呂 偉 詹 梅 王 鵬 馬 飛 高鵬飛

（1 西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院，西安 710072）

（2 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076）

（3 四川航天長征裝備制造有限公司，成都 610100）

0 引言

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件是一種在航空航天領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的關(guān)鍵承力構(gòu)件，其內(nèi)部設(shè)計(jì)有交錯(cuò)分布的螺旋加強(qiáng)筋，能大幅提高該類構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度。隨著我國航空航天等領(lǐng)域高端裝備的迅速發(fā)展，特別是新一代運(yùn)載火箭的研制，對(duì)此類構(gòu)件的整體化、高性能和輕量化提出了更高的要求。旋壓作為一種局部增量塑性成形技術(shù)，被廣泛應(yīng)用于制造高精度薄壁筒形件［1］，其通過旋輪的局部連續(xù)加載使工件產(chǎn)生塑性變形，具有成形載荷低、工件性能好、可以實(shí)現(xiàn)大型構(gòu)件整體成形等優(yōu)點(diǎn)［2］，是實(shí)現(xiàn)帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件高性能整體成形制造的優(yōu)勢(shì)技術(shù)。

由于旋壓技術(shù)在成形帶內(nèi)筋構(gòu)件上的獨(dú)特優(yōu)勢(shì)，國內(nèi)外學(xué)者在帶內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形理論及工藝研究方面做了大量探索性的工作，其中構(gòu)件的內(nèi)筋形式主要以橫筋和縱筋為主。MA 等［3］研究了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓塑性變形行為，獲得了內(nèi)筋充填過程中3種典型的塑性變形行為特征：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。其中在最理想的飽滿內(nèi)筋塑性變形行為中，旋輪作用下內(nèi)筋處內(nèi)層材料徑向受壓應(yīng)力，切向和軸向受拉應(yīng)力。古創(chuàng)國［4］分析了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形過程中筋部的金屬流動(dòng)、應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律，揭示了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件筋部成形機(jī)理。在帶縱向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形研究中，JIANG 等［5?6］通過有限元模擬獲得了帶縱筋筒形件旋壓成形過程中不同區(qū)域的應(yīng)變特征，發(fā)現(xiàn)工件不同區(qū)域的應(yīng)變特征存在明顯差異，筒壁區(qū)材料的應(yīng)變模式為徑向壓縮應(yīng)變，切向和軸向?yàn)槔鞈?yīng)變，而縱筋的應(yīng)變模式為徑向和軸向拉伸應(yīng)變，切向?yàn)閴嚎s應(yīng)變。HAGHSHENAS等［7?8］通過顯微硬度表征的方法獲得了帶縱筋筒形件旋壓成形不同區(qū)域的塑性應(yīng)變分布特征，并對(duì)比分析了不同鋁合金材料旋壓后性能差異，為帶縱向內(nèi)筋筒形件旋壓成形變形特征的實(shí)驗(yàn)表征及旋壓材料的選取提供了借鑒。ZENG 等［9］通過有限元模擬獲得了帶縱橫交叉內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征，發(fā)現(xiàn)筒壁區(qū)材料在旋輪作用下處于三向壓應(yīng)力狀態(tài)，而內(nèi)筋處由于筋槽的存在，其內(nèi)層材料徑向受壓應(yīng)力，切向和軸向受拉應(yīng)力。同時(shí)，縱筋和橫筋的應(yīng)變類型也存在差異，縱筋的徑向壓縮應(yīng)變和較大的軸向拉伸應(yīng)變使得其充填高度低于橫筋，而橫筋的外層材料徑向?yàn)閴嚎s應(yīng)變，內(nèi)層材料為徑向拉伸應(yīng)變。在帶螺旋內(nèi)筋筒形件旋壓成形研究方面，GROCHE 等［10］研究了帶單一旋向螺旋內(nèi)筋筒形件旋壓成形工藝，其研究重點(diǎn)在成形方法上，并未涉及充填過程中的變形特征。馮蘇樂等［11］通過實(shí)驗(yàn)研究了帶螺旋交叉內(nèi)筋筒形件固溶態(tài)溫旋成形工藝，設(shè)計(jì)了該類構(gòu)件的固溶?溫旋?人工時(shí)效加工工藝路線，為此類構(gòu)件的工程應(yīng)用提供了指導(dǎo)。以上對(duì)帶內(nèi)筋構(gòu)件旋壓變形特征的研究主要集中在橫筋和縱筋上，缺乏對(duì)帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征的研究，阻礙了此類構(gòu)件旋壓變形行為的主動(dòng)調(diào)控和旋壓技術(shù)的發(fā)展。

本文采用有限元仿真軟件建立帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件有限元模型，在此基礎(chǔ)上對(duì)旋輪作用下不同區(qū)域的應(yīng)力特征及成形工件不同區(qū)域的應(yīng)變特征進(jìn)行分析，據(jù)此獲得帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征，擬為此類構(gòu)件旋壓變形行為主動(dòng)調(diào)控提供指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 有限元建模

基于作者先前建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形有限元模擬開展研究［12］。模型采用ABAQUS/Explicit仿真平臺(tái)建立，幾何模型主要包括旋輪、筒坯和帶螺旋筋槽的芯模。其中芯模的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，如圖1所示，芯模直徑為200 mm，其外表面分布有螺旋角β=45°的右旋筋槽和螺旋角為?β的左旋筋槽。螺旋筋槽的具體結(jié)構(gòu)如圖所示，其中螺旋筋槽的外寬w0=7.93 mm，深度h=5 mm，筋槽圓角半徑r=3 mm，筋槽側(cè)壁夾角α=16.32°。旋壓筒坯采用6061鋁合金，其內(nèi)徑為200.5 mm，壁厚為7.75 mm。旋輪采用筒形件旋壓常用的雙錐面旋輪，旋輪直徑300 mm，成形角22.5°，圓角半徑10 mm。

圖1 芯模螺旋筋槽尺寸圖Fig.1 Dimensions of spiral groove on mandrel

通過拉伸實(shí)驗(yàn)獲得6061鋁合金材料的真實(shí)應(yīng)力?應(yīng)變數(shù)據(jù)，并采用各向同性硬化模型描述其應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系：σ=216.2(0.0044 +ε)0.21MPa，相應(yīng)的材料力學(xué)性能參數(shù)為：屈服強(qiáng)度σ0.2=69.2 MPa、彈性模量E=69.3 GPa、泊松比v=0.3、密度ρ=2 700 kg/m3。

在有限元建模過程中，旋輪和芯模定義為剛體。筒坯定義為變形體并采用C3D8R 單元對(duì)其離散化，其中沿厚度方向劃分5層，切向和軸向的單元數(shù)量分別為600 和200。為了保證有限元計(jì)算過程中單元不會(huì)因大變形出現(xiàn)畸變，對(duì)變形區(qū)單元采用了ALE網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)。建模過程中，將芯模固定，筒坯的底面與芯模耦合，采用幅值曲線定義兩個(gè)旋輪繞芯模軸線的公轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和沿軸向的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。模具與變形體的接觸條件采用罰函數(shù)接觸算法，并定義旋輪與工件外表面的摩擦因數(shù)為0.05，芯模與工件內(nèi)表面的摩擦因數(shù)為0.2。建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型如圖2所示，旋輪的運(yùn)動(dòng)軌跡為右旋加載軌跡，因此定義右旋筋槽為同向筋槽，在同向筋槽內(nèi)成形的螺旋內(nèi)筋為同向筋，定義左旋筋槽為反向筋槽，在反向筋槽內(nèi)成形的螺旋內(nèi)筋為反向筋。其余主要旋壓參數(shù)為：旋輪壓下量3 mm，主軸轉(zhuǎn)速120 r/min，進(jìn)給比1.6 mm/r。

圖2 帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型Fig.2 FE model for flow forming of thin?walled tube with helical grid?stiffened ribs

1.2 模型可靠性驗(yàn)證

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形過程中工件的動(dòng)能與內(nèi)能之比如圖3所示。由圖可知，成形過程中工件的動(dòng)內(nèi)能比值始終在10%以下，這表明旋壓成形模擬結(jié)果是符合準(zhǔn)靜態(tài)變形的要求，由此可以認(rèn)為本文所建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型是穩(wěn)定的。

圖3 旋壓過程工件動(dòng)能與內(nèi)能比值變化Fig.3 Kinetic energy/internal energy for workpiece during flow forming process

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元仿真與實(shí)驗(yàn)螺旋內(nèi)筋在不同截面的充填情況如圖4所示。由圖可知，有限元仿真獲得的軸向不同位置同向筋高與反向筋高的關(guān)系與實(shí)驗(yàn)結(jié)果完全一致，由此表明本文所建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型是可靠的。

圖4 仿真與實(shí)驗(yàn)充填效果對(duì)比［12］Fig.4 Comparison of rib?filling result between FE simulation and experiment［12］

2 結(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力分布特征

如圖5所示為旋壓成形過程中旋輪分別作用在同向筋、筒壁區(qū)和反向筋時(shí)的應(yīng)力分布情況。由圖可知，當(dāng)旋輪作用在筒壁區(qū)時(shí)，內(nèi)外層材料的應(yīng)力狀態(tài)一致，均為三向壓應(yīng)力狀態(tài)。而當(dāng)旋輪作用在同向筋和反向筋處時(shí)，由于筋槽的存在，內(nèi)外層材料的應(yīng)力狀態(tài)存在明顯的差異。同向筋和反向筋外層材料的應(yīng)力狀態(tài)為三向壓應(yīng)力狀態(tài)，內(nèi)層材料徑向受壓應(yīng)力，切向和軸向受拉應(yīng)力。

圖5 旋輪作用下不同區(qū)域的應(yīng)力分布圖Fig.5 Stress distribution when the roller rotates at different regions

2.2 應(yīng)變分布特征

圖6（a）為工件成形后整體的等效塑性應(yīng)變分布云圖，從圖中可以看出，旋壓成形后工件應(yīng)變分布不均勻：工件外層材料的應(yīng)變大于內(nèi)層材料的應(yīng)變，這是因?yàn)樾龎撼尚芜^程中材料的變形主要發(fā)生在工件外層；同時(shí)，筒壁區(qū)材料的應(yīng)變普遍大于內(nèi)筋區(qū)材料的應(yīng)變。為了定量分析不同區(qū)域應(yīng)變的變化規(guī)律，選取如圖6（b）所示內(nèi)層、中間層、外層3 條路徑，獲得了3條路徑上單元的等效塑性應(yīng)變的分布規(guī)律，如圖6（c）所示。由圖可知，外層單元的等效塑性應(yīng)變最大，中間層次之，內(nèi)層單元的等效塑性應(yīng)變最小。內(nèi)筋處外層、中間層和內(nèi)層單元的應(yīng)變均有明顯的下降趨勢(shì)，在內(nèi)筋圓角區(qū)域內(nèi)層單元的等效塑性應(yīng)變有極大值。

圖6 帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件等效塑性應(yīng)變分布Fig.6 Distribution of equivalent plastic strain in flow forming of thin?walled tube with helical grid?stiffened ribs

不同區(qū)域材料的徑向、切向和軸向應(yīng)變分布情況如圖7所示。由圖7（a）可以看出，工件的筒壁區(qū)材料沿徑向產(chǎn)生壓縮應(yīng)變，且外層材料的壓縮應(yīng)變大于內(nèi)層材料，這是因?yàn)椴牧献冃沃饕l(fā)生在筒壁外層?？拷鼉?nèi)筋區(qū)域，材料受到徑向壓縮的變形量開始逐漸減小。在內(nèi)筋處，由于材料沿徑向充填內(nèi)筋，其徑向應(yīng)變由外層材料的壓縮應(yīng)變逐漸演變?yōu)閮?nèi)層材料的拉伸應(yīng)變。不同區(qū)域材料的切向應(yīng)變?nèi)鐖D7（b）所示，筒壁區(qū)材料沿切向?yàn)槔鞈?yīng)變，而內(nèi)筋處材料沿切向?yàn)閴嚎s應(yīng)變。對(duì)比不同區(qū)域材料的軸向應(yīng)變可知，筒壁區(qū)和同向筋處始終為軸向拉伸應(yīng)變，而反向筋處的軸向應(yīng)變絕對(duì)值相對(duì)較小，部分區(qū)域?yàn)檩S向拉伸應(yīng)變，部分區(qū)域?yàn)檩S向壓縮應(yīng)變。

圖7 成形工件不同區(qū)域應(yīng)變分布Fig.7 Strain distribution at different regions of formed tube

3 結(jié)論

（1）帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓過程中筒壁區(qū)內(nèi)外層材料在旋輪作用下受三向壓應(yīng)力，而內(nèi)筋處由于筋槽的存在，其內(nèi)外層材料在旋輪作用下存在明顯的應(yīng)力狀態(tài)差異，外層材料受三向壓應(yīng)力，內(nèi)層材料徑向受壓應(yīng)力，切向和軸向受拉應(yīng)力；

（2）帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形后不均勻變形特征顯著，外層材料應(yīng)變大于內(nèi)層材料應(yīng)變，筒壁區(qū)材料應(yīng)變大于內(nèi)筋區(qū)材料應(yīng)變；

（3）筒壁區(qū)的應(yīng)變特征為徑向壓縮應(yīng)變，切向和軸向?yàn)槔熳冃危鴥?nèi)筋區(qū)的應(yīng)變特征主要為外層材料的徑向壓縮應(yīng)變逐漸演變到內(nèi)層材料的徑向拉伸應(yīng)變。