雙金屬復(fù)合管直角法蘭雙輥夾持旋壓起皺分析

范淑琴,王琪,華毅,趙升噸,趙永強(qiáng)

(西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,710049,西安)

近年來,隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展能源需求急劇增長,許多國家都在大量開采石油、天然氣,因此在油氣田高腐蝕環(huán)境下應(yīng)用的管材的數(shù)量也迅速增加。采用傳統(tǒng)的不銹鋼類或高合金類耐腐蝕管材成本較高,而采用普通鋼管材雖然成本低,但耐腐蝕性能差。雙金屬復(fù)合管的內(nèi)復(fù)層為不銹鋼,可滿足高腐蝕環(huán)境輸送介質(zhì)的要求,外層為普通碳鋼,可滿足管材的機(jī)械性能要求,這樣既兼顧了內(nèi)、外兩層管材的優(yōu)點(diǎn),同時又大大減少了管材的成本,具有良好的性能和廣泛的應(yīng)用前景。雙金屬復(fù)合管在應(yīng)用時往往需要焊接連接,其焊縫處的抗環(huán)境開裂能力以及耐蝕性是雙金屬復(fù)合管安全使用壽命的重要影響因素之一,然而雙金屬復(fù)合管的基層和復(fù)層是不同的金屬,具有不同的特點(diǎn)和性能,需要對基層和復(fù)層分別焊接,這是傳統(tǒng)焊接無法解決的[1]。

目前,國外掌握先進(jìn)連接技術(shù)的公司,例如芬蘭的GS-Hydro公司,采用非焊接方式連接單金屬管路,以解決單金屬管焊接連接技術(shù)連接強(qiáng)度低、可靠性差的問題,即先對管接頭處進(jìn)行預(yù)加工,然后采用標(biāo)準(zhǔn)連接配件進(jìn)行連接。需要預(yù)加工的管接頭主要有應(yīng)用于中壓系統(tǒng)和中低壓系統(tǒng)的37°和90°擴(kuò)口法蘭,以及用于高壓系統(tǒng)的保護(hù)環(huán)法蘭。在石油化工、環(huán)保、水利水電等行業(yè)用來運(yùn)輸液體的管道所承受的壓力基本上屬于中壓或中低壓,因此37°和90°擴(kuò)口法蘭的應(yīng)用更為廣泛。

目前的先進(jìn)技術(shù)是采用旋壓成形對管端進(jìn)行旋壓翻邊得到擴(kuò)口法蘭。圖1所示為GS-Hydro公司采用旋壓技術(shù)得到的90°擴(kuò)口法蘭[2-3],但該公司采用的旋壓技術(shù)主要應(yīng)用于不銹鋼和普通碳鋼等單金屬材料管道連接法蘭的加工,并不包括雙金屬復(fù)合管連接法蘭的加工。為了解決雙金屬復(fù)合管焊接法蘭的問題,有必要開展雙金屬復(fù)合管的管接頭法蘭旋壓翻邊成形機(jī)理的研究。

圖1 GS-Hydro公司的90°擴(kuò)口法蘭[2]

本課題組曾開展過單金屬的雙輥夾持旋壓成形技術(shù)研究[4-8],圖2所示為雙輥夾持旋壓成形原理示意圖。在旋壓成形前,將筒形件毛坯套裝在內(nèi)脹式夾具上,該夾具在軸向壓力的作用下沿徑向脹開,實(shí)現(xiàn)成形過程中夾緊毛坯的作用,同時2個旋輥夾住預(yù)成形的法蘭部位,并施加翻邊力。在旋壓成形過程中,毛坯隨著夾具一起旋轉(zhuǎn),而2個旋輥在自轉(zhuǎn)的同時還在旋壓頭的帶動下作3個自由度的運(yùn)動——沿z軸的直線運(yùn)動、沿x軸的直線運(yùn)動和繞y軸的轉(zhuǎn)動,其中沿z軸和x軸的直線運(yùn)動配合完成90°的圓弧,繞y軸的轉(zhuǎn)動實(shí)現(xiàn)90°的翻邊,3個自由度運(yùn)動的配合使得2個旋輥夾持板料繞一個定點(diǎn)旋轉(zhuǎn)90°,實(shí)現(xiàn)直角法蘭的成形。

(a)成形前 (b)成形中 (c)成形后圖2 雙輥夾持旋壓成形原理示意圖

雙輥夾持旋壓成形屬于普旋的范疇,因此它具有普旋的優(yōu)點(diǎn),即成形力和成形載荷容量小,設(shè)備成本低,所得到的零件機(jī)械強(qiáng)度高,表面質(zhì)量好[9-12]。除此之外,雙輥夾持旋壓成形還具有一些本質(zhì)上區(qū)別于普通旋壓的優(yōu)點(diǎn):雙輥夾持旋壓成形工藝采用2個形狀簡單的圓柱體旋輥對板料進(jìn)行對稱夾持,不易起皺,旋壓件的尺寸精度高;板料與旋輥為線接觸,載荷作用面積大,每道次的變形程度大,旋壓生產(chǎn)效率高;法蘭邊的形狀與芯模的外形輪廓無關(guān),而是由旋輥的運(yùn)動軌跡決定,屬于無模、柔性旋壓成形,可以實(shí)現(xiàn)包括90°法蘭等多種形狀的法蘭成形。

本文將雙輥夾持旋壓成形方法應(yīng)用于雙金屬復(fù)合管管端90°擴(kuò)口法蘭的成形,采用有限元仿真分析的方法對雙金屬復(fù)合管90°擴(kuò)口法蘭雙輥夾持旋壓成形機(jī)理進(jìn)行研究,首先建立內(nèi)層為304不銹鋼、外層為Q235普通鋼的雙金屬復(fù)合管的雙輥夾持旋壓成形有限元模型,通過有限元仿真模擬,分析Q235普通鋼/304不銹鋼復(fù)合管在雙輥夾持旋壓成形過程中的起皺缺陷形式及其影響因素,獲得主要工藝參數(shù)對起皺的影響規(guī)律和一定徑厚比條件下的法蘭寬度極限值,以期為雙輥夾持旋壓成形技術(shù)應(yīng)用于雙金屬復(fù)合管法蘭成形提供依據(jù)。

1 雙輥夾持旋壓成形有限元模型

采用非線性有限元分析軟件ABAQUS/Explicit建立雙輥夾持旋壓成形有限元分析模型,如圖3所示。為了便于分析,在有限元模型中做如下假設(shè)和簡化:①變形材料是均一、各向同性和不可壓縮的;②旋輥和內(nèi)脹式夾具為剛體,不發(fā)生變形;③忽略變形中的溫度效應(yīng),將變形假設(shè)為等溫變形。

圖3 雙輥夾持旋壓成形有限元模型

1.1 幾何模型

雙金屬復(fù)合管直角法蘭雙輥夾持旋壓成形的幾何模型如圖4所示,由坯料、內(nèi)脹式夾具、內(nèi)旋輥和外旋輥4個部分組成。在成形過程中,旋輥夾持住坯料并繞一個定點(diǎn)轉(zhuǎn)動,該定點(diǎn)即為模擬中的旋輥參考點(diǎn)Rp。最終成形的法蘭寬度由內(nèi)外旋輥夾持的長度所確定。在幾何模型中,c為旋輥參考點(diǎn)Rp與夾具夾持位置之間的距離,p為參考點(diǎn)Rp到旋輥底部的垂直距離,e為2個旋輥之間的間距,初始毛坯壁厚t0為基層板厚t1和復(fù)層板厚t2之和。雙輥夾持旋壓成形直角法蘭幾何模型的參數(shù)值見表1。

為了避免外旋輥在成形后期與工件干涉,參考點(diǎn)到旋輥底面的距離p應(yīng)該大于t0/2,否則在成形后期外旋輥將穿透到工件內(nèi)部,但p的取值也不能太大,否則成形法蘭的尺寸精度將大大降低。在實(shí)際加工中,p應(yīng)該在滿足大于t0/2的條件下盡量取較小值[6]。本文的毛坯初始壁厚t0為2 mm,p取2 mm。

雙輥夾持旋壓成形與普旋中的旋輥運(yùn)動不太相同,為了之后方便分析工藝參數(shù)的影響規(guī)律,定義雙輥夾持旋壓成形中的旋輥進(jìn)給率f為工件繞主軸旋轉(zhuǎn)1圈時,旋輥翻邊的弧度。例如,在時間T內(nèi)坯料旋轉(zhuǎn)N圈,旋輥翻邊90°,則此時的旋輥進(jìn)給率為(π/2N) rad/r。本文模型保持夾具的轉(zhuǎn)速不變,通過改變旋輥翻邊90°時夾具轉(zhuǎn)過的圈數(shù),即旋輥的翻邊速度,從而改變旋輥的進(jìn)給率。

圖4 雙輥夾持旋壓成形的幾何模型

表1 雙輥夾持旋壓成形雙金屬復(fù)合管直角法蘭的幾何模型參數(shù) mm

1.2 材料模型

雙金屬復(fù)合管在宏觀上可以看作是一個整體,從微觀上可視為具有不同材料屬性的層與層的疊加,因此復(fù)合管的建模有2種模型:一種是整體模型,另一種是分層模型[13]。夏琴香教授課題組對這2種模型進(jìn)行了不銹鋼/鋁/不銹鋼3層復(fù)合板拉深成形數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)分層建模比整體建模更為準(zhǔn)確。因此,本文的材料模型也采用分層建模,首先通過材料性能試驗(yàn)獲得Q235普通鋼和304不銹鋼2種金屬材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線,如圖5和圖6所示,然后在有限元模型里分層賦予坯料的材料屬性(見表2)。

圖5 304不銹鋼的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖6 Q235普通鋼的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

材料參數(shù)304不銹鋼Q235普通鋼楊氏模量E/GPa195210泊松比ν0.2470.3密度ρ/kg·m-37 9007 858

1.3 接觸關(guān)系和邊界條件

在雙金屬復(fù)合板雙輥夾持旋壓成形中,需要設(shè)置不同部件之間的接觸關(guān)系,本文設(shè)置內(nèi)旋輥與坯料內(nèi)表面間的接觸對、外旋輥與坯料外表面間的接觸對以及夾具外表面和坯料內(nèi)表面間的接觸對。同時,還設(shè)置了坯料和夾具之間的Tie約束,以實(shí)現(xiàn)坯料隨著夾具的轉(zhuǎn)動而轉(zhuǎn)動。之后,對內(nèi)旋輥與坯料內(nèi)表面間的接觸對、外旋輥與坯料外表面間的接觸對的摩擦因數(shù)進(jìn)行設(shè)置,摩擦因數(shù)取0.3;夾具外表面和坯料內(nèi)表面間的接觸對設(shè)置為無摩擦。

在Load模塊中進(jìn)行邊界條件設(shè)定,根據(jù)旋輥運(yùn)動軌跡來定義幅值曲線和設(shè)置邊界條件。在變形過程中,坯料隨著夾具的轉(zhuǎn)動而轉(zhuǎn)動,故對于旋輥而言,運(yùn)動軌跡的設(shè)置較簡單,只需在旋輥參考點(diǎn)上設(shè)置旋輥繞y軸的角速度,在夾具參考點(diǎn)上設(shè)置夾具繞z軸轉(zhuǎn)動的角速度,便可完成對于旋輥軌跡的設(shè)定。

1.4 網(wǎng)格劃分

將內(nèi)脹式夾具視為離散剛體,采用R3D4單元來進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于夾具在變形過程中未發(fā)生變形,故為了提高計算效率,對夾具采用較大的網(wǎng)格單元。將旋輥也看作是離散剛體,同樣采用R3D4單元來進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于旋輥在成形時與坯料變形區(qū)接觸,所以旋輥的網(wǎng)格單元設(shè)得較小,同時在它的圓角處細(xì)化網(wǎng)格,以保證模擬的精確性。將坯料定義為變形體,故使用S4R單元來劃分網(wǎng)格,并在其變形區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化,此外還采用了Enhanced沙漏控制。

2 有限元模型驗(yàn)證

在有限元模型中設(shè)置了工件和夾具的Tie約束,以實(shí)現(xiàn)工件隨夾具的轉(zhuǎn)動而轉(zhuǎn)動,所以采用動態(tài)顯式有限元進(jìn)行計算時,夾具轉(zhuǎn)速對模擬的動態(tài)效應(yīng)影響很大。一般用系統(tǒng)的動能和內(nèi)能之比γ來衡量系統(tǒng)的動態(tài)效應(yīng),γ不大于5%則認(rèn)為系統(tǒng)的動態(tài)效應(yīng)對有限元模擬結(jié)果沒有影響,可以保證模擬的準(zhǔn)確性。

在有限元模擬時,分析了夾具轉(zhuǎn)速對動態(tài)效應(yīng)的影響。在保證進(jìn)給率不變,即坯料旋轉(zhuǎn)20圈后翻邊90°的條件下,設(shè)定不同的分析步時間(step time)來獲得不同的夾具轉(zhuǎn)速,當(dāng)step time分別取0.5、1、2 s時,夾具轉(zhuǎn)速n分別為251.2、125.6、62.8 rad/s。通過有限元模擬,獲得了不同夾具轉(zhuǎn)速下系統(tǒng)的動態(tài)效應(yīng)變化曲線,如圖7所示。

圖7 不同夾具轉(zhuǎn)速下的坯料動內(nèi)能比變化

由圖7可以看出,在不同的夾具轉(zhuǎn)速下,γ值最后都穩(wěn)定在了一定的范圍內(nèi),不大于5%,并且n=125.6 rad/s時的γ值比n=251.2 rad/s時的γ值降低了很多,但與n=62.8 rad/s時的γ值相差不大?？紤]到計算時間,選擇夾具轉(zhuǎn)速n=125.6 rad/s,這樣既能保證模型的準(zhǔn)確性,也可以使計算更有效率。

3 結(jié)果與討論

3.1 起皺形式

3.1.1 旋輥進(jìn)給率引起的起皺 在夾具轉(zhuǎn)速為125.6 rad/s、旋輥圓角半徑為1 mm、旋輥夾持坯料的長度為10 mm時,分別取旋輥進(jìn)給率為0.039、0.051、0.079、0.157、0.314和1.57 rad/r進(jìn)行了雙輥夾持旋壓成形數(shù)值模擬,分析了旋輥進(jìn)給率對雙輥夾持旋壓成形轉(zhuǎn)矩和成形質(zhì)量的影響規(guī)律。

圖8所示為不同旋輥進(jìn)給率f對應(yīng)的工件成形結(jié)果,從中可以看出:當(dāng)f=1.57 rad/r時,模型的法蘭邊成形不完全,故f要在小于1.57 rad/r的范圍內(nèi)選擇;當(dāng)f=0.314,0.157 rad/r時,模型的法蘭邊都出現(xiàn)了不同程度的起皺;當(dāng)f=0.079,0.051,0.039 rad/r時,模型的法蘭邊較為平整,無起皺現(xiàn)象。因此,為了保證法蘭不起皺,旋輥進(jìn)給率應(yīng)小于0.157 rad/r。

(a)f=1.57 rad/r(b)f=0.314 rad/r(c)f=0.157 rad/r

(d)f=0.079 rad/r(e)f=0.051 rad/r(f)f=0.039 rad/r圖8 不同進(jìn)給率下的成形計算結(jié)果

在保持夾具轉(zhuǎn)速為125.6 rad/s不變的條件下,不同的旋輥進(jìn)給率所對應(yīng)的成形時間不相同,為了方便分析比較不同進(jìn)給率對成形轉(zhuǎn)矩的影響,成形過程用百分?jǐn)?shù)表示。圖9所示為不同旋輥進(jìn)給率下雙輥夾持旋壓成形過程中成形轉(zhuǎn)矩的變化曲線,從中可以看到,隨著成形過程的進(jìn)行,成形轉(zhuǎn)矩先急劇增大后保持平穩(wěn),而且隨旋輥進(jìn)給率增加,成形轉(zhuǎn)矩也相應(yīng)增大。

圖9 旋輥進(jìn)給率對成形轉(zhuǎn)矩的影響

由圖10可以看出,隨著旋輥進(jìn)給率的增大,最大壁厚差先減小后增大,這是由于在大的旋輥進(jìn)給率下,最后得到的工件法蘭部分的不均勻程度以及最大壁厚差都會變小,即工件的最終成形質(zhì)量和精度變好,但是旋輥進(jìn)給率也不能無限增大,當(dāng)旋輥進(jìn)給率大到一定程度后,就會使得法蘭邊出現(xiàn)起皺現(xiàn)象。綜合考慮,本文最終選擇旋輥進(jìn)給率為0.079 rad/r。

圖10 旋輥進(jìn)給率對工件最大壁厚差的影響

3.1.2 不同徑厚比引起的起皺 采用基層板厚和復(fù)層板厚均為1 mm,總壁厚為2 mm,內(nèi)徑分別為100、140和200 mm的Q235普通鋼/304不銹鋼復(fù)合管毛坯進(jìn)行雙輥夾持旋壓成形仿真分析,毛坯徑厚比分別為50、70和100。旋輥的幾何參數(shù)按照表1選取。表1中有2種規(guī)格的旋輥,其直徑均為20 mm,但長度分別為25和65 mm。成形的法蘭寬度不大于25 mm時采用長度為25 mm的旋輥,而成形的法蘭寬度大于25 mm、小于65 mm時采用長度為65 mm的旋輥。夾具轉(zhuǎn)速取125.6 rad/s,旋輥進(jìn)給率取0.079 rad/r,分析坯料的徑厚比對雙輥夾持旋壓成形的影響規(guī)律。由圖11可以看出,隨著坯料內(nèi)徑的逐漸增大,旋壓成形所需轉(zhuǎn)矩逐漸變小,這說明隨著徑厚比的增大,工件成形變得更加容易。

圖11 不同徑厚比、法蘭寬度10 mm時的成形轉(zhuǎn)矩

圖12所示是徑厚比為50的工件的成形結(jié)果,可見翻邊寬度b為25 mm時得到的工件最外緣較為平整,無起皺現(xiàn)象;當(dāng)翻邊寬度增大到30 mm時,工件最外緣有輕微波浪型褶皺,工件成形質(zhì)量不好;當(dāng)翻邊寬度增大到40 mm時,工件出現(xiàn)了非常明顯的起皺現(xiàn)象。通過模擬,大致可以確定徑厚比為50的工件的旋壓成形極限寬度約為30 mm,當(dāng)旋壓成形寬度大于或等于30 mm時將出現(xiàn)工件起皺現(xiàn)象,影響工件成形質(zhì)量。

(a)b=25 mm (b)b=30 mm (c)b=40 mm圖12 徑厚比為50時工件的成形結(jié)果

將徑厚比增大到70,翻邊寬度為30 mm時得到的工件最外緣較為平整,無起皺現(xiàn)象;當(dāng)翻邊寬度增大到40 mm時,工件最外緣有輕微波浪形褶皺,工件成形質(zhì)量不好。由此可以大致確定,徑厚比為70的工件的旋壓成形極限寬度約為40 mm,當(dāng)旋壓寬度大于或等于40 mm時將出現(xiàn)工件起皺現(xiàn)象。將徑厚比增大至100,翻邊寬度為50 mm時得到的工件最外緣仍很平整,無起皺現(xiàn)象;當(dāng)翻邊寬度增大到60 mm時,工件最外緣有輕微波浪形褶皺,工件成形質(zhì)量不好。由此可以大致確定,徑厚比為100的工件的旋壓成形極限寬度約為60 mm。因此可以得出結(jié)論:增大徑厚比可以提高旋壓成形法蘭的極限寬度。

3.2 起皺開始的時刻

取坯料的壁厚為2 mm,內(nèi)徑為100 mm,徑厚比為50,夾具轉(zhuǎn)速取125.6 rad/s,旋輥進(jìn)給率取0.079 rad/r,分析雙金屬復(fù)合管法蘭翻邊寬度分別為25和40 mm兩種情況時旋壓力的變化。雙輥夾持旋壓成形力分為徑向力、切向力和軸向力3個分量,圖13所示為2種翻邊寬度條件下旋壓力3個分量的變化曲線,可以看出不同翻邊寬度工件的旋壓力變化趨勢相同,翻邊寬度越大,旋壓力的絕對值也越大。

(a)徑向力

(b)切向力

(c)軸向力圖13 2種翻邊寬度條件下的旋壓力曲線

由3.1節(jié)的分析可知:翻邊寬度增大到一定值就會出現(xiàn)起皺缺陷;當(dāng)坯料徑厚比為50、翻邊寬度為25 mm時工件無起皺,而當(dāng)翻邊寬度為40 mm時工件有起皺。觀察圖13中翻邊寬度為40 mm時的旋壓力變化曲線可以發(fā)現(xiàn),徑向力、切向力和軸向力曲線均在0.875 s時突然出現(xiàn)波動,尤其是切向力和軸向力曲線的波動更為明顯。

由圖14可以看出,在成形0.875 s時工件法蘭出現(xiàn)了明顯的褶皺,而在之前的0.865 s時刻尚未出現(xiàn)起皺,由此可知是旋輥?zhàn)饔迷谧冃螀^(qū)時發(fā)生了起皺,導(dǎo)致旋壓力的突然波動。因此,旋壓力曲線的突然波動可以用來確定起皺發(fā)生的時刻,而相關(guān)的結(jié)論在普旋成形起皺時刻判斷中已有應(yīng)用[14]。

(a)step time為0.875 s

(b)step time為0.865 s圖14 翻邊寬度為40 mm時工件的幾何形狀變化

3.3 切向應(yīng)力分析

圖15是徑厚比為50、翻邊寬度為20 mm的工件的雙輥夾持旋壓成形切向應(yīng)力分布圖,可以看到成形過程中旋輥接觸部位受到較大的切向壓應(yīng)力,其余部位受到切向拉應(yīng)力。隨著成形的進(jìn)行,在旋輥離開后此處的切向壓應(yīng)力會逐漸減小,甚至轉(zhuǎn)變?yōu)檩^小的切向拉應(yīng)力。

圖15 旋壓成形工件的切向應(yīng)力分布圖 (step time為0.19 s)

圖16是翻邊寬度分別為20和40 mm時的切向應(yīng)力分布圖,可以看到增加翻邊寬度會使工件的變形程度加大,旋輥接觸部位承受的切向壓應(yīng)力也增大。從圖15和圖16a可以看出,當(dāng)step time為0.19 s時,翻邊寬度為20 mm時的最大切向壓應(yīng)力為453 MPa,翻邊寬度為40 mm時的最大切向壓應(yīng)力為590 MPa。當(dāng)旋輥離開后,此處的切向壓應(yīng)力有所減小,但由于變形程度過大導(dǎo)致此處的切向殘余應(yīng)力最后仍是壓應(yīng)力,隨著成形過程的進(jìn)行,這一情況更加嚴(yán)重,如圖16b和16c所示,從而導(dǎo)致了此處的起皺缺陷。

(c)step time為0.95 s圖16 翻邊寬度為40 mm時工件的切向應(yīng)力分布圖

(a)徑厚比為50

(b)徑厚比為70圖17 翻邊寬度為30 mm時工件的切向應(yīng)力分布圖 (step time為0.19 s)

在同等條件下,增大徑厚比可使雙輥夾持旋壓成形時工件的變形程度減小。圖17是毛坯徑厚比分別為50和70、翻邊寬度均為30 mm情況下的工件切向應(yīng)力分布圖,可以看到,增大徑厚比后旋輥接觸部位所承受的切向壓應(yīng)力有所減小:徑厚比為50時切向壓應(yīng)力為558 MPa,徑厚比為70時切向壓應(yīng)力為532 MPa。在旋輥離開后其切向壓應(yīng)力也較小,相對不容易產(chǎn)生起皺。

圖18是翻邊寬度為30 mm的工件成形結(jié)束之后的切向應(yīng)力分布圖,可以看到,徑厚比為50的工件的法蘭外緣出現(xiàn)了輕微的起皺,而徑厚比為70的工件的法蘭成形良好,只有增大翻邊寬度即增大變形量時才有可能產(chǎn)生起皺。隨徑厚比增大,工件成形的翻邊寬度極限值也相應(yīng)增大:當(dāng)徑厚比為50時,工件的翻邊寬度極限值約為30 mm;當(dāng)徑厚比為70時,工件的翻邊寬度極限值約為40 mm;當(dāng)徑厚比為100時,工件的翻邊寬度極限值約為60 mm。

(a)徑厚比為50

(b)徑厚比為70圖18 翻邊寬度為30 mm時工件的切向應(yīng)力分布圖 (step time為1 s)

4 結(jié) 論

本文建立了Q235普通鋼/304不銹鋼雙金屬復(fù)合管法蘭雙輥夾持旋壓成形的有限元仿真模型,對Q235普通鋼/304不銹鋼雙金屬復(fù)合管法蘭雙輥夾持旋壓成形過程進(jìn)行了有限元仿真模擬,分析了成形過程中易出現(xiàn)的起皺形式和影響因素,獲得如下結(jié)論:

(1)隨旋輥進(jìn)給率增大所需要的成形轉(zhuǎn)矩也變大,而最大壁厚差先減小后增大,然而旋輥進(jìn)給率過大會出現(xiàn)不同程度的起皺現(xiàn)象。綜合考慮,確定合適的旋輥進(jìn)給率為0.079 rad/r。

(2)坯料徑厚比越大,所需要的成形轉(zhuǎn)矩就越小,而成形過程中旋輥接觸部位存在切向壓應(yīng)力,隨著變形程度的增大會導(dǎo)致外緣部分起皺,所以在一定的徑厚比條件下可成形的法蘭寬度存在極限值,大于極限值則會發(fā)生起皺現(xiàn)象。當(dāng)坯料徑厚比分別為50、70、100時,對應(yīng)的極限翻邊寬度分別為30、40和60 mm。

(3)可以根據(jù)旋壓力曲線的突然波動來確定起皺發(fā)生的時刻。