尤舒曼， 李 杰， 趙亦希， 胡逸輝

(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. 首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076)

多品種小批量的鈑金結(jié)構(gòu)件在航空領(lǐng)域應(yīng)用廣泛.目前，此類產(chǎn)品主要借助型胎并利用人工錘擊法進(jìn)行翻邊成形[1].隨著鈑金結(jié)構(gòu)件種類日益豐富，產(chǎn)品的開發(fā)周期逐漸縮短，而現(xiàn)有人工錘擊翻邊制造技術(shù)存在勞動(dòng)強(qiáng)度大和成形效率低等局限，難以滿足需求.此外，目前我國鈑金成形技術(shù)正由傳統(tǒng)的“設(shè)備粗成形+手工精校準(zhǔn)”向“設(shè)備高效精確成形”轉(zhuǎn)變[2].機(jī)器人柔性翻邊成形工藝通過機(jī)器人引導(dǎo)滾輪，對(duì)薄板邊緣進(jìn)行多道次滾壓使之形成翻邊件，具有效率高和勞動(dòng)強(qiáng)度低等特點(diǎn)，有望在鈑金成形技術(shù)中得到推廣應(yīng)用.

多數(shù)航空鈑金結(jié)構(gòu)件的翻邊長(zhǎng)度值和高度值均較大，并且部分裝配要求不允許在整條翻邊上開工藝缺口，因此容易產(chǎn)生翻邊缺陷.同時(shí)，機(jī)器人柔性翻邊成形工藝是一種局部加載的連續(xù)成形工藝，成形時(shí)直接從平面薄板開始進(jìn)行局部翻折，從而導(dǎo)致加載區(qū)與自由變形區(qū)之間、不同加載工步之間的強(qiáng)耦合和變形協(xié)調(diào)問題突出.此外，成形系統(tǒng)中的材料、滾輪、機(jī)器人和工藝路徑等各環(huán)節(jié)對(duì)成形質(zhì)量均有較大影響.對(duì)此，國內(nèi)外學(xué)者通過仿真和試驗(yàn)研究以滾輪為成形工具的滾彎和滾壓包邊等工藝的成形質(zhì)量問題，并重點(diǎn)關(guān)注滾輪形狀尺寸、工作參數(shù)和毛坯尺寸等因素.研究結(jié)果表明：在滾彎成形時(shí)，道次數(shù)的增加可以減小回彈，有效提高成形質(zhì)量[3-4]，但道次數(shù)過大會(huì)增加相鄰道次之間互相影響的程度從而增加缺陷累積[5]；道次數(shù)與各道次翻折角度增量互相影響，單道次翻折角度增量的減小有利于滾彎中單道次邊波的產(chǎn)生[5]；適當(dāng)增加滾輪直徑可以顯著減小滾壓板料所受應(yīng)力[6]，但滾彎后的回彈半徑也會(huì)相應(yīng)增大[7].可知，道次數(shù)和滾壓速度是影響成形效率的主要因素.而型材尺寸等因素在航空鈑金件的翻邊成形中可變范圍較小，影響有限，不予考慮.因此，探索柔性翻邊新工藝的變形規(guī)律，研究各種工藝參數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響是推廣應(yīng)用該工藝的重要突破口.

本文設(shè)計(jì)了外曲翻邊縮比件，通過研究柔性翻邊的三維有限元模型的建模方法，模擬特征件的翻邊成形過程，分析其在局部加載下的翻邊變形特點(diǎn).探討翻邊道次數(shù)、各道次角度分配、滾輪直徑和滾壓速度等關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)特征件成形質(zhì)量的影響，優(yōu)化工藝參數(shù)以提高翻邊件的成形質(zhì)量，建立柔性翻邊試驗(yàn)系統(tǒng)并進(jìn)行驗(yàn)證.

1 特征件的柔性翻邊工藝

以常見航空薄壁鈑金件為參考，設(shè)計(jì)帶弧度的外曲翻邊零件作為特征翻邊件，其包括平面、過渡圓角和翻邊共3部分，沿翻邊線等距選取從左到右的5個(gè)測(cè)點(diǎn)A、D、B、E和C，如圖1所示.特征翻邊件的尺寸設(shè)計(jì)為翻邊開角110°，翻邊部分高25 mm、長(zhǎng)224 mm，圓弧半徑14 dm，過渡圓角半徑3 mm，板厚2 mm.質(zhì)量要求為翻邊部分與模具之間的間隙，即貼模間隙d≤2.7 mm，且不允許開工藝缺口.

圖1 特征翻邊件示意圖Fig.1 Diagram of a feature flanging part

機(jī)器人柔性翻邊工藝的基本過程為將待成形薄板固定于胎模上，胎模的形狀尺寸與目標(biāo)零件一致.本文所研究的特征件，其翻邊角度值和高度值均較大，一次翻折成形易硬化而發(fā)生斷裂，且單道次的翻折角度過大會(huì)增大成形力，增加機(jī)器人負(fù)荷，因此翻邊過程分為多道次進(jìn)行(見圖2).將成形過程按照恒定角度分為5個(gè)道次，每道次的進(jìn)給角度，即翻邊角度(翻邊開角的補(bǔ)角)θ=14°，則依次為θ=14°，28°，42°，56°，70°.通過機(jī)器人示教，滾輪按照設(shè)置好的翻邊路徑軌跡，沿零件翻邊線將薄板逐步彎曲，最終使得零件形成一定的翻邊開角.

圖2 多道次翻邊路徑示意圖Fig.2 Rolling path of multi pass flanging

2 柔性翻邊仿真

2.1 柔性翻邊模型

選擇Abaqus平臺(tái)進(jìn)行柔性翻邊仿真分析.試驗(yàn)材料為5A06-O態(tài)鋁合金，通過單拉試驗(yàn)得到材料的各基本參數(shù)為密度 2 640 kg/m3，彈性模量 70 GPa，屈服強(qiáng)度158.8 MPa，泊松比0.33.真應(yīng)力-真應(yīng)變(σT-εT)曲線如圖3所示，通過擬合得到以下Hollomon方程：

圖3 5A06-O態(tài)鋁合金σT-εT及其擬合曲線Fig.3 σT-εT and fitting curves of 5A06-O aluminum alloy

有限元模型選用實(shí)體單元，厚度方向的網(wǎng)格數(shù)量設(shè)置為5個(gè)，尺寸為0.4 mm.同一塊板料中不同區(qū)域的變形程度不同，因此將翻邊件分為3個(gè)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分(見圖4)：平面部分在滾壓過程中不發(fā)生塑性變形，粗化網(wǎng)格尺寸，設(shè)置為(5～8) mm×1 mm；翻邊部分因滾輪的局部連續(xù)加載而僅在周向和徑向發(fā)生變形，網(wǎng)格尺寸設(shè)置為(2～3) mm×1 mm；過渡圓角部分被折彎而發(fā)生劇烈變形，應(yīng)力情況較為復(fù)雜，為重點(diǎn)分析部分，需要細(xì)化網(wǎng)格尺寸，設(shè)置為1 mm×1 mm.

圖4 板料不同區(qū)域的網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid division of sheet in different areas

柔性翻邊仿真模型裝配如圖5所示，壓板將板料固定在模具上.板料為可變形體，其他部件均為剛體.根據(jù)柔性制造的特點(diǎn)，選擇圓柱型直滾輪[8]，滾輪直徑l=50 mm，滾輪高度為34 mm(大于特征件的翻邊高度).為提高仿真效率，減少相鄰兩道次之間滾輪因調(diào)整位姿角度而消耗的時(shí)間，將各道次不同傾角的滾輪導(dǎo)入仿真模型，當(dāng)?shù)谝坏来蔚臐L壓結(jié)束時(shí)，設(shè)置第一道次的滾輪與板料無接觸，同時(shí)進(jìn)行第二道次的滾輪與板料接觸，并開始第二道次的滾壓，依此類推.

圖5 仿真模型裝配圖Fig.5 Assembly diagram of simulation model

2.2 翻邊成形過程模擬

滾輪的運(yùn)動(dòng)路徑主要包括兩種：① 切入運(yùn)動(dòng)，滾輪從初始狀態(tài)逐步與板料接觸，最終到達(dá)每道次滾壓的起始位置；② 滾壓運(yùn)動(dòng)，滾輪沿翻邊線做周向的進(jìn)給運(yùn)動(dòng).滾壓速度設(shè)置為v=50 mm/s.具體路徑如圖6所示.

圖6 滾輪運(yùn)動(dòng)路徑Fig.6 Motion path of roller

2.3 仿真結(jié)果分析

對(duì)根據(jù)上述設(shè)置得到的仿真建模參數(shù)和滾輪運(yùn)動(dòng)路徑進(jìn)行仿真分析，結(jié)果如圖7所示.可知，特征翻邊件無開裂和起皺等缺陷，表明柔性翻邊能夠完成特征翻邊件的成形.過渡圓角處和翻邊部分的平均板料厚度分別為1.999 mm和1.994 mm，板料厚度變化量分別小于3%和4%，即板料厚度變化可以忽略不計(jì).

圖7 仿真得到的特征翻邊件Fig.7 Feature flanging part obtained by simulation

2.3.1應(yīng)力應(yīng)變分析 翻邊完成后，翻邊件上的等效塑性應(yīng)變(PEEQ)分布如圖8所示.過渡圓角處的等效塑性應(yīng)變最大，翻邊部分次之，平面部分最小(可忽略不計(jì))，且左右兩自由端的等效塑性應(yīng)變相對(duì)較小.分析翻邊件在點(diǎn)B橫截面處的過渡圓角和翻邊部分的等效塑性應(yīng)變分布，發(fā)現(xiàn)等效塑性應(yīng)變主要集中分布在板料內(nèi)外表面 ，且在過渡圓角的外表面處取得最大值.

圖8 翻邊完成后的等效塑性應(yīng)變分布云圖Fig.8 Cloud diagram of equivalent plastic strain after flanging

翻邊件在點(diǎn)B處各部分外表面的Mises應(yīng)力(τ)變化曲線如圖9所示.板料上的應(yīng)力隨滾壓道次數(shù)的增加而逐漸增大，且過渡圓角處的應(yīng)力值最大，翻邊部分次之，平面部分最小(可忽略不計(jì)).

圖9 各部分在B點(diǎn)處的Mises應(yīng)力變化曲線Fig.9 Mises stress of each part at point B

翻邊件的Mises應(yīng)力分布云圖(見圖10)進(jìn)一步驗(yàn)證了以上結(jié)論， 且發(fā)現(xiàn)板料上的應(yīng)力主要集中分布在過渡圓角處，并在點(diǎn)A的過渡圓角處取得最大值403.8 MPa.此外，翻邊件左右兩自由端的應(yīng)力分布不同：奇數(shù)道次滾壓(滾壓方向從左向右)結(jié)束后，翻邊件在點(diǎn)A處的應(yīng)力偏大，而偶數(shù)道次則相反.結(jié)合仿真模型的對(duì)稱性分析可知，翻邊完成后，翻邊件兩自由端的應(yīng)力差異由最終道次的滾壓方向決定.

圖10 翻邊件上的Mises應(yīng)力分布云圖Fig.10 Cloud chart of Mises stress distribution on flanging part

在滾壓過程中，對(duì)最終道次翻邊部分板料的變形特點(diǎn)進(jìn)行分析，如圖11所示.隨著滾輪從左向右做滾壓運(yùn)動(dòng)，板料在點(diǎn)A、D、B和E處的外表面應(yīng)力狀態(tài)變化為拉應(yīng)力-壓應(yīng)力-拉應(yīng)力，內(nèi)表面則相反.而點(diǎn)C為滾壓終點(diǎn)且為自由端，因此該處不受雙邊約束，最終應(yīng)力狀態(tài)與其他點(diǎn)不同：外表面應(yīng)力狀態(tài)變化為拉應(yīng)力-壓應(yīng)力，內(nèi)表面則相反.

圖11 翻邊件變形區(qū)應(yīng)力狀態(tài)Fig.11 Stress of flanging part in deformation zone

利用翻邊件外邊緣最大主應(yīng)力(τmax)云圖進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖12所示.當(dāng)最終道次滾輪滾壓至點(diǎn)B時(shí)，該點(diǎn)的內(nèi)、外表面應(yīng)力狀態(tài)為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力.而滾壓路徑前后方各點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)相反.綜上可知，翻邊件兩自由端的應(yīng)力狀態(tài)差異由最終道次的滾壓方向決定.

圖12 翻邊件外邊緣的最大主應(yīng)力分布云圖Fig.12 Cloud chart of maximum principal stress distribution on outer edge of flanging part

2.3.2貼模間隙 貼模間隙是零件內(nèi)表面與模具之間的貼合間隙，能夠描述零件表面精度[9]，是考察航空鈑金翻邊件成形質(zhì)量的重要指標(biāo).以點(diǎn)A為例計(jì)算特征件貼模間隙，如圖13所示.

圖13 翻邊件的貼模間隙Fig.13 Die clearance of flanging part

提取翻邊成形后點(diǎn)A處外邊緣內(nèi)表面的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)xA、yA和zA，其中z表示高度方向.由于貼模間隙遠(yuǎn)小于翻邊件的圓弧半徑，所以翻邊件外邊緣可以近似為與胎模模面圓心相同的圓弧.胎模模面方程為

(1)

式中：R為圓弧半徑.

計(jì)算點(diǎn)A和胎模上相同高度圓弧上的任意點(diǎn)A*(zA*=zA)到圓心的距離：

(2)

(3)

點(diǎn)A*與圓心在同一條水平直線上，因此兩點(diǎn)之間的水平距離

Δx=rA-rA*

貼模間隙與水平距離的關(guān)系如圖14所示，可表示為

圖14 貼模間隙的計(jì)算示意圖Fig.14 Calculation of die clearance

d=Δxsinθ

將式(2)和(3)代入，得到貼模間隙的計(jì)算公式：

根據(jù)上述方法，得到所有待測(cè)點(diǎn)的貼模間隙，并形成特征件的貼模間隙曲線，如圖15所示.其中，點(diǎn)A、D和B處的貼模間隙以及整體的貼模平均值(2.77 mm)均超過翻邊零件質(zhì)量要求的2.7 mm，且波動(dòng)范圍(極差)高達(dá)1.19 mm，不滿足質(zhì)量要求.因此，需要進(jìn)一步減小翻邊貼模間隙，提高貼模間隙一致性，以優(yōu)化成形質(zhì)量.

圖15 翻邊特征件的仿真貼模間隙分布Fig.15 Simulation of die clearance distribution on feature part

3 工藝參數(shù)對(duì)翻邊成形質(zhì)量的影響

3.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

利用正交試驗(yàn)對(duì)各因素各水平進(jìn)行試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)，并綜合分析試驗(yàn)結(jié)果，探究各因素水平的最佳組合，得到最優(yōu)或較優(yōu)的試驗(yàn)方案.

對(duì)影響柔性翻邊成形質(zhì)量的翻邊道次數(shù)、各道次角度分配、滾輪直徑和滾壓速度共4個(gè)因素進(jìn)行研究.各因素取3個(gè)水平進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體取值如表3所示.各道次角度分配方案因翻邊道次數(shù)不同而有所區(qū)別，因此僅以逐漸增大、逐漸減小和保持不變區(qū)分.例如，當(dāng)翻邊道次數(shù)為7時(shí)，若各道次角度分配保持不變，則有θ=10°，20°，30°，40°，50°，60°，70°，即每道次的進(jìn)給角度為10°.

表3 各因素水平取值Tab.3 Selected values of factors

柔性翻邊工藝參數(shù)設(shè)計(jì)的正交表為L(zhǎng)9(34)，即正交試驗(yàn)為4因素3水平，共9組試驗(yàn)，具體設(shè)計(jì)如表4所示.

表4 柔性翻邊工藝參數(shù)研究正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.4 Orthogonal text design of flexible flanging process

對(duì)上述正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的試驗(yàn)條件進(jìn)行仿真分析，處理結(jié)果如表5所示.

表5 各試驗(yàn)條件仿真的貼模間隙

3.2 工藝參數(shù)對(duì)貼模間隙的影響

根據(jù)上述仿真數(shù)據(jù)計(jì)算貼模間隙平均值，利用極差分析法進(jìn)一步分析數(shù)據(jù)，結(jié)果見表6.根據(jù)極差大小，可以比較各工藝參數(shù)指標(biāo)對(duì)貼模間隙平均值影響的敏感性：翻邊道次數(shù)最大，各道次角度分配次之，滾壓速度再次之，滾輪直徑最小(可忽略不計(jì)).

表6 正交試驗(yàn)計(jì)算貼模間隙平均值Tab.6 Average value of die clearance by orthogonal test

敏感性較強(qiáng)的3個(gè)指標(biāo)與貼模間隙平均值之間的關(guān)系如圖16所示.可知， 當(dāng)翻邊道次數(shù)越大或滾壓速度越小時(shí)，貼模間隙平均值越??；而當(dāng)各道次角度分配保持不變時(shí)，貼模間隙平均值最小.

圖16 各工藝參數(shù)指標(biāo)對(duì)貼模間隙平均值的影響Fig.16 Average value of die clearance versus different process parameters

3.3 工藝參數(shù)對(duì)貼模間隙一致性的影響

利用極差分析法對(duì)貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差進(jìn)行分析，結(jié)果如表7所示.根據(jù)極差大小，可以比較各工藝參數(shù)指標(biāo)對(duì)貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差影響的敏感性：翻邊道次數(shù)最大，各道次角度分配次之，滾輪直徑再次之，滾壓速度最小(可忽略不計(jì)).

表7 正交試驗(yàn)計(jì)算貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差

敏感性較強(qiáng)的3個(gè)指標(biāo)與貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差間的關(guān)系見圖17.可知，翻邊道次數(shù)越大，貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差越小，一致性越好；而當(dāng)各道次角度分配逐漸減小或l=50 mm時(shí)，貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差最小，一致性最好.

圖17 各工藝參數(shù)指標(biāo)對(duì)貼模間隙標(biāo)準(zhǔn)差的影響Fig.17 Standard deviation of die clearance versus different process parameters

3.4 工藝參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)

綜合分析正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的仿真結(jié)果，得到各工藝參數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響如下：

(1) 翻邊道次數(shù)對(duì)翻邊成形質(zhì)量的影響最顯著.隨翻邊道次數(shù)增加，翻邊件的貼模間隙減小且一致性變好，成形質(zhì)量得到改善.

(2) 各道次角度分配對(duì)翻邊成形質(zhì)量的影響較顯著.當(dāng)各道次角度分配保持不變時(shí)，翻邊件整體貼模情況最好；當(dāng)其逐漸減小時(shí)，貼模間隙一致性最好.且其保持不變與逐漸減小時(shí)的貼模間隙一致性差異較小(見圖18).因此，當(dāng)各道次角度分配保持不變時(shí)更有利于改善成形質(zhì)量.

(3) 滾輪直徑和滾壓速度對(duì)翻邊成形質(zhì)量的影響較小.當(dāng)l=50 mm時(shí)，貼模間隙一致性較好；滾壓速度越小，則整體貼模情況越好.但是，當(dāng)v=25 mm/s 和v=50 mm/s時(shí)，整體貼模情況相差很小，而成形效率相差較大(約1倍)，因此選擇v=50 mm/s.

綜合考慮翻邊件的整體貼模情況、不同位置的貼模間隙一致性和成形效率等因素，得到本特征件工藝參數(shù)的最優(yōu)組合：7道次、各道次角度分配保持不變、l=50 mm和v=25 mm/s.并與5道次、各道次角度分配逐漸增大、l=50 mm和v=25 mm/s的仿真貼模數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，結(jié)果如圖18所示.可知，經(jīng)工藝參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)后，貼模間隙平均值減小了19.9%，滿足了翻邊零件質(zhì)量要求；貼模間隙平均值的波動(dòng)范圍減小了52.8%，貼模間隙一致性得到改善.

圖18 工藝參數(shù)優(yōu)化結(jié)果Fig.18 Optimization results of process parameters

4 機(jī)器人柔性翻邊試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)系統(tǒng)搭建

搭建包括機(jī)器人、工作臺(tái)支架、模具、滾輪和滾輪支座等的機(jī)器人柔性翻邊試驗(yàn)系統(tǒng)，如圖19所示.利用工業(yè)六軸機(jī)器人控制直徑為50 mm的圓柱直滾輪對(duì)板料進(jìn)行翻邊成形.將待成形薄板放置在工作臺(tái)支架上，根據(jù)模具上的3個(gè)限位銷釘進(jìn)行定位，并利用壓板和肘夾對(duì)翻邊件的平面部分施加壓邊力使得板料固定在模具上.

圖19 機(jī)器人柔性翻邊試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.19 Test system of robot flexible flanging

同圖1所示在翻邊試驗(yàn)件上等距離選擇5個(gè)測(cè)點(diǎn)，并利用塞尺測(cè)量翻邊件翻邊部分的貼模間隙，如圖20所示.

圖20 貼模間隙測(cè)量量規(guī)Fig.20 Gauge for measuring die clearance

4.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在7道次、各道次角度分配逐漸減小、l=25 mm 和v=25 mm/s的條件下，對(duì)比試驗(yàn)與仿真結(jié)果.可知，翻邊試驗(yàn)件無開裂和起皺等缺陷(見圖20)，同仿真結(jié)果一致.在成形前，板料厚度平均值為2.014 mm；在成形后，試驗(yàn)件的過渡圓角和翻邊部分處的板料厚度平均值分別為2.086 mm和 2.022 mm，即板料厚度變化小于5%.

翻邊件貼模間隙的試驗(yàn)和仿真數(shù)據(jù)如表8所示，對(duì)比曲線如圖21所示.可知，試驗(yàn)件同樣存在貼模間隙較大且一致性較差的問題；除了點(diǎn)B處的試驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)偏差略大于0.10，其余各點(diǎn)處的偏差均小于0.10；隨著測(cè)量點(diǎn)位置的變化，試驗(yàn)和仿真中貼模間隙的變化趨勢(shì)相同，即翻邊件在點(diǎn)A處的貼模間隙最大.

表8 試驗(yàn)與仿真的貼模間隙Tab.8 Die clearance of text and simulation

圖21 試驗(yàn)與仿真貼模間隙對(duì)比曲線Fig.21 Die clearance curves of text and simulation

綜上可知：仿真計(jì)算結(jié)果在允許誤差范圍內(nèi)，仿真模型的有效性得到驗(yàn)證，4個(gè)工藝參數(shù)對(duì)翻邊件成形質(zhì)量影響規(guī)律的研究結(jié)果具有較高的可信度.

5 結(jié)論

機(jī)器人柔性翻邊新工藝具有生產(chǎn)柔性強(qiáng)的特點(diǎn)，適用于多品種、小批量航空鈑金結(jié)構(gòu)件的翻邊成形，是一種精確高效的成形方法.利用仿真和試驗(yàn)進(jìn)行該方法的工藝規(guī)律研究，經(jīng)仿真得到優(yōu)化的工藝參數(shù)，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，得到符合要求的翻邊成形件.主要結(jié)論如下：

(1) 機(jī)器人柔性翻邊成形工藝能夠完成航空鈑金翻邊件的成形，且翻邊件無開裂和起皺等缺陷.

(2) 翻邊件的應(yīng)力主要集中在過渡圓角處，且最終道次的滾壓方向決定了翻邊件左右兩端的應(yīng)力差異；成形質(zhì)量缺陷主要由翻邊部分的貼模間隙未達(dá)到設(shè)計(jì)要求造成.

(3) 翻邊道次數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響最大，各道次角度分配次之，滾輪直徑或滾壓速度最小.

(4) 在對(duì)不同翻邊件進(jìn)行工藝參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)，建議盡可能增加道次數(shù)以提高成形質(zhì)量，并令各道次角度分配保持不變；適當(dāng)增大滾壓速度以提高成形效率；在無空間限制的情況下，優(yōu)先選擇大直徑滾輪以增大翻邊件的貼模間隙一致性.

在后續(xù)研究中，將進(jìn)一步對(duì)各工藝參數(shù)之間的耦合關(guān)系展開研究，并對(duì)材料和工藝路徑等對(duì)翻邊成形質(zhì)量的影響進(jìn)行討論，以得到更全面的規(guī)劃方案.