大型筒體對輪強(qiáng)力旋壓成形特征與規(guī)律研究

李帆，朱成成，申宇星，劉柏?fù)P，徐洪忠，李帥鵬，趙升噸,，陳超

大型筒體對輪強(qiáng)力旋壓成形特征與規(guī)律研究

李帆1，朱成成2，申宇星1，劉柏?fù)P1，徐洪忠1，李帥鵬1，趙升噸1,3，陳超3

（1.西安交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，西安 710049；2.長安大學(xué) 工程機(jī)械學(xué)院，西安 710054；3.中南大學(xué) 輕合金研究院，長沙 410083）

研究大直徑薄壁筒體在對輪強(qiáng)力旋壓過程中的應(yīng)力–應(yīng)變分布情況和材料流動特征，探明減薄率、進(jìn)給比和主軸轉(zhuǎn)速等工藝參數(shù)對成形結(jié)果的影響規(guī)律。利用Forge仿真平臺建立2.25 m級5052鋁合金筒體對輪強(qiáng)力旋壓的有限元模型，分析筒體成形過程中的應(yīng)力–應(yīng)變狀態(tài)和主要工藝參數(shù)對成形精度與旋壓成形力的影響規(guī)律。在對輪旋壓成形過程中，筒體內(nèi)外側(cè)應(yīng)力–應(yīng)變呈對稱分布，成形區(qū)域內(nèi)材料呈扇形流動。工藝參數(shù)對成形工件壁厚精度和旋壓成形力的影響主次順序為：減薄率＞進(jìn)給比>主軸轉(zhuǎn)速。各工藝參數(shù)的增大均會降低工件的壁厚精度，減薄率和進(jìn)給比的增大會引起旋壓成形力增大，而主軸轉(zhuǎn)速增大會使旋壓成形力輕微減小。

大型筒體；對輪旋壓；成形特征；工藝參數(shù)

運(yùn)載火箭是目前人類進(jìn)入太空的主要工具，是世界航天科技發(fā)展的基礎(chǔ)，航天事業(yè)的發(fā)展離不開運(yùn)載火箭技術(shù)的進(jìn)步[1]。目前世界上諸多航天強(qiáng)國的新型主力運(yùn)載火箭如火神、新格倫、阿里安6以及H–3等的芯級直徑均已超過了5 m[2]。運(yùn)載火箭的結(jié)構(gòu)系統(tǒng)由貯箱、殼段和特殊功能件組成，具有承載、支承和容納的功能[3-4]。在這些系統(tǒng)中，大型薄壁筒體工件得到了大量的使用，此類零件普遍具有直徑大、壁厚薄、精度高、力學(xué)性能優(yōu)良的特點。與之對應(yīng)的是大型薄壁筒體工件具有相當(dāng)大的加工難度，開展相關(guān)研究并解決制造過程中的困難具有顯著的重要性和緊迫性。板材卷焊是制造大直徑薄壁筒體的一種簡單易行且高效的方案，但是卷焊筒體焊縫處的材料性能、應(yīng)力狀態(tài)依然劣于母材[5]。芯模強(qiáng)力旋壓是目前最常用的制造高質(zhì)量無縫筒體的工藝，但是針對超大型筒體，由于受到芯模尺寸、設(shè)備噸位、安裝等因素的限制，芯模旋壓技術(shù)不再適用[6-8]。對輪旋壓工藝采用內(nèi)旋輪取代了芯模旋壓的芯模，多對內(nèi)外旋輪沿筒體坯料兩側(cè)對稱布置，同時對筒體內(nèi)外表面進(jìn)行旋壓加工[9]。但是該技術(shù)目前在國內(nèi)尚未得到工程化應(yīng)用，僅有部分高校和科研單位開展了相關(guān)研究工作。華南理工大學(xué)Xiao等[10]建立了對輪旋壓過程中的材料流動模型。吉林大學(xué)Guo等[11]利用SIMUFACT仿真軟件分析了對輪旋壓工藝參數(shù)對徑向、軸向和切向成形力的影響規(guī)律。西安交大Zhu等[12-13]對比分析了芯模旋壓和對輪旋壓加工槽輪零件的區(qū)別。吉林大學(xué)Luo等[14]使用了一種對輪強(qiáng)力旋壓、縮頸旋壓和熱旋壓前后結(jié)合的工藝，加工了最大直徑為600 mm的帶環(huán)形內(nèi)筋薄壁殼體。西安交大Zhao等[15-16]設(shè)計了加工直徑為600 mm的全電伺服立式三對輪強(qiáng)力旋壓設(shè)備。但是，這些研究缺乏對大型筒體對輪旋壓過程中應(yīng)力–應(yīng)變和成形規(guī)律的綜合考慮，文中更加系統(tǒng)地分析了成形過程中材料流動和工藝參數(shù)對成形精度以及旋壓成形力的影響，對相關(guān)尺寸的筒體加工試驗和設(shè)備研發(fā)具有重要指導(dǎo)意義。

1 大型薄壁筒體對輪強(qiáng)力旋壓有限元模型

1.1 幾何模型建立與網(wǎng)格劃分

綜合考慮有限元數(shù)值模擬的計算效率和工程實踐中常用的筒體工件尺寸型號，選擇我國長征系列運(yùn)載火箭中常見的2.25 m級模塊箭體外殼為對象，進(jìn)行大直徑薄壁筒體對輪旋壓工藝的數(shù)值模擬。在數(shù)值模擬過程中設(shè)置筒體坯料的主要幾何尺寸如下：外徑為2 258 mm，壁厚為30 mm，總高度為200 mm。同時給坯料上端設(shè)置了10 mm×20 mm的預(yù)制坡口用以防止內(nèi)外旋輪在開始接觸到坯料時因撞擊而產(chǎn)生振動。

在數(shù)值模擬過程中，內(nèi)外旋輪均采用強(qiáng)力旋壓工藝中常用的雙錐輪結(jié)構(gòu)，內(nèi)外旋輪直徑分別為300 mm和200 mm，旋輪圓角半徑為5 mm。根據(jù)筒體坯料與旋輪幾何尺寸，建立如圖1所示的2.25 m級薄壁筒體對輪旋壓成形工藝數(shù)值模擬三維模型，該模型中4組旋輪沿筒體坯料周向均布放置，且筒體坯料底部與轉(zhuǎn)盤固定并隨轉(zhuǎn)盤繞自身軸線旋轉(zhuǎn)。

圖1 2.25 m級筒體對輪旋壓工藝三維模型

將工藝三維模型導(dǎo)入Forge軟件中對筒坯進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。網(wǎng)格類型為四面體網(wǎng)格，常規(guī)網(wǎng)格尺寸為12 mm，細(xì)化網(wǎng)格尺寸為4 mm，總網(wǎng)格數(shù)目為16 6875。網(wǎng)格劃分采用了局部隨動網(wǎng)格細(xì)劃分與網(wǎng)格重劃分技術(shù)，對筒體坯料與旋輪接觸的區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化以提高計算精度。

圖2 筒坯網(wǎng)格劃分

工藝模型具體運(yùn)動原理如下：轉(zhuǎn)盤為主運(yùn)動模具，帶動筒體坯料繞軸線做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，筒體坯料內(nèi)外側(cè)分別與內(nèi)外旋輪接觸并產(chǎn)生摩擦力，摩擦力帶動內(nèi)外旋輪分別繞自身軸線旋轉(zhuǎn)；各對旋輪進(jìn)入筒坯預(yù)定徑向位置（由減薄率決定）后，沿筒坯軸向向著轉(zhuǎn)盤一側(cè)軸向進(jìn)給，以實現(xiàn)反旋加工。其中轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速設(shè)置為60 r/min，旋輪軸向進(jìn)給比設(shè)置為1 mm/r，減薄率設(shè)置為25%。

1.2 材料模型與邊界條件

5052鋁合金由于自身優(yōu)秀的耐腐蝕性能和力學(xué)性能，在航天航空領(lǐng)域有著廣泛應(yīng)用[17-18]。文中以5052鋁合金作為工藝數(shù)值模擬材料，依照GB/T 7314—2017制備短壓縮圓柱試樣，采用INSTRO-N-5982材料試驗機(jī)對制備好的試樣進(jìn)行力學(xué)性能測定，得到5052鋁合金材料常溫狀態(tài)下的真應(yīng)力–真應(yīng)變曲線如圖3所示。5052鋁合金密度為2 680 kg/m3，彈性模量為68 GPa，泊松比為0.33，獲得5052鋁合金應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系如式（1）所示。

圖3 5052鋁合金壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線

筒體坯料與旋輪間的摩擦條件是對輪旋壓工藝數(shù)值模擬中的一個重要邊界條件，為保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，采用圓環(huán)鐓粗試驗[19-20]測定5052鋁合金在對輪旋壓工況下的剪切摩擦因數(shù)，得出結(jié)果如下：在無潤滑條件下，5052鋁合金與鐓粗模具之間的摩擦因數(shù)約為0.30；在使用昆侖3號潤滑脂條件下，5052鋁合金與鐓粗模具之間的摩擦因數(shù)約為0.15。

1.3 有限元模型驗證

工程試驗是檢驗塑性成形有限元仿真模型的可靠手段，但是考慮到2.25 m級直徑筒體對輪強(qiáng)力旋壓試驗開展困難，因此進(jìn)行了外徑為720 mm的5052鋁合金筒體對輪旋壓成形試驗，試驗過程如圖4所示。筒坯壁厚為10 mm，初始高度為150 mm，主要工藝參數(shù)設(shè)置如下：外減薄率為20%，內(nèi)減薄率為15%，進(jìn)給比為1 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速為45 r/min。根據(jù)前文所述有限元仿真模型建立方法進(jìn)行720 mm直徑5052鋁合金筒體對輪強(qiáng)力旋壓仿真，仿真后得到外旋輪的徑向和軸向成形力分別為29.11 kN和15.24 kN，內(nèi)旋輪徑向和軸向成形力分別為21.4 kN和15.2 kN。通過內(nèi)外旋軸應(yīng)變測量系統(tǒng)記錄成形試驗過程中對輪旋壓設(shè)備的內(nèi)外旋輪成形力，得到外旋輪的徑向和軸向成形力分別為26.62 kN和13.21 kN，內(nèi)旋輪徑向成形力和軸向成形力分別為23.65 kN和13.11 kN。對比仿真數(shù)據(jù)和試驗結(jié)果可知，有限元模型在獲取成形力時的平均誤差為12.5%，因此可以確定文中所建立的有限元模型具有較高的精度。

圖4 5052鋁合金筒體對輪旋壓試驗過程

2 大型薄壁筒體對輪強(qiáng)力旋壓成形特征分析

2.1 等效應(yīng)力

圖5為筒體工件對輪旋壓成形過程中的等效應(yīng)力分布情況。由圖5可知，在對輪旋壓成形過程中，等效應(yīng)力以帶狀形式主要集中在內(nèi)外旋輪之間，即4個變形區(qū)附近。主要應(yīng)力區(qū)應(yīng)力在350～700 MPa內(nèi)，最大等效應(yīng)力可達(dá)705.663 MPa，未成形區(qū)等效應(yīng)力相對較小，在200 MPa以下。

對筒體對輪旋壓成形變形區(qū)內(nèi)的等效應(yīng)力進(jìn)行進(jìn)一步分析，其分布情況如圖6所示?？芍冃螀^(qū)等效應(yīng)力分布存在對稱性，隨著內(nèi)外旋輪軸向進(jìn)給距離的增大，主應(yīng)力區(qū)逐漸向著筒壁心部擴(kuò)大。當(dāng)加工狀態(tài)穩(wěn)定后，筒壁與旋輪接觸區(qū)域的等效應(yīng)力最大，約為705 MPa。

2.2 等效應(yīng)變

圖7為對輪旋壓數(shù)值模擬過程中的等效應(yīng)變分布情況。由圖7可知，在對輪旋壓成形過程中，等效應(yīng)變主要集中在內(nèi)外旋輪與筒坯相對運(yùn)動的環(huán)形軌跡上，應(yīng)變值的大小主要在0.6～1.4之間，局部最大等效應(yīng)變?yōu)?.7。已成形區(qū)和未成形區(qū)幾乎未發(fā)生形變，與漸進(jìn)成形工藝的變形特點吻合。

圖5 對輪旋壓成形過程數(shù)值模擬等效應(yīng)力分布

對筒體對輪旋壓成形變形區(qū)內(nèi)的等效應(yīng)變進(jìn)行進(jìn)一步分析，其分布情況如圖8所示。發(fā)現(xiàn)筒坯變形區(qū)的等效應(yīng)變分布也具有對稱性，隨著內(nèi)外旋輪軸向進(jìn)給距離的增大，應(yīng)變逐漸向著筒壁心部擴(kuò)大。當(dāng)加工狀態(tài)穩(wěn)定后，筒壁外側(cè)等效應(yīng)變約為1.4，筒壁內(nèi)側(cè)應(yīng)變約為1.2。

2.3 材料流動

圖9為對輪旋壓數(shù)值模擬過程中縱向上的筒坯材料的流動情況?？梢钥闯觯诔尚渭闯尚螀^(qū)域，大部分材料無流動行為；變形區(qū)材料呈現(xiàn)扇形流動場模式；已成形區(qū)材料由于筒高增加，也具有軸向速度。從圖9還可以看出，筒坯頂端材料的流動速度有向外旋輪一側(cè)偏移的趨勢，與對輪旋壓成形工件端部輕微擴(kuò)徑現(xiàn)象吻合。

圖6 變形區(qū)等效應(yīng)力分布

圖7 對輪旋壓成形過程數(shù)值模擬等效應(yīng)變分布

借助Forge軟件中的質(zhì)點追蹤功能，對筒體對輪旋壓成形過程中的材料流動進(jìn)行進(jìn)一步分析。在模擬開始時，在筒坯縱向截面上取一行5個質(zhì)點進(jìn)行標(biāo)記，相鄰兩質(zhì)點間距為7.5 mm。在模擬過程中追蹤質(zhì)點的坐標(biāo)變化情況。在模擬結(jié)束后，重新將5個質(zhì)點的最終坐標(biāo)投射標(biāo)記在筒體縱向截面上，圖10為進(jìn)給距離分別為0、20、40 mm時質(zhì)點位置的變化情況。

從圖10可知，在筒體對輪旋壓成形過程中，在筒坯縱向切面上的變形區(qū)內(nèi)，靠近中心位置的材料流動速度大，靠近表層的材料流速小，與對輪旋壓成形特征一致。

3 工藝參數(shù)對成形結(jié)果的影響規(guī)律

3.1 正交試驗設(shè)計

圖8 變形區(qū)等效應(yīng)變分布

圖9 對輪旋壓數(shù)值模擬過程材料流動情況

工件質(zhì)量是旋壓加工的基本問題，選取工件成形壁厚差作為目標(biāo)參數(shù)之一，以檢測筒體工件旋壓成形精度。在旋壓成形過程中，旋壓成形力也是極為重要的一項指標(biāo)，它對旋壓裝備設(shè)計制造、旋壓工藝設(shè)計都有極為重要的作用，故選取旋壓成形力作為另一項目標(biāo)參數(shù)。

圖10 追蹤點在成形過程中位置變化情況

表1 對輪旋壓工藝參數(shù)正交試驗表

Tab.1 Orthogonal experiment of process parameters of counter-roller flow-forming

3.2 壁厚差

根據(jù)設(shè)計的正交試驗表，設(shè)置2.25 m直徑鋁合金筒形件對輪旋壓工藝模擬的加工條件，并讀取各次試驗的壁厚尺寸，匯總?cè)绫?所示。

表2 壁厚差正交試驗結(jié)果

Tab.2 Orthogonal experimental results of wall thickness difference

3.3 旋壓成形力

根據(jù)設(shè)計的正交試驗表，設(shè)置大直徑薄壁筒形件對輪旋壓工藝模擬的加工條件，并讀取各次試驗的成形力大小。為了便于后續(xù)分析處理，需要采用合理單一的指標(biāo)描述成形力情況。由于外旋輪的各向力均大于內(nèi)旋輪的，因此以外旋輪的合力為指標(biāo)進(jìn)行分析，外旋輪合力正交試驗結(jié)果如表3所示。

表3 外旋輪合力正交試驗結(jié)果

Tab.3 Orthogonal experimental results of forming force for outer-roller

圖12 工藝參數(shù)對成形力的影響趨勢

4 結(jié)論

1）在對輪旋壓成形過程中，等效應(yīng)力以帶狀形式主要集中在內(nèi)外旋輪之間，且筒體變形區(qū)等效應(yīng)力分布存在對稱性。隨著內(nèi)外旋輪軸向進(jìn)給距離的增大，主應(yīng)力區(qū)逐漸向筒壁心部擴(kuò)大。當(dāng)加工狀態(tài)穩(wěn)定后，筒壁與旋輪接觸區(qū)域的等效應(yīng)力最大。等效應(yīng)變主要集中在內(nèi)外旋輪與筒坯相對運(yùn)動的環(huán)形軌跡上，且筒體變形區(qū)的等效應(yīng)變分布也具有對稱性。隨著內(nèi)外旋輪軸向進(jìn)給距離的增大，應(yīng)變逐漸向著筒壁心部擴(kuò)大。

2）在對輪旋壓成形過程中，筒體工件未成形區(qū)大部分材料無流動行為，變形區(qū)材料具有扇形流動場模式，在筒體工件縱向切面上的變形區(qū)內(nèi)，靠近中心位置的材料流動速度大，靠近表層的材料流動速度小。

3）通過對正交試驗結(jié)果進(jìn)行極差分析可知，減薄率、進(jìn)給比和主軸轉(zhuǎn)速的增大均會導(dǎo)致成形件壁厚差的增大，且工藝參數(shù)對成形工件壁厚差影響的主次順序為：減薄率＞進(jìn)給比＞主軸轉(zhuǎn)速；另外，減薄率和進(jìn)給比的增大會導(dǎo)致外旋輪成形合力增大，而主軸轉(zhuǎn)速增大會使旋壓成形力輕微減小，工藝參數(shù)對旋壓成形力影響主次順序為：減薄率＞進(jìn)給比＞主軸轉(zhuǎn)速。

[1] 武新峰, 彭祺擘, 張海聯(lián), 等. 國內(nèi)外載人運(yùn)載火箭發(fā)展歷程分析與思考[J]. 載人航天, 2020, 26(6): 783- 793.

WU Xin-feng, PENG Qi-bo, ZHANG Hai-lian, et al. Analysis and Investigation on Development of Crew Launch Vehicles in China and Abroad[J]. Manned Spaceflight, 2020, 26(6): 783-793.

[2] 黃濤, 黃迪, 楊開, 等. 國外新型主力運(yùn)載火箭發(fā)展趨勢分析[J]. 飛航導(dǎo)彈, 2020(7): 72-76.

HUANG Tao, HUANG Di, YANG Kai, et al. Analysis on the Development Trend of Foreign Main Launch Vehicle[J]. Aerodynamic Missile Journal, 2020(7): 72-76.

[3] 顧名坤, 何巍, 唐科, 等. 中國液體運(yùn)載火箭結(jié)構(gòu)系統(tǒng)發(fā)展規(guī)劃研究[J]. 宇航總體技術(shù), 2021, 5(2): 55-67.

GU Ming-kun, HE Wei, TANG Ke, et al. Research on the Development Plan of Chinese Liquid Launch Vehicle Structure System[J]. Astronautical Systems Engineering Technology, 2021, 5(2): 55-67.

[4] 王國輝, 曾杜娟, 劉觀日, 等. 中國下一代運(yùn)載火箭結(jié)構(gòu)技術(shù)發(fā)展方向與關(guān)鍵技術(shù)分析[J]. 宇航總體技術(shù), 2021, 5(5): 1-11.

WANG Guo-hui, ZENG Du-juan, LIU Guan-ri, et al. Development Direction and Key Technology Analysis for China's next Generation Launch Vehicles Structure[J]. Astronautical Systems Engineering Technology, 2021, 5(5): 1-11.

[5] 郭蕾, 韓冬, 趙琳瑜, 等. D406A超高強(qiáng)度鋼卷焊圓筒旋壓成形工藝研究[J].熱加工工藝, 2014, 43(17): 151-154.

GUO Lei, HAN Dong, ZHAO Lin-yu, et al. Research on Spinning Forming Process of Curling-Welding Cylinder for Ultra-High Strength Steel D406A[J]. Hot Working Technology, 2014, 43(17): 151-154.

[6] YANG Zhong-ze, XU Wen-chen, WU He, et al. Enhancing Hoop Strength of Titanium Alloy Tube by Cross Spinning[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2020, 152: 103530.

[7] ZHANG Ran-yang, YU Huan, ZHAO Gang-yao. Role of Friction in Prediction and Control Ellipticity of High-Strength Casting Aluminum Alloy Tube during Hot Power Backward Spinning[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2019, 102(5/6/7/8): 2709-2720.

[8] 徐文臣, 矯健, 陳宇, 等. 立式四對輪新型旋壓機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計及優(yōu)化分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2019, 44(1): 102- 112.

XU Wen-chen, JIAO Jian, CHEN Yu, et al. Analysis on Design and Optimization of a New Vertical Counter- Roller Spinning Machine with Four Pairs of Rollers[J]. Forging & Stamping Technology, 2019, 44(1): 102-112.

[9] ZHANG D W, LI F, LI S P, et al. Finite Element Modeling of Counter-Roller Spinning for Large-Sized Aluminum Alloy Cylindrical Parts[J]. Frontier of Mechanical Engineering, 2019, 14(3): 351-357.

[10] XIAO G F, XIA Q X, CHENG X Q, et al. Metal Flow Model of Cylindrical Parts by Counter-Roller Spinning[J]. Procedia Engineering, 2014, 81: 2397-2402.

[11] GUO Ya-ming, LI Ming-zhe, HUANG Tao, et al. Research on Counter-Roller Spinning Force Based on Finite Element Simulation and Experiment[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2019, 563(4): 42069.

[12] ZHU Cheng-cheng, ZHAO Sheng-dun, LI Shuai-peng, et al. Comparison of Mandrel and Counter-Roller Spinning Methods for Manufacturing Large Sheaves[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2019, 100(1): 409-419.

[13] ZHU C C, MENG D, ZHAO S, et al. Investigation of Groove Shape Variation during Steel Sheave Spinning[J]. Materials, 2018, 11(6): E960.

[14] LUO Wei, CHEN Fei, XU Bin-bin, et al. Study on Compound Spinning Technology of Large Thin-Walled Parts with Ring Inner Ribs and Curvilinear Generatrix[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2018, 98(5/6/7/8): 1199-1216.

[15] ZHAO Sheng-dun, LI Fan, ZHU Cheng-cheng, et al. Full-Electric Servo Vertical Three-Counter-Roller Dri-v-ing Power Spinning Device: US11292045[P]. 2022- 04-05.

[16] ZHAO Sheng-dun, LI Fan, ZHU Cheng-cheng, et al. Inner Roller Feeding Device for a Baseplate of Counter- Roller Driving Power Spinning Equipment: US11306799[P]. 2022-04-19.

[17] WU Jian-xin, FARAMARZ D, CEREN G, et al. Microstructure Evolution, Texture Development, and Mechanical Properties of Hot-Rolled 5052 Aluminum Alloy Followed by Annealing[J]. Materials Research Express, 2022, 9(5): 056516 .

[18] DJEMAOUNE Y, KRSTIC B, RASIC S, et al. Numerical Investigation into In-Plane Crushing of Tube-Rein-fo-rced Damaged 5052 Aerospace Grade Aluminum Alloy Honeycomb Panels[J]. Materials, 2021, 14(17): 4992.

[19] ZHANG Da-wei, LIU Bing-kun, LI Jing-xiang, et al. Variation of the Friction Conditions in Cold Ring Compression Tests of Medium Carbon Steel[J]. Friction, 2020, 8(2): 311-322.

[20] ZHANG Da-wei, YANG Guang-can, ZHAO Sheng-dun. Frictional Behavior during Cold Ring Compression Process of Aluminum Alloy 5052[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2021, 34(5): 47-64.

Characteristics and Rules of Counter-roller Flow-forming of Large Tube

LI Fan1, ZHU Cheng-cheng2, SHEN Yu-xing1, LIU Bai-yang1, XU Hong-zhong1, LI Shuai-peng1,ZHAO Sheng-dun1,3, CHEN Chao3

(1. School of Mechanical Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China; 2. School of Construction Machinery, Chang'an University, Xi'an 710054, China; 3. Light Alloy Research Institute, Central South University, Changsha 410083, China)

The work aims to study stress-strain distribution and material flow characteristics of large-diameter thin-walled tube during counter-roller flow-forming, and explore the effects of process parameters such as thinning ratio, feed ratio and spindle speed on the forming results.A finite element model of 5052 aluminum alloy tube with a diameter of 2.25 m was established with Forge simulation platform. The stress-strain state in the tube forming process and the effects of main process parameters on the forming results were analyzed. The results showed that in the process of counter-roller flow-forming, the stress and strain on the inner and outer sides of the tube were symmetrically distributed, and the material flowed in a sector in the forming area. The primary and secondary order of the effects of process parameters on the wall thickness accuracy and forming force of formed workpiece was: thinning ratio>feed ratio>spindle speed. The increase of process parameters will reduce the wall thickness accuracy of the workpiece. The increase of thinning ratio and feed ratio will increase the forming force of flow-forming, while the increase of spindle speed will slightly reduce the forming force of flow-forming.

large tube; counter-roller flow-forming; forming characteristics; process parameters

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.07.002

TG335

A

1674-6457(2022)07-0011-08

2022–03–17

國家自然科學(xué)基金（U1937203）；航天科技創(chuàng)新應(yīng)用研究（1A0A9FC6）；湖南省“湖湘高層次人才”項目（2021RC5001）

李帆（1993—），男，博士生，主要研究方向為對輪強(qiáng)力旋壓成形工藝與設(shè)備。

趙升噸（1962—），男，博士，教授，主要研究方向為材料塑性成形與智能裝備。

責(zé)任編輯：蔣紅晨