不同變形區(qū)及特征區(qū)域的不均勻變形特征[19?20,23,33?36]。圖12所示為旋壓成形帶橫向內(nèi)筋復(fù)雜薄壁殼體過程中筋部上區(qū)、筋部特征區(qū)、筋部下區(qū)的不均勻變形特征[23,33]。結(jié)果表明，在旋壓成形筋部上區(qū)(見圖12(a)～(d))，大變形集中于旋輪作用的環(huán)帶區(qū)以及旋輪后方的已成形區(qū)，并且隨著旋壓過程的進(jìn)行，大變形區(qū)不斷擴(kuò)大。進(jìn)入筋部成形階段后(見圖12(e))，大變形區(qū)集中于工件筋部和與筋部上區(qū)交接處。直到筋部成形結(jié)束(見圖12(f))，筋部與筋部上區(qū)和筋部下區(qū)的交接處都成為大變形區(qū)。在隨后成形筋部下區(qū)的過程中(見圖12(g))，大變形區(qū)始終位于筋部與筋部下區(qū)的交接處。

圖9 采用改進(jìn)前后的Lemaitre準(zhǔn)則對(duì)錐形件旋壓破裂的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較Fig.9 Comparison among experimental results and predicted results of crack by using Lemaitre criterion and modified Lemaitre criterion for cone spinning: (a) Lemaitre criterion; (b) Modified Lemaitre criterion; (c) Experiment

圖10 第1道次旋壓過程中的非筋部破裂Fig.10 Non-rib region crack during the first pass spinning

圖11 第3道次旋壓過程中的非筋部破裂Fig.11 Non-rib region crack during the third pass spinning

3.2 筋部特征結(jié)構(gòu)不均勻塑性變形行為

通過系統(tǒng)研究不同毛坯、工藝與模具參數(shù)條件下，帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)強(qiáng)旋成形過程中的不均勻變形，發(fā)現(xiàn)帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)強(qiáng)旋成形過程中的4種塑性變形行為：大間隙不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為、小進(jìn)給不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為、飽滿內(nèi)筋塑性變形行為和不穩(wěn)定塑性變形行為，如圖13～16所示[17,37]。其中，大間隙不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為發(fā)生在旋輪和芯模間隙值較大時(shí)。此時(shí)，不論旋輪進(jìn)給比和芯模轉(zhuǎn)速如何變化，在內(nèi)筋成形階段，工件的內(nèi)表面在內(nèi)筋成形階段不與芯模接觸，塑性變形區(qū)的金屬都不能完全充滿芯模凹槽，如圖13所示。小進(jìn)給不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為發(fā)生在當(dāng)旋輪進(jìn)給比較小時(shí)。在此條件下，非筋區(qū)域成形過程中，塑性變形區(qū)的切向拉應(yīng)變很大，導(dǎo)致工件產(chǎn)生擴(kuò)徑現(xiàn)象，使得工件內(nèi)表面在成形過程中不與芯模接觸，最終也不能獲得充填飽滿的內(nèi)筋，如圖14所示。飽滿內(nèi)筋塑性變形行為發(fā)生在旋輪和芯模的間隙較小，但旋輪進(jìn)給比較大時(shí)。在此成形過程中，塑性變形區(qū)的切向拉應(yīng)變很小，工件的內(nèi)表面一直與芯模接觸，在內(nèi)筋成形階段，塑性變形區(qū)中的金屬易于流入芯模凹槽形成飽滿內(nèi)筋，如圖15所示。不穩(wěn)定塑性變形行為在旋輪和芯模的間隙很小的條件下發(fā)生。在此條件下，無論旋輪進(jìn)給率和芯模轉(zhuǎn)速如何取值，塑性變形過程都開始變得不穩(wěn)定，在成形區(qū)，工件產(chǎn)生局部過度減薄甚至拉裂，如圖16所示。

3.3 缺陷形成機(jī)理

圖12 第3道次旋壓成形中的等效應(yīng)變塑性分布Fig.12 Equivalent plastic strain distribution during the third pass spinning: (a) t=10.29 s; (b) t=30.98 s; (c) t=45.98 s; (d) t=56.27 s;(e) t=61.07 s; (f) t=63.82 s; (g) t=67.25 s

研究發(fā)現(xiàn)，在大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓和特征結(jié)構(gòu)旋壓成形過程中，除了易于出現(xiàn)上述起皺、局部過度減薄甚至拉裂、筋部充填不滿等缺陷外，還易于出現(xiàn)筋部?jī)?nèi)凹、筋部外凸、拉彎局部減薄和貼模度差等缺陷，如圖17～20所示。采用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，揭示了這些缺陷與大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓過程中不均勻變形與成形質(zhì)量和成形缺陷的關(guān)聯(lián)關(guān)系[17,38]。其中，拉彎局部減薄是由于在以拉彎為主的大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓成形過程中，不斷增加的切向拉應(yīng)力導(dǎo)致工件已成形區(qū)的壁部出現(xiàn)局部減薄，如圖17所示。工件筋部的內(nèi)凹變形(見圖18)，主要是由于預(yù)成形坯料的壁厚過小，導(dǎo)致塑性變形區(qū)中的金屬較少，難以充滿芯模凹槽。工件筋部的外凸變形(見圖19)則是由于預(yù)成形坯料的壁厚較小，導(dǎo)致成形過程中塑性變形區(qū)的金屬在徑向壓應(yīng)力作用下失穩(wěn)所致。而較大的正、負(fù)偏離引起的凸緣不均勻附加變形以及卸載回彈的影響，易造成工件局部較大的不貼模缺陷，如圖20所示。

圖13 大間隙不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為Fig.13 Plastical deformation behavior of unfittability and under-filled inner rib at large spinning clearance: (a) Before deformation of inner rib; (b) During deformation of inner rib

圖14 小進(jìn)給不貼模不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為Fig.14 Plastic deformation behavior of unfittability and under-filled inner rib at small feed ratio: (a) Before deformation of inner rib;(b) During deformation of inner rib

圖15 飽滿內(nèi)筋塑性變形行為Fig.15 Plastic deformation behavior of full filled inner rib: (a) Before deformation of inner rib; (b) During deformation of inner rib

圖16 局部過渡減薄不穩(wěn)定塑性變形行為Fig.16 Unstable plastic deformation behavior of localized over-thinning: (a) Before localized over-thinning; (b) During localized over-thinning

圖17 拉彎造成的局部減薄及筋部充填不飽滿Fig.17 Localized over-thinning and under-fill of inner rib caused by stretch bending

圖19 工件筋部位外凸Fig.19 Outside-curve in region of inner rib

圖20 大偏離下的不貼模缺陷Fig.20 Defect of unfittability at large deviation

4 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓預(yù)成形毛坯優(yōu)化

在帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體和特征結(jié)構(gòu)旋壓成形過程中，預(yù)成形坯料的形狀和尺寸對(duì)塑性變形區(qū)金屬的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)和流動(dòng)特征以及成形缺陷具有重要的影響。

為此，首先基于有限元數(shù)值模擬方法研究了不同形狀和尺寸的預(yù)成形坯料對(duì)帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件強(qiáng)旋成形過程的影響規(guī)律(見圖21和22)，確定了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件強(qiáng)旋成形過程預(yù)成形坯料的最佳形狀為與芯模等半錐角的錐形[17,39]。對(duì)不同壁厚與芯模等半錐角錐形的預(yù)成形坯料進(jìn)行了系統(tǒng)研究，結(jié)果表明，在同樣的成形條件下，內(nèi)筋圓角 1(見圖21)是最不易充填飽滿的區(qū)域[17,39]。因此，內(nèi)筋圓角1成形階段是帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)強(qiáng)旋成形過程能否獲得合格工件的關(guān)鍵。在此基礎(chǔ)上，確定了預(yù)成形坯料壁厚t0的合理取值范圍為 h/δ2＜t0＜h/δ1(h 為內(nèi)筋高度，δ1和 δ2分別為預(yù)成形毛坯壁厚減薄率的最小和最大值)。還研究了毛坯直徑對(duì)大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓過程中不均勻變形以及缺陷的影響規(guī)律[19,40](見圖23和24)。研究發(fā)現(xiàn)，隨著坯料直徑的增加，成形區(qū)與成形外端之間連續(xù)不間斷的相互影響、相互作用更加明顯，因此，增加了質(zhì)量控制的難度，由此確定在滿足大型復(fù)雜薄壁殼體成形要求的基礎(chǔ)上，應(yīng)盡量選用直徑較小的初始毛坯。此研究結(jié)果為進(jìn)一步研究工藝和旋輪幾何參數(shù)對(duì)帶橫向內(nèi)筋錐形件強(qiáng)旋成形過程的影響規(guī)律奠定了基礎(chǔ)，對(duì)研究和揭示該過程的成形機(jī)理具有重要的意義。

圖21 平板毛坯在旋壓不同階段的切向拉應(yīng)變Fig.21 Tangential tensile strain of blank workpiece during spinning: (a) Forming stage of non-rib region; (b) Forming of round corner in inner rib region; (c) Stage after forming of round corner in inner rib region; (d) Localized over-thinning

圖22 半錐角較大的錐形預(yù)成形坯料成形過程示意圖Fig.22 Schematic illustration of spinning process of performed blank with large semi-cone angle: (a) Before flange bending; (b) After flange bending

圖23 毛坯直徑對(duì)應(yīng)力的影響Fig.23 Effect of workpiece diameters on stress

圖24 周向壓應(yīng)力和切向拉應(yīng)力最大值的變化Fig.24 Variation of maximum hoop compressive stress and tangential tensile stress

5 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓過程優(yōu)化

在帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓成形過程中，內(nèi)筋成形階段和非筋成形階段的變形方式有很大不同，其成形機(jī)理較傳統(tǒng)的普旋和強(qiáng)旋成形過程復(fù)雜得多。且該成形過程對(duì)工藝參數(shù)非常敏感，其合理的工藝參數(shù)范圍很窄。如果不能合理地匹配工藝參數(shù)，就容易導(dǎo)致工件產(chǎn)生缺陷。因此，研究工藝參數(shù)對(duì)帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓成形過程的影響規(guī)律并確定合理工藝參數(shù)的選擇準(zhǔn)則是一項(xiàng)挑戰(zhàn)性很高的工作。

為此，采用數(shù)值模擬仿真為主并結(jié)合理論分析和實(shí)驗(yàn)，研究了對(duì)大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓成形質(zhì)量和成形精度具有顯著影響的因素及其影響規(guī)律，優(yōu)化確定了旋壓道次、旋壓方式、道次內(nèi)變形量的分配、旋輪運(yùn)動(dòng)方式以及各道次芯模轉(zhuǎn)速、旋輪進(jìn)給比、偏離率等工藝參數(shù)，表1所列為工藝參數(shù)對(duì)剪切旋壓預(yù)成形錐形工件的正交實(shí)驗(yàn)優(yōu)化結(jié)果[19,22]。圖25～27所示為不同旋壓間隙下由單錐形件旋壓成形雙錐形件的周向壓應(yīng)力、切向拉應(yīng)力、壁厚和貼模度[20,22]。圖28所示為工藝參數(shù)(旋輪圓角半徑 R、旋輪進(jìn)給比 f、旋輪與坯料之間的摩擦因數(shù)μ、旋輪安裝角β和芯模轉(zhuǎn)速n，其取值見表2)對(duì)雙錐形件旋壓成形帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件的正交實(shí)驗(yàn)優(yōu)化結(jié)果[23,33]。

研究了工藝參數(shù)對(duì)帶內(nèi)筋特征旋壓件不均勻變形程度和表面質(zhì)量的影響，結(jié)果如圖29和30所示[17]。由圖29和30可知，隨著旋輪和芯模間隙的增加，工件的不均勻變形程度先減小后增大。隨著旋輪進(jìn)給比的增加，工件的不均勻變形程度逐漸減小，芯模轉(zhuǎn)速對(duì)工件的不均勻變形程度基本沒有影響；隨著旋輪與芯模間隙的增加或者旋輪進(jìn)給比的減小，工件表面的粗糙度減小。芯模轉(zhuǎn)速對(duì)工件的表面質(zhì)量影響不大。

圖25 不同旋壓間隙下的周向壓應(yīng)力和切向拉應(yīng)力Fig.25 Hoop compressive stress(a) and tangential tensile stress(b) at different spinning clearances

圖26 不同旋壓間隙下的壁厚Fig.26 Thickness at different spinning clearances

圖27 不同旋壓間隙下的貼模度Fig.27 Fittability at different spinning clearances

圖28 工藝參數(shù)對(duì)由雙錐形件旋壓成形帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件成形質(zhì)量的影響Fig.28 Effect of process parameters on forming quality of workpiece with inner ribs: (a) Maximum tangential tensile stress; (b)Under-filled degree of inner rib; (c) Thickness difference in non-rib region; (d) Inhomogeneous deformation degree in large tapered angle; (e) Inhomogeneous deformation degree in small tapered angle; (f) Inhomogeneous deformation degree in inner rib region

表2 模擬過程中的各參數(shù)水平取值Table 2 Values of parameters during simulation process

圖29 工藝參數(shù)對(duì)工件不均勻變形程度的影響Fig.29 Effect of process parameters on inhomogeneous deformation degree: (a) f=1.0 mm/r, n=100 r/min; (b) f=2.0 mm/r, n=100 r/min; (c) C=2.0 mm, f=1.0 mm/r

圖30 工藝參數(shù)對(duì)工件表面粗糙度的影響Fig.30 Effect of process parameters on surface roughness of workpiece: (a) f=1.0 mm/r, n=100 r/min; (b) C=2.0 mm, n=100 r/min; (c) C=2.0 mm, f=1.0 mm/r

根據(jù)工藝參數(shù)對(duì)工件內(nèi)筋成形質(zhì)量、不均勻變形程度和表面質(zhì)量的影響規(guī)律，確定了帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)強(qiáng)旋成形過程合理工藝參數(shù)的選擇準(zhǔn)則[17]：旋輪與芯模間隙C的值在Cmin＜C＜t0?ts?Dg(Cmin為飽滿內(nèi)筋變形行為與不穩(wěn)定變形行為的臨界值，ts為成形過程中材料和設(shè)備的回彈值，Dg為芯模凹槽深度)范圍內(nèi)越大越好；在能夠獲得良好表面質(zhì)量的前提下，旋輪進(jìn)給比f越大越好；在帶橫向內(nèi)筋特征結(jié)構(gòu)強(qiáng)旋成形過程中，芯模轉(zhuǎn)速n對(duì)成形過程的影響很小，一般盡量取較大值以提高成形效率。

6 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓芯模與旋輪的優(yōu)化

帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓及特征結(jié)構(gòu)旋壓成形過程涉及帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件難以從整體芯模上脫模的難題。且旋輪參數(shù)對(duì)變形區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)和金屬流動(dòng)仍有一定的影響，進(jìn)而影響工件的成形質(zhì)量。如果旋輪的形狀和尺寸參數(shù)選擇不合理，則很可能會(huì)降低該過程的成形極限，甚至導(dǎo)致內(nèi)筋充填不夠飽滿、工件壁部拉裂和內(nèi)部裂紋等成形缺陷的產(chǎn)生。因而，很有必要設(shè)計(jì)合理的分瓣組合芯模，并研究旋輪結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成形過程的影響[17,41?43]。

因此，為了保證帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜曲母線薄壁構(gòu)件旋壓成形后能順利脫模，提出了一種針對(duì)帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜曲母線薄壁構(gòu)件旋壓成形的芯模[41]，如圖31所示。推導(dǎo)計(jì)算得到了脫模過程中夾塊與工件和芯模各部件不干涉的條件。在此基礎(chǔ)上，采用橫、縱組合的分瓣技術(shù)設(shè)計(jì)芯模，確定了夾板及芯模頭部的脫模順序與方法，以保證帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜曲母線薄壁構(gòu)件旋壓成形后可順利脫模。所提出的芯模分瓣后易于機(jī)械加工，制造成本低，且易于裝配。

圖31 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓芯模的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.31 Structural diagram of mandrel for spinning of large-sized complicated workpiece with inner ribs

采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，開展大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓旋輪優(yōu)化研究。研究了雙錐面旋輪和圓弧旋輪對(duì)內(nèi)筋成形質(zhì)量、壁部拉裂趨勢(shì)、不均勻變形程度的影響規(guī)律(見圖32和33)，確定了雙錐面和圓弧旋輪的最佳旋輪參數(shù)，發(fā)現(xiàn)旋輪圓角半徑(R)和成形角(βF)對(duì)該過程影響最顯著，旋輪直徑(D)和退出角(βB)對(duì)該過程的影響較小，并且在帶橫向內(nèi)筋錐形件強(qiáng)旋成形過程中，圓弧旋輪能使工件獲得最佳的內(nèi)筋成形性能，但雙錐面旋輪有利于降低工件的壁部拉裂趨勢(shì)和不均勻變形程度，如表3所列[17,42]。

圖32 雙錐面旋輪不同質(zhì)量指標(biāo)對(duì)因素水平的平均響應(yīng)Fig.32 Average response of different quality indexes with biconical roller to factor levels: (a) Hoop tensile strain;(b) Radial tensile strain; (c) Inhomogeneous deformation degree

圖33 圓弧旋輪不同質(zhì)量指標(biāo)對(duì)因素水平的平均響應(yīng)Fig.33 Average response of different quality indexes with arc roller to factor levels: (a) Hoop tensile strain; (b) Radial tensile strain; (c) Inhomogeneous deformation degree

表3 雙錐面旋輪和圓弧旋輪比較[17,42]Table 3 Comparison between biconical roller and arc roller[17,42]

7 帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述研究結(jié)果的適用性和可靠性，選取某無人機(jī)用設(shè)備艙頭罩作為大型復(fù)雜薄壁殼體的代表，進(jìn)行縮比件物理模擬和實(shí)際件的多道次復(fù)合旋壓試驗(yàn)，獲得了滿足質(zhì)量要求的旋壓件，如圖34所示[17,22?25]。由此證明，在建立帶內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓全過程仿真平臺(tái)與模型的基礎(chǔ)上，研究獲得的不均勻塑性變形行為以及毛坯、過程和模具優(yōu)化結(jié)果是可靠的。

圖34 旋壓樣件Fig.34 Spun workpieces

8 結(jié)束語

高性能、輕量化構(gòu)件是航空航天等高技術(shù)產(chǎn)業(yè)永恒的追求和發(fā)展目標(biāo)。構(gòu)件的大型化、復(fù)雜化、整體化、薄壁化和構(gòu)件成形過程的精確化、短流程、低成本是實(shí)現(xiàn)該目標(biāo)的主要途徑。然而，這卻導(dǎo)致此類構(gòu)件成為難成形結(jié)構(gòu)，而其成形過程是多因素耦合作用下的復(fù)雜成形過程。帶筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓就是其中的典型代表。本文作者綜述了采用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，在帶橫向內(nèi)筋大型復(fù)雜薄壁殼體復(fù)合旋壓全過程仿真平臺(tái)研發(fā)與有限元建模，不均勻塑性變形行為和成形缺陷的關(guān)聯(lián)關(guān)系，毛坯、工藝和模具參數(shù)影響規(guī)律與優(yōu)化研究方面的研究進(jìn)展。對(duì)發(fā)展大型復(fù)雜薄壁殼體多道次復(fù)合旋壓精確成形技術(shù)，全面提高我國(guó)大型復(fù)雜薄壁殼體的高質(zhì)量、低成本、短周期制造技術(shù)水平和能力具有重大戰(zhàn)略意義和十分迫切的現(xiàn)實(shí)意義。

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Advances in spinning of aluminum alloy large-sized complicated thin-walled shells

YANG He1,2, ZHAN Mei1,2, LI Tian1,2, WANG Qiao-ling1,2
(1. State Key Laboratory of Solidification Processing, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China;2. School of Materials Science and Engineering, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China)

Large-sized complicated thin-walled aluminum alloy shells are the urgent needs of the development of aero-space high technology. Large-sized complicated thin-walled aluminum alloy shells with transverse inner ribs(LCTAASTIR) are one representative of those. But Multi-pass compound spinning of LCTAASTIR is one of the complicated plastic forming processes under the action of multi-parameters and their coupled effects. In this work, a modeling platform for the process was developed and some finite element models for the whole process were established.The characteristics of uneven deformation behaviors during the process and the forming mechanism of defects were investigated. The laws of different deformation behaviors on the quality of ribs were revealed, the decisive parameters on deformation behaviors were obtained, and the reasonable rules of blank, process and die parameters for the spinning process were determined. The achievements of this work are of significance to developing advanced theory and technology of precision plastic forming for LCTAASTIR.

aluminum alloy; large-sized complicated thin-walled shells; transverse inner ribs; multi-pass compound spinning; simulation and optimization for whole process

TG302

A

1004-0609(2011)10-2534-17

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2008AA04Z122)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50405039)；高等學(xué)校學(xué)科創(chuàng)新引智計(jì)劃資助項(xiàng)目(B08040)

2011-05-18；

2011-07-16

楊 合，教授，博士；電話：029-88495632；E-mail: yanghe@nwpu.edu.cn

(編輯 陳衛(wèi)萍)

楊合教授簡(jiǎn)介

楊合，長(zhǎng)江學(xué)者，國(guó)家杰出青年基金獲得者，國(guó)家基金委學(xué)科評(píng)審專家組專家，國(guó)家“973”復(fù)評(píng)和終評(píng)專家組專家，國(guó)家基金委“十二五”規(guī)劃“高性能精確成形制造”領(lǐng)域負(fù)責(zé)人、國(guó)家“973”制造領(lǐng)域“十二五”規(guī)劃“高性能構(gòu)件跨尺度制造與航空航天運(yùn)載裝備”方向負(fù)責(zé)人、中國(guó)機(jī)械工程學(xué)科發(fā)展報(bào)告(2010—2011成形制造)綜合報(bào)告負(fù)責(zé)人，中德“材料成形”研討會(huì)主席，中國(guó)塑性工程學(xué)會(huì)副理事長(zhǎng)，4個(gè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室學(xué)術(shù)委員會(huì)副主任或委員。在高性能輕量化整體構(gòu)件局部加載精確塑性成形及全過程多尺度建模仿真與優(yōu)化方面取得重要進(jìn)展，發(fā)表論文400多篇，在塑性成形領(lǐng)域Top1 期刊IJP發(fā)表論文3篇，獲國(guó)家發(fā)明獎(jiǎng)、國(guó)家及省部級(jí)科技進(jìn)步獎(jiǎng)9項(xiàng)，獲國(guó)家發(fā)明專利9項(xiàng)，獲ICTP六佳論文獎(jiǎng)，JMPT十佳審稿人。