劉若凡， 于忠奇， 趙亦希， EVSYUKOV S A

(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(shí)驗(yàn)室， 上海 200240；2. 莫斯科國(guó)立鮑曼技術(shù)大學(xué)MT6系, 莫斯科 105005)

旋壓成形是一種連續(xù)的局部塑性成形方法，具有成形力小、成形精度和生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛用于航空航天領(lǐng)域的軸對(duì)稱薄壁構(gòu)件制造中.但是，這類構(gòu)件具有較大徑厚比(構(gòu)件直徑與壁厚的比值)的特點(diǎn)，在拉深旋壓加工過(guò)程中容易出現(xiàn)法蘭起皺現(xiàn)象，從而導(dǎo)致加工精度降低甚至無(wú)法成形合格零件.其主要原因是拉深旋壓法蘭產(chǎn)生了周向壓應(yīng)力，而且周向壓應(yīng)力的大小與成形工藝參數(shù)密切相關(guān).文獻(xiàn)[1-2]中通過(guò)試驗(yàn)研究了杯形件旋壓成形中的法蘭起皺缺陷以及缺陷出現(xiàn)的位置；文獻(xiàn)[3-5]中利用數(shù)值模擬方法對(duì)大型鋁合金殼體旋壓缺陷的成因進(jìn)行了分析；文獻(xiàn)[6-8]中利用模擬和試驗(yàn)的手段研究了多道次軌跡設(shè)計(jì)與旋壓法蘭起皺的關(guān)系；本課題組前期也開(kāi)展了拉深旋壓法蘭起皺的理論預(yù)測(cè)，并分析了進(jìn)給比對(duì)球面鋁合金構(gòu)件起皺的影響[9].

另外，旋壓成形法蘭起皺的發(fā)生不僅與周向壓應(yīng)力有關(guān)，而且受到法蘭自身結(jié)構(gòu)剛度的影響，增加法蘭結(jié)構(gòu)剛度可以降低起皺傾向，減少旋壓成形的道次.基于此，史敏等[10]提出一種帶擋板的單邊法蘭約束的旋壓成形方法，以降低鋁合金旋壓成形中法蘭起皺傾向；Ahmed等[11]利用一種借助旋輪的雙邊法蘭約束的旋壓成形方法來(lái)抑制鋁合金旋壓成形中法蘭起皺的發(fā)生；詹梅等[12]基于模擬方法研究了大型復(fù)雜殼體多道次旋壓成形過(guò)程中的壁厚分布及工藝參數(shù)的影響規(guī)律；Long等[13]對(duì)多道次杯形件在拉深旋壓過(guò)程中的減薄區(qū)域進(jìn)行模擬分析；Auer等[14]將旋輪軌跡參數(shù)作為影響因素，利用主成分分析方法優(yōu)化了錐形件旋壓壁厚的均勻性.然而，所提及的單邊、雙邊法蘭約束方法對(duì)構(gòu)件厚度分布的影響還不清楚，為此，本文在傳統(tǒng)的旋壓成形機(jī)上建立了上述2種法蘭約束的旋壓成形工藝，利用試驗(yàn)方法研究鋁合金杯形件的極限旋壓比，對(duì)比分析了2種法蘭約束的旋壓成形性能，并利用數(shù)值模擬方法分析了法蘭約束參數(shù)對(duì)旋壓構(gòu)件厚度分布的影響，以期為法蘭約束的旋壓成形工藝的實(shí)際應(yīng)用提供依據(jù).

1 試驗(yàn)方法與材料

本文以鋁合金杯形件為例研究法蘭約束條件對(duì)杯形件的旋壓比和厚度分布的影響.旋壓試驗(yàn)裝置如圖1所示.其中，鋁板坯被夾持在轉(zhuǎn)速可調(diào)控的芯模上，旋輪和托輥裝置沿芯模直壁按照給定的進(jìn)給比向前運(yùn)動(dòng)，以完成旋壓加工.如果將旋輪安裝角α設(shè)置在傳統(tǒng)的位置(如40°)，則變形材料的法蘭僅與托輥相接觸，稱為單邊約束旋壓，如圖2(a)所示，這種方法能夠降低文獻(xiàn)[10]中法蘭滑動(dòng)摩擦的不利因素；如果將α調(diào)整到0°，則旋壓板坯不僅與托輥相接觸，而且受到來(lái)自于旋輪端面的法向約束，稱為雙邊約束旋壓，如圖2(b)所示，這種方法不僅避免了文獻(xiàn)[11]中方法的約束界面間隙不可調(diào)的缺陷，而且降低了約束界面的滑動(dòng)摩擦.

圖2 2種法蘭約束形式Fig.2 Two types of flange constraint

試驗(yàn)板料為AA2024-O鋁合金，初始板料厚度為1.8 mm.利用Zwick材料試驗(yàn)機(jī)測(cè)試AA2024-O鋁合金的單向拉伸性能，所得鋁合金的屈服強(qiáng)度為 66.7 MPa，抗拉強(qiáng)度390 MPa，延伸率24%.旋壓成形試驗(yàn)所用芯模直徑為150 mm，旋輪圓角半徑R=10 mm，進(jìn)給比為0.5 mm/r，旋輪與托輥的約束間隙為2 mm.

2 數(shù)值模擬及驗(yàn)證

2.1 模型建立

圖3 旋壓成形過(guò)程的有限元模型Fig.3 FE model of spinning

為了降低旋壓成形試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分散性，采用數(shù)值模擬方法分析鋁合金杯形件的壁厚分布規(guī)律.基于Abaqus/Explicit軟件建立了鋁合金杯形件旋壓過(guò)程的數(shù)值模型，如圖3(a)所示.其中，芯模、尾頂和旋輪為解析剛體，變形板坯為彈塑性材料.為能夠真實(shí)地模擬杯形件的旋壓變形行為，采用八節(jié)點(diǎn)六面體的SC8R單元離散板坯，其單元尺寸為 0.1R，厚度方向至少有5個(gè)積分點(diǎn)，如圖3(b)所示.在模擬過(guò)程中，旋壓運(yùn)動(dòng)方式與實(shí)際的成形工況相符，通過(guò)控制參考點(diǎn)的坐標(biāo)變換來(lái)得到旋輪運(yùn)動(dòng)軌跡.摩擦條件：板料與芯模的摩擦系數(shù)為0.2，板料與尾頂?shù)哪Σ料禂?shù)為0.5，板料與旋輪、托輥的摩擦系數(shù)均為 0.02[15].

2.2 模型的可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所建數(shù)值模型的可靠性，采用同樣的旋輪軌跡和工藝參數(shù)， 分別利用模擬和試驗(yàn)的方法完成了直徑d=220 mm、厚度h=1.8 mm鋁合金AA2024-O板料的雙邊法蘭約束旋壓成形.借助于三維激光掃描測(cè)量臂對(duì)構(gòu)件內(nèi)外表面進(jìn)行掃描，所得構(gòu)件的壁厚分布云圖如圖4(a)所示.提取掃描構(gòu)件4條母線(周向間隔90°)上的壁厚，并計(jì)算其平均值，圖4(b)所示為壁厚的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比.由圖4(b)可以看出，構(gòu)件的壁厚均呈現(xiàn)出中間薄、兩端厚的分布特征，并且最大減薄位置相同，均處于距離邊緣35 mm附近.隨著旋輪從內(nèi)側(cè)向法蘭外側(cè)運(yùn)動(dòng)，外側(cè)法蘭材料的自身約束能力由強(qiáng)變?nèi)?，使得材料的變形阻力逐漸減小；同時(shí)，在旋壓初期，變形材料包覆旋輪圓角逐漸增加，使得流經(jīng)圓角的阻力逐漸增大.在兩者的共同作用下產(chǎn)生了這種中間薄、兩端厚的分布現(xiàn)象.經(jīng)對(duì)比，模擬與試驗(yàn)的壁厚最大偏差為 7.9%，結(jié)果較為吻合，從而驗(yàn)證了所建杯形件法蘭約束的旋壓數(shù)值模型的可靠性.

圖4 構(gòu)件厚度的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.4 Comparison of thickness between simulation and experiment

3 法蘭約束的旋壓成形性能

利用圖1中的試驗(yàn)裝置，以h=1.8 mm的鋁合金AA2024-O為研究對(duì)象，基于單道次旋壓成形試驗(yàn)評(píng)估2種法蘭約束條件下的極限旋壓成形性能.本文將板料直徑與柱面芯模直徑之比定義為旋壓比，并以此來(lái)評(píng)價(jià)成形性能.試驗(yàn)中，分別旋壓不同直徑的板坯，板坯直徑相差5 mm.如果板料出現(xiàn)開(kāi)裂或起皺，則停止試驗(yàn).表1列出了試驗(yàn)所獲2種法蘭約束旋壓方式下的最大板坯直徑和極限旋壓比，并與傳統(tǒng)的自由邊旋壓成形工藝的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.可見(jiàn)，在本文的試驗(yàn)條件下，傳統(tǒng)的自由邊旋壓成形的極限旋壓比為 1.3，單邊法蘭約束條件下的極限旋壓比增加到 1.5，雙邊法蘭約束條件下的極限旋壓比增加到 1.6.另外，與傳統(tǒng)的自由邊旋壓成形工藝相比，單邊法蘭約束的杯形件出現(xiàn)了輕微起皺，這主要是由于單邊約束只有一側(cè)存在剛體支撐，另一側(cè)與旋輪之間存在空隙，使得法蘭產(chǎn)生了皺紋，并且皺紋逐漸加??；而在雙邊法蘭約束條件下，由于法蘭兩側(cè)都存在約束，所以抑制了皺紋的發(fā)生.在單邊法蘭約束條件下，杯形件旋壓失效的原因是法蘭區(qū)產(chǎn)生了皺紋并逐漸擴(kuò)展到成形件側(cè)壁上，甚至引起開(kāi)裂；在雙邊法蘭約束下，雖然產(chǎn)生了輕微皺紋，但雙邊約束限制了皺紋的進(jìn)一步擴(kuò)展，其失效形式為開(kāi)裂.由此可見(jiàn)，法蘭約束的旋壓成形工藝可以通過(guò)增加法蘭剛度來(lái)提高極限旋壓比， 而且雙邊法蘭約束比單邊法蘭約束的效果更佳.

表1 最大板坯直徑及其旋壓比

4 工藝參數(shù)對(duì)旋壓厚度的影響

為了分析工藝參數(shù)對(duì)旋壓成形質(zhì)量的影響，本文利用數(shù)值模擬方法對(duì)比分析單邊和雙邊法蘭約束條件下的鋁合金杯形件厚度.所用對(duì)比參數(shù)主要包括約束界面摩擦系數(shù)μ、約束界面間隙以及進(jìn)給比η和旋輪圓角半徑R，其中前2個(gè)參數(shù)是法蘭約束旋壓成形特有的工藝參數(shù)，后2個(gè)參數(shù)是拉深旋壓過(guò)程的重要工藝參數(shù).

為了便于對(duì)比，選用板坯直徑d=220 mm，2種法蘭約束的旋壓方式下均可完整成形出杯形件，且除對(duì)比參數(shù)外其他工藝參數(shù)均相同.在旋壓成形的模擬結(jié)果中，沿成形前板坯徑向(從中心到外緣)選取一系列節(jié)點(diǎn)，如圖5所示，分別提取成形后旋壓件4個(gè)母線(周向間隔90°)的壁厚，并計(jì)算平均壁厚.

圖5 沿母線選取徑向節(jié)點(diǎn)Fig.5 Picked nodes along generatrix

4.1 摩擦系數(shù)

雙邊法蘭約束是通過(guò)旋輪平直部分來(lái)實(shí)現(xiàn)板坯上側(cè)約束的，其接觸面積較大，因此有必要通過(guò)數(shù)值模擬的方法分析旋輪與板坯間的摩擦條件對(duì)成形件厚度的影響.當(dāng)其他工藝參數(shù)相同時(shí)，在單邊和雙邊法蘭約束模擬中，選用旋輪與板坯的摩擦系數(shù)μ=0.02，0.10，0.20 進(jìn)行計(jì)算，所得旋壓成形件的厚度分布如圖6所示.其中：在單邊法蘭約束時(shí)，μ=0.02，0.10，0.20 下的最大減薄率分別為 10.29%、10.25%、10.23%；在雙邊法蘭約束時(shí)，μ=0.02，0.10，0.20 下的最大減薄率分別為 8.58%、8.33%、8.33%.由圖6可見(jiàn)，摩擦系數(shù)對(duì)2種旋壓成形工藝中構(gòu)件厚度的影響較小.其中，雙邊法蘭約束的旋壓成形工藝能夠明顯降低最大減薄率，改善壁厚分布的均勻性，這是由于在法蘭約束的旋壓成形工藝中，旋輪與托輥的約束界面間隙大于板坯初始厚度，其主要作用是限制起皺的發(fā)生，而對(duì)變形板料的界面壓力較小，所以摩擦系數(shù)對(duì)成形件厚度的影響較小.單邊法蘭約束的旋壓成形中的減薄率較大，這是由于成形中板坯在旋輪作用下將在旋輪側(cè)產(chǎn)生一定的彎曲變形，使得材料更難經(jīng)過(guò)旋輪圓角流入成形區(qū)，而雙邊約束成形中的板坯法蘭部分一直保持平直狀態(tài)，材料流入阻力較小.此外，不同的μ條件下單邊法蘭約束的旋壓壁厚減薄率較高，這也說(shuō)明了其率先達(dá)到極限而發(fā)生拉裂.

圖6 摩擦系數(shù)對(duì)構(gòu)件厚度的影響Fig.6 Effect of friction coefficient on part thickness

4.2 約束界面間隙

圖7 約束界面間隙對(duì)構(gòu)件厚度的影響Fig.7 Effect of constraint gap on part thickness

在2種法蘭約束的旋壓成形中，旋輪與托輥之間的約束界面間隙對(duì)成形質(zhì)量具有影響.本文針對(duì)2種約束的旋壓成形工藝的可成形范圍，選用約束界面間隙分別為 1.1h、1.3h和 1.5h進(jìn)行旋壓成形過(guò)程的數(shù)值模擬，所得構(gòu)件的厚度分布如圖7所示.其中：?jiǎn)芜叿ㄌm約束中， 1.1h、1.3h和 1.5h下的最大減薄率分別為 10.29%、10.36% 和 10.30%；雙邊法蘭約束中， 1.1h、1.3h和 1.5h下的最大減薄率分別為 8.58%、10.98% 和 11.24%.可見(jiàn)：在可成形范圍內(nèi)，單邊法蘭約束的旋壓構(gòu)件的成形厚度對(duì)約束界面間隙并不敏感；而雙邊法蘭約束的旋壓構(gòu)件的成形厚度隨著約束界面間隙增大先急劇減小，而后增大并趨于穩(wěn)定.由于在單邊法蘭約束的旋壓成形中約束界面間隙只對(duì)變形區(qū)產(chǎn)生影響，成形區(qū)通常不會(huì)出現(xiàn)起皺缺陷，所以約束界面間隙對(duì)材料流入無(wú)明顯影響；而在雙邊法蘭約束的旋壓成形中，隨著約束界面間隙增大，法蘭區(qū)材料產(chǎn)生的波紋更明顯，使得材料更難流入，從而導(dǎo)致壁厚減薄率增大.

4.3 進(jìn)給比

在2種法蘭約束的旋壓成形過(guò)程的數(shù)值模擬中，選用進(jìn)給比分別為 0.5、1.0 和 1.5 mm/r進(jìn)行計(jì)算，所得成形件的壁厚如圖8所示.其中：?jiǎn)芜叿ㄌm約束時(shí) 0.5、1.0 和 1.5 mm/r下的最大減薄率分別為 10.67%、10.29% 和 10.23%；雙邊法蘭約束時(shí)相應(yīng)的最大減薄率分別為 10.17%、8.58% 和 7.50%.可見(jiàn)，在2種旋壓成形過(guò)程均出現(xiàn)隨著進(jìn)給比變大而旋輪對(duì)板坯的拉薄作用變?nèi)?、?gòu)件厚度增加的現(xiàn)象，這與傳統(tǒng)的自由邊旋壓成形工藝相一致.

圖8 進(jìn)給比對(duì)構(gòu)件厚度的影響Fig.8 Effect of feed ratio on part thickness

4.4 旋輪圓角半徑

當(dāng)其他工藝參數(shù)相同時(shí)，在單邊和雙邊法蘭約束的旋壓成形中，分別選用R=5，10，15 mm進(jìn)行數(shù)值模擬，所得構(gòu)件的厚度分布如圖9所示.其中：?jiǎn)芜叿ㄌm約束中，R=5 mm時(shí)，由于起皺嚴(yán)重?zé)o法成形，R=10，15 mm時(shí)的最大減薄率分別為 10.29% 和 7.89%；雙邊法蘭約束中R=5，10，15 mm下的最大減薄率分別為 13.17%、8.58% 和 6.65%.由圖9可見(jiàn)：隨著R減小，壁厚的均勻性變差，并且對(duì)單邊法蘭約束的旋壓成形更加困難.這是由于R的減小，使得坯料流經(jīng)旋輪圓角時(shí)產(chǎn)生的接觸壓力變大[16]，流動(dòng)阻力增大，壁厚減薄率增加，法蘭區(qū)的周向壓應(yīng)力明顯增大，從而導(dǎo)致R較小時(shí)單邊法蘭約束的旋壓出現(xiàn)嚴(yán)重起皺而無(wú)法成形.

圖9 旋輪圓角半徑對(duì)構(gòu)件厚度的影響Fig.9 Effect of roller radius on part thickness

5 結(jié)論

(1) 在本文的試驗(yàn)條件下，相比于傳統(tǒng)的自由邊旋壓成形工藝，單邊法蘭約束的旋壓成形工藝可使極限旋壓比從 1.3 提高到 1.5，雙邊法蘭約束的旋壓成形的極限旋壓比可達(dá) 1.6.

(2) 當(dāng)旋輪端面與托輥的約束界面間隙較小時(shí)，相同工藝條件下雙邊法蘭約束的構(gòu)件壁厚比單邊約束的構(gòu)件壁厚更均勻；在2種成形工藝中，板料與托輥(或旋輪端面)間的摩擦系數(shù)對(duì)構(gòu)件壁厚幾乎沒(méi)有影響；隨著旋輪端面與托輥的約束界面間隙增大，雙邊法蘭約束的構(gòu)件壁厚先減小，而后增大并趨于穩(wěn)定，而其約束界面間隙對(duì)單邊法蘭約束的構(gòu)件幾乎沒(méi)有影響.