大截面帶內(nèi)筋方箱輥拔成形數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究

鄭 杰，陳 喆，李國(guó)俊，閆釗鳴，張治民，薛 勇

(中北大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 太原 030051)

1 引言

大截面方箱是應(yīng)用于航空航天、國(guó)防軍事等領(lǐng)域的一類重要零部件，常應(yīng)用于貯存、運(yùn)輸以及吊裝等方面。隨著科學(xué)技術(shù)以及國(guó)防實(shí)力的提高，對(duì)此類零件的輕量化、氣密性提出了更高的要求。

與旋壓成形工藝制備等壁厚筒形件不同，大截面帶內(nèi)筋方箱形狀復(fù)雜，其傳統(tǒng)的加工制造主要采用焊接成形工藝。該工藝首先按長(zhǎng)度方向?qū)⑾潴w蒙皮分成若干段，采用金屬板材折彎后焊接成等壁厚方形蒙皮分段，通過整形并進(jìn)行應(yīng)力消除；再將蒙皮分段與箱體加強(qiáng)筋等部件采用焊接分段組合而成。這一工藝不僅技術(shù)難度大、成形過程繁瑣以及制造成本高；同時(shí)，由于存在焊縫，導(dǎo)致方箱氣密性差、成形應(yīng)力差以及壽命低。因此，亟需提出一種新的制造工藝來實(shí)現(xiàn)大截面帶內(nèi)筋方箱的高性能、高精度、低成本、整體成形。

基于以上研究背景和實(shí)際需求，本文提出了一種以金屬材料拉拔成形技術(shù)為基礎(chǔ)，結(jié)合型材的輥壓/軋制等成形技術(shù)的特點(diǎn)的新型大截面帶內(nèi)筋方箱的輥拔整體成形方法?；谠摮尚畏椒?，本文主要對(duì)輥拔成形道次以及內(nèi)筋充填效果進(jìn)行了初步研究，并且成功制備出了6061鋁合金大截面帶內(nèi)筋方箱零件。輥拔整體成形方法的提出，大大降低了大截面帶內(nèi)筋方箱制造過程的工藝復(fù)雜程度，希望能夠替代現(xiàn)有的焊接成形工藝，為裝備先進(jìn)制造技術(shù)進(jìn)行有益探索。

2 成形工藝方案分析

圖1為大截面帶內(nèi)筋方箱零件示意圖，從圖1(a)中的橫截面示意圖和圖1(b)中的縱截面示意圖可以看出該零件的寬度超過500 mm，長(zhǎng)度1 000 mm；并且橫截面上壁厚差較大，零件壁厚最薄處僅為8 mm，而內(nèi)筋處壁厚達(dá)到了30 mm。該零件的大規(guī)格尺寸以及大壁厚差等結(jié)構(gòu)使得零件很難整體成形、筋部很難充填飽滿。

圖1 大截面帶內(nèi)筋方箱零件示意圖示意圖

本文提出的大截面帶內(nèi)筋方箱輥拔整體成形方法的模具結(jié)構(gòu)示意圖如圖2(a)所示，成形過程中凸模帶動(dòng)坯料向下運(yùn)動(dòng)，輥輪在摩擦力帶動(dòng)下發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，并對(duì)坯料施加徑向擠壓力，從而實(shí)現(xiàn)壁厚減薄以及長(zhǎng)度伸長(zhǎng)。此外，由于內(nèi)筋處壁厚較厚，若初始坯料為等壁厚形狀，則會(huì)造成內(nèi)筋充填不滿，故根據(jù)體積不變?cè)瓌t對(duì)初始坯料對(duì)應(yīng)位置進(jìn)行補(bǔ)償。最終初始坯料形狀如圖2(b)所示，最薄處壁厚為25 mm。初始坯料的尺寸如圖2(d)和(e)所示，初始坯料的尺寸內(nèi)側(cè)距離為488.4 mm，外側(cè)距離為548.4 mm，內(nèi)筋高度為18 mm，外筋高度為27 mm。

圖2 模具結(jié)構(gòu)與初始坯料形狀

3 有限元模型建立

4 模擬結(jié)果分析

4.1 輥拔道次優(yōu)化

由于最終成形的零件壁厚較薄，容易在輥拔成形過程中造成斷裂缺陷，使成形失敗。由此，設(shè)計(jì)了3種不同的輥拔方案。這3種方案總體減薄量一致，只是后2種將減薄量分散到多道次的軋輥上，使單個(gè)軋輥的減薄量變小。不同輥拔方案的模具結(jié)構(gòu)和內(nèi)外筋與凸模和輥輪的接觸配合如圖3所示。通過有限元模擬軟件，對(duì)不同方案進(jìn)行模擬，并選擇合理的輥拔方案。

圖3 不同輥拔方案示意圖

圖4為不同輥拔方案的有限元模擬結(jié)果，其不同輥拔方案的損傷值以及折疊角統(tǒng)計(jì)在圖4右側(cè)。圖4(a)可以看出單次輥拔過程中坯料發(fā)生了斷裂，其最大損傷值分布在斷裂處，高達(dá)1.18。這表明單次輥拔過程中變形量太大導(dǎo)致坯料發(fā)生了斷裂。圖4(b)和(c)的有限元模擬結(jié)果表明2次輥拔成形和3次輥拔成形都能比較好的實(shí)現(xiàn)大截面帶內(nèi)筋方箱的整體成形，但是經(jīng)過兩次輥拔成形的坯料的損傷值相對(duì)較高，最大損傷值為0.509；而經(jīng)過3次輥拔成形的坯料的最大損傷值最低，僅有0.278。此外，除了最大損傷值外，經(jīng)過3次輥拔成形的坯料的折疊缺陷幾乎不存在，最大折疊角僅為254°；經(jīng)過單次輥拔成形的坯料的最大折疊角為354°(主要集中在坯料外壁處)，將會(huì)導(dǎo)致成形后的坯料存在較為明顯的折疊缺陷，這將會(huì)降低坯料的整體性能以及成形精度。因此通過對(duì)不同輥拔道次的有限元模擬結(jié)果進(jìn)行分析，3次輥拔成形的損傷值最低并且不存在折疊缺陷，具有最優(yōu)異的成形效果。

圖4 不同輥拔方案的損傷值以及折疊角曲線

4.2 輥輪形狀優(yōu)化

根據(jù)體積不變?cè)瓌t，初始坯料外壁處存在外筋以補(bǔ)償內(nèi)筋在變形前后的體積差,如圖2(b)所示。外筋在經(jīng)過不同輥輪道次變形時(shí)，每道次外筋的壓下量對(duì)內(nèi)徑的成形精度存在影響。因此為了分析外筋在不同輥拔道次的壓下量對(duì)內(nèi)筋的影響，下文將對(duì)輥輪形狀進(jìn)行優(yōu)化，來探討不同輥輪形狀對(duì)內(nèi)筋充填飽滿程度的影響。

..輥輪形狀對(duì)內(nèi)筋充填飽滿程度的影響

為了保證成形后零件內(nèi)筋充填飽滿，除了對(duì)坯料進(jìn)行針對(duì)性的優(yōu)化補(bǔ)償，還需要對(duì)各道次輥輪進(jìn)行優(yōu)化，使輥拔過程中筋部材料逐步流動(dòng)變形，將外側(cè)突起材料補(bǔ)充至內(nèi)部加強(qiáng)筋處，實(shí)現(xiàn)內(nèi)筋飽滿成形。下文將輥輪形狀分成3種類型：?jiǎn)未螇合伦冃危杭赐饨钤诮?jīng)過第一個(gè)輥輪后被完全壓入內(nèi)側(cè)；三等分壓下變形：即將外筋按照體積均分為三等分，每經(jīng)過一個(gè)輥輪被下壓1/3；對(duì)應(yīng)減薄系數(shù)壓下變形：即外筋每道次變形程度與箱體壁厚變薄系數(shù)相同(變薄系數(shù)依次為0.65,0.73和0.84)。

圖5為不同輥輪形狀對(duì)內(nèi)筋充填飽滿程度的影響云圖，其有限元模擬結(jié)果顯示了坯料與凸模之間的距離，即距離越小充填越飽滿。通過優(yōu)化輥輪形狀來改善外筋對(duì)內(nèi)筋充填飽滿程度的補(bǔ)償。圖5(a)表明了輥輪單次下壓變形后，坯料的內(nèi)筋部分充填并未飽滿，其平均距離3.67 mm。此外，可以發(fā)現(xiàn)，隨著輥輪形狀的優(yōu)化，當(dāng)坯料外筋經(jīng)過輥輪三等分下壓變形后，其平均距離為2.18 mm，盡管坯料的內(nèi)筋充填飽滿程度得到改善，但是仍不能滿足使用要求。圖5(c)為外筋壓下變形量與整體變薄系數(shù)對(duì)應(yīng)：即每次輥拔變形后外筋消耗部分的體積與內(nèi)筋增加的部分體積相等?？梢园l(fā)現(xiàn)，坯料經(jīng)過輥拔變形后，內(nèi)筋的整體充填飽滿程度得到了明顯改善，其平均距離僅僅只有0.55 mm。

圖5 不同輥輪形狀對(duì)內(nèi)筋充填飽滿程度的影響云圖

..輥輪形狀對(duì)等效應(yīng)變分布的影響

圖6為不同輥輪形狀對(duì)等效應(yīng)變分布的影響云圖。從圖6(a)和(b)可以看出，單次壓下變形和三等分壓下變形后的坯料都不同程度的存在等效應(yīng)變分布不均勻的情況，特別是單次壓下變形。如圖6(a)中的黑色箭頭所示，單次壓下變形后，不均勻的等效應(yīng)變區(qū)域主要分布在坯料的直角區(qū)域以及內(nèi)筋表面和兩側(cè)區(qū)域；而圖6(b)中表明坯料直角區(qū)域的大部分等效應(yīng)變逐漸均勻，在直角區(qū)域的少部分區(qū)域和內(nèi)筋表面存在些許等效應(yīng)變分布不均勻的區(qū)域(如圖6(b)中黑色箭頭所示)。與單次變形和三等分變形不同，圖6(c)表明經(jīng)過對(duì)應(yīng)減薄系數(shù)變形以后，坯料內(nèi)壁整體呈現(xiàn)較為均勻的等效應(yīng)變分布(如圖6(c)中黑色箭頭所示)，使成形后零件具有較好的整體性能及較小的殘余應(yīng)力。這對(duì)于坯料整體性能以及局部加工硬化或者軟化等有顯著改善。

圖6 不同輥輪形狀對(duì)等效應(yīng)變分布的影響云圖

..輥輪形狀對(duì)成形載荷的影響

除了考慮坯料內(nèi)筋的充填飽滿程度以及等效應(yīng)變分布情況外，由于受液壓機(jī)成形噸位的限制，有必要研究不同輥輪形狀對(duì)成形載荷的影響。

圖7為不同輥輪形狀對(duì)成形載荷的影響曲線。總的來說，3種不同輥輪形狀的成形載荷都是隨著坯料咬入輥輪的過程中逐漸升高，穩(wěn)定軋制后成形力會(huì)穩(wěn)定于一定值，隨著材料逐步壓入3個(gè)輥輪，成形載荷逐漸累積至最大值，成形后期隨著坯料逐漸脫離輥輪，成形載荷又開始逐漸降低。但是從圖中可以明顯看出，單次壓下變形方式的成形載荷顯著高于其他2種壓下變形方式，其最大載荷達(dá)到了132 t而三等分壓下成形方式和對(duì)應(yīng)減薄系數(shù)壓下方式的成形載荷有些許偏差，但整體差別不大，其最大成形載荷分別為70.1 t和67.3 t。以上表明，后2種成形方式對(duì)液壓機(jī)要求更低，這也便于節(jié)省成本。

圖7 不同輥輪形狀對(duì)成形載荷的影響曲線

5 試驗(yàn)

圖8為大截面帶內(nèi)筋方箱的物理試驗(yàn)實(shí)物圖，該物理實(shí)驗(yàn)基于中北大學(xué)精密成形中心自主研發(fā)的12 500 kg 液壓機(jī)上進(jìn)行。模具材料為H13，坯料材料為6061鋁合金。模具使用RT型臺(tái)車式電阻爐(上海實(shí)研) 加熱至450 ℃，保溫8 h，以確保模具溫度在成形過程中不會(huì)顯著降低從而影響試驗(yàn)過程。坯料使用低溫爐(江蘇華燁RX3-40-6) 加熱至350 ℃，保溫3 h，以確保坯料加熱均勻。此外，坯料與模具之間使用油基石墨潤(rùn)滑劑減少摩擦。圖8(a)為多個(gè)大截面帶內(nèi)筋方箱實(shí)物圖。根據(jù)圖8(b)中的方箱側(cè)面示意圖實(shí)物圖及其對(duì)應(yīng)的放大圖可以發(fā)現(xiàn)，方箱整體高度超過了1 020 mm，滿足圖1(b)所示的零件縱截面示意圖尺寸要求。圖8(c)為與圖1(a)對(duì)應(yīng)的大截面帶內(nèi)筋方箱橫截面實(shí)物圖，內(nèi)筋充填飽滿(多次測(cè)量計(jì)算所得內(nèi)筋平均高度為17.8±0.15 mm)。

圖8 大截面帶內(nèi)筋方箱物理試驗(yàn)實(shí)物圖

6 結(jié)語(yǔ)

1) 提出一種基于金屬材料拉拔成形和輥軋成形的大截面帶內(nèi)筋6061鋁合金方箱的整體“輥拔”成形工藝。與單次輥拔成形和兩次輥拔成形相比，三次輥拔成形能夠顯著降低坯料整體的損傷值和改善折疊缺陷。

2) 通過優(yōu)化輥輪形狀和減薄系數(shù)能夠顯著改善坯料內(nèi)筋的充填飽滿程度以及等效應(yīng)變分布。此外，與單次壓下成形方式相比，三次等分壓下成形能夠顯著降低成形載荷，從 132 t降低至70.1 t和67.3 t。

3) 大截面帶內(nèi)筋6061鋁合金方箱的物理試驗(yàn)表明在合理減薄系數(shù)壓下制備出的方箱成形質(zhì)量好，并且內(nèi)筋充填飽滿，達(dá)到了預(yù)期效果。