鄧輝，崔建昆

（1.200093 上海市 上海理工大學 機械工程學院；2.201404 上海市 上海園菱機械實業(yè)有限公司）

0 引言

帶網(wǎng)格內腔的鋁合金零件在航空航天領域為重要結構件，具有很廣泛的應用價值，已經(jīng)成為航空航天設計制造領域的重要標志。根據(jù)帶網(wǎng)格內腔鋁合金零件的特點，其成型方法包括時效成型、滾彎成型、蠕變成形、爆炸成型等，本文研究鋁合金零件的滾彎成型[1]。滾彎成型是合金零件中應用最多的一種成型方法，優(yōu)點較多，但是網(wǎng)格內腔零件在滾彎過程中，焊接邊、筋條與蒙皮3 處受力不均容易造成筋條屈曲失穩(wěn)甚至斷裂、蒙皮褶皺。國內外學者對帶網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型改善控制有很多研究，肖寒[2]等針對整體填料對網(wǎng)格內腔零件滾彎成型的影響進行探究，發(fā)現(xiàn)填料改善受力不均和筋條失穩(wěn)問題，但是填料加工與固定較為繁瑣，且重復利用率較低；郜陽[3]等設計了上下焊接邊結構優(yōu)化的零件結構，提高了零件滾彎成型后的直線度且減小殘余應力帶來的變形，但增加優(yōu)化結構后的零件質量提升較大。本文針對上述不足，提出在網(wǎng)格內腔零件筋條上以及網(wǎng)格四角銑削圓角的新思路，探究優(yōu)化后的結構對帶網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型的影響，為類似零件的滾彎成型工藝的改進提供參考。

1 帶網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型有限元模型的建立

1.1 有限元分析幾何模型建模與結構優(yōu)化

本文研究的網(wǎng)格內腔鋁合金零件材料使用的是7075-t6 鋁合金，外形尺寸為520 mm×260 mm，在零件還未滾彎時的平板狀態(tài)下銑切加工出筋條、網(wǎng)格和焊接邊。網(wǎng)格為等尺寸正方形網(wǎng)格，邊長為100 mm，網(wǎng)格內部蒙皮厚度為2.5 mm,相鄰網(wǎng)格間筋條厚度為4 mm,筋條高度為15 mm，焊接邊高度為6 mm，三維模型如圖1 所示。

圖1 網(wǎng)格內腔鋁合金零件示意圖Fig.1 Diagram of aluminum alloy parts with mesh cavity

結構優(yōu)化是在了解網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎過程中受力情況的基礎上，根據(jù)本文提出的新思路，將網(wǎng)格內腔鋁合金零件的內部網(wǎng)格在滾彎加工前，在網(wǎng)格4 個角上銑削出半徑為5 mm 的圓角（如圖2（a）所示），并根據(jù)網(wǎng)格筋條的厚度，在全部網(wǎng)格筋條頂部銑削出半徑為2 mm的倒圓角（如圖2（b）所示），改善筋條受力后屈曲變形和零件受力不均。優(yōu)化后的零件結構圖如圖2（c）所示。

圖2 優(yōu)化后網(wǎng)格內腔鋁合金零件示意圖Fig.2 Diagram of optimized aluminum alloy parts with inner mesh cavity

滾彎成型網(wǎng)格內腔鋁合金零件被輥軸通過滾動而產(chǎn)生彎曲并發(fā)生塑性形變。網(wǎng)格內腔零件滾彎成型下壓示意圖如圖3所示，幾何模型尺寸如表1所示。

圖3 網(wǎng)格內腔零件滾彎成型下壓示意圖Fig.3 Diagram of rolling forming of inner cavity parts

表1 幾何模型尺寸表Tab.1 Dimensions of geometric models

采用合理準確的幾何形狀和材料模型決定了模擬結果的精確度，可提高網(wǎng)格壁板滾彎成型時的計算精度和計算效率。本文中，滾彎設備輥子作為剛體處理，網(wǎng)格內腔鋁合金零件使用7075-t6 鋁合金，是良好的抗應力腐蝕開裂的板材，具有良好的機械性能，特別是抗疲勞裂紋擴展性能。7075-t6鋁合金[4]的材料性能見表2。

表2 7075-t6 鋁合金材料性能Tab.2 Properties of 7075-t6 aluminium alloy material

1.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件設置

網(wǎng)格質量會對有限元分析產(chǎn)生重要影響，合理的網(wǎng)格劃分可減小計算量并模擬出最真實的變形情況。選用C3D8R 的六面體網(wǎng)格劃分網(wǎng)格內腔鋁合金零件，劃分后的網(wǎng)格結果如圖4 所示。

圖4 網(wǎng)格劃分結果Fig.4 Meshing results

選用ABAQUS 顯式動力分析，將網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型過程分3 步分析。（1）上輥下壓，網(wǎng)格內腔鋁合金零件產(chǎn)生壓彎變形；（2）下輥轉動，零件在上輥與下輥之間彎曲成型；（3）上輥上移，應力卸載后的壁板開始回彈。設置的參數(shù)過大將影響精度，但過小的參數(shù)必然會降低計算速度。CHUANG[5]等人將動態(tài)影響誤差e（t）作為動力顯式算法判斷準靜態(tài)問題的標準，通過動態(tài)效應≤5%來選擇合適的參數(shù)。賴松柏[6]等人通過實驗驗證在一定試驗參數(shù)下滾彎過程的動態(tài)響應誤差，對時間進行歸一化處理后，得到上輥下壓速度＜0.12 m/s、下輥轉動速度＜10 rad/s 時，滿足e（t）＜5%。本文綜合上文建立的有限元模型后，設置上輥下壓速度為0.05 m/s，下輥轉動速度為2 rad/s。TAILOR[7]等人對塑性成型過程中摩擦力的作用進行研究，指出摩擦系數(shù)越小越有利于塑性成型，且誤差較小的摩擦系數(shù)為0.4。但是，經(jīng)過計算機模擬得到摩擦系數(shù)為0.2 時下輥會與零件發(fā)生打滑，所以本文摩擦系數(shù)選取0.3，保證模擬成型結果的變形均勻性。接觸類型全部選取面面接觸，定義3 對接觸對：零件上表面與上輥之間定義接觸、零件下表面與左側下輥定義接觸、零件下表面與右側下輥定義接觸。上述接觸對輥子為主表面，零件表面為從表面。

2 網(wǎng)格內腔零件滾彎成型結果分析

2.1 滾彎成型等效應力分析

分析2 種結構在獲取上輥相同下壓量時的等效應力分布。分別通過對比上輥下壓結束即第1 步結束以及第3 步零件滾彎結束后，上輥上升時零件2種結構的等效應力。第1 步結束后未優(yōu)化的網(wǎng)格內腔鋁合金零件的應力云圖如圖5（a）所示，優(yōu)化后的零件應力云圖如圖5（b）所示?？芍陷佅聣航Y束后，零件變形主要集中在2 個下輥之間的部位，其余大部分區(qū)域還未進入塑性變形階段，對比優(yōu)化結構前后的應力，并測量焊接邊、筋條和蒙皮3 處受力的大小，結果如圖6 所示。

圖5 第1 步結束后零件應力云圖Fig.5 Part stress cloud map after Step1 ends

圖6 零件縱向位置所受應力值Fig.6 Stress value on longitudinal positions of the part

未優(yōu)化網(wǎng)格內腔零件的等效應力均勻性較差，導致變形過程中筋條產(chǎn)生扭曲及背部棱印等缺陷；優(yōu)化后零件整體相較于未優(yōu)化零件應力分布的均勻性提高，避免了筋條扭曲，改善了背部棱印等缺陷。

當?shù)? 步結束后，此時下輥停止轉動，上輥向上位移，零件應力釋放。由圖7 可以看出，優(yōu)化后的零件避免了筋條屈曲開裂、背部楞印等缺陷，使得蒙皮、筋條焊接邊3 處受力變得均勻，在滾彎中3 處都產(chǎn)生均勻的應變，會使得滾彎半徑變得均勻而且優(yōu)化后的零件殘余應力的分布也會更加均勻，使得零件回彈更加均勻，同時也會使得回彈后的半徑更加均勻。

圖7 第3 步結束后應力云圖Fig.7 Stress cloud map after Step 3

2.2 結構優(yōu)化零件成型半徑分析

由于采用對稱式三軸滾彎設備，理論上零件成型后的彎曲半徑[8]是關于零件的幾何中心對稱的，但由于未優(yōu)化零件的筋條受壓發(fā)生屈曲，所以實際上零件不可能處處完全對稱。在上輥施加相同下壓量的情況下，零件滾彎成型后的變形如圖8 所示。對比優(yōu)化前后零件的變形，并測量零件橫向不同區(qū)域的彎曲半徑，結果如圖9 所示。由圖9 可知，優(yōu)化后的網(wǎng)格內腔零件在滾彎成型中獲得了更好的成型效果和成型質量。未優(yōu)化的零件不同區(qū)域彎曲半徑有較明顯的不同，由于不同厚度區(qū)域受力不均勻，導致塑性變形不能同步發(fā)生。

圖8 優(yōu)化前和優(yōu)化后零件滾彎后變形Fig.8 Deformation of the part after bending with and without optimization

圖9 零件滾彎后彎曲半徑Fig.9 Bending radius of the part after roll bending

3 結論

本文根據(jù)網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型受力特點對零件上的筋條結構進行優(yōu)化，對比優(yōu)化前后的零件發(fā)現(xiàn)，網(wǎng)格內腔零件成型時焊接邊、蒙皮、筋條受力不均主要原因是滾彎成型中筋條屈曲失穩(wěn)，零件背部有棱印；筋條結構優(yōu)化后的網(wǎng)格內腔鋁合金零件滾彎成型時各區(qū)域應力水平接近一致且在相同下壓量下，結構優(yōu)化后的零件滾彎成型后彎曲半徑更加均勻，獲得的成型件幾何精度高。