熱壓彎成形工藝下的高筋蒙皮結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究

薛文彬 ，陳明和，謝蘭生

(南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016)

0 引言

高筋蒙皮由于質(zhì)量輕、剛度高在運(yùn)載火箭、導(dǎo)彈外殼上得到了廣泛的使用[1]，其特點(diǎn)是蒙皮和加強(qiáng)筋相結(jié)合組成一個(gè)整體。由于其結(jié)構(gòu)復(fù)雜、外形精度高、推重比大等需求，輕量化、高精度成為高筋蒙皮制造研究的重點(diǎn)。熱壓彎成形是一種傳統(tǒng)的高筋蒙皮成形工藝，具有加工成本低、周期短、適應(yīng)不同輪廓[2]等優(yōu)點(diǎn)，但容易導(dǎo)致筋條扭曲、失穩(wěn)等成形缺陷。高筋蒙皮筋條的失穩(wěn)會(huì)使構(gòu)件的可靠性大幅降低，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致成形件的報(bào)廢[3]。針對(duì)筋條失穩(wěn)的問(wèn)題，研究人員通常采用改變蒙皮成形的工藝方法進(jìn)行優(yōu)化[4]，但尚無(wú)學(xué)者對(duì)高筋蒙皮筋條的結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究和分析。

本文通過(guò)ABAQUS/Explicit軟件模擬5A06鋁合金高筋蒙皮的熱壓彎成形過(guò)程，針對(duì)蒙皮的整體質(zhì)量和橫向筋條的屈曲失穩(wěn)問(wèn)題進(jìn)行優(yōu)化研究。采用田口正交試驗(yàn)法進(jìn)行熱壓彎成形仿真試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差和方差的分析，綜合評(píng)估高筋蒙皮橫向筋條的筋寬、筋高、縱向筋條的筋條間距對(duì)零件質(zhì)量和橫向筋條失穩(wěn)的影響[5]，得出較優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，指導(dǎo)實(shí)際制造過(guò)程的熱壓彎成形試驗(yàn)。本文的試驗(yàn)方案流程如圖1所示。

圖1 基于ABAQUS方差分析的熱壓彎成形正交參數(shù)優(yōu)化流程

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 高筋蒙皮熱壓成形工藝仿真

本文以5A06鋁合金高筋蒙皮為研究對(duì)象，采用ABAQUS/Explicit模擬分析高筋蒙皮熱壓彎成形的過(guò)程。數(shù)值模擬前需要簡(jiǎn)化，忽略模具熱脹的影響，成形是在恒溫條件下進(jìn)行，無(wú)熱交換的影響，材料成形參數(shù)用材料相應(yīng)溫度的性能來(lái)表征。試驗(yàn)材料為一塊如圖2(a)所示的400mm×270mm×28mm的熱軋態(tài)5A06鋁合金高筋壁板。根據(jù) 5A06 鋁合金高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，5A06 鋁合金在溫度為 300℃～450℃時(shí)呈現(xiàn)良好的變形能力[6]，且變形抗力較小。運(yùn)用ABAQUS/Explicit軟件，建立與試驗(yàn)件尺寸相同的有限元模擬對(duì)象，如圖2(b)所示。采用實(shí)體單元C3D8R對(duì)壁板毛坯進(jìn)行劃分，設(shè)置網(wǎng)格化邊長(zhǎng)為2mm；上下模視為剛體，提取模具表面，采用剛體單元R3D4進(jìn)行劃分。5A06鋁合金在400℃高溫條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示，材料的密度為2.7g/cm3，彈性模量約為72GPa，泊松比為0.3[7]。

圖2 高筋蒙皮熱壓成形前后的結(jié)構(gòu)件有限元模型

圖3 5A06鋁合金400℃下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.2 田口正交試驗(yàn)

結(jié)合生產(chǎn)實(shí)際，本文以成形構(gòu)件的質(zhì)量作為目標(biāo)函數(shù)1，以橫向筋條縱向位移所表征的橫向筋條起皺情況作為目標(biāo)函數(shù)2。選擇橫向筋寬、筋高和縱向筋間距作為影響零件質(zhì)量和成形精度的潛在因素，每個(gè)參數(shù)選取4個(gè)水平，采用田口正交表L16(43)設(shè)計(jì)并進(jìn)行仿真試驗(yàn)。縱向筋條的寬度固定為6mm，筋高選擇16～25mm，橫向筋寬選擇2～8mm，縱向筋間距取50～200mm。蒙皮筋條結(jié)構(gòu)參數(shù)水平如表1所示，田口正交試驗(yàn)安排及對(duì)應(yīng)的成形零件質(zhì)量和橫向筋條切向應(yīng)力如表2所示。

表1 筋條結(jié)構(gòu)參數(shù)及水平 單位：mm

表2 熱壓成形正交試驗(yàn)及仿真結(jié)果

1.3 極差分析與方差分析

2 結(jié)果分析

2.1 仿真結(jié)果云圖

對(duì)16組結(jié)構(gòu)參數(shù)由ABAQUS/Explicit計(jì)算得到高筋蒙皮成形的橫向筋條縱向位移，仿真試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。16組試驗(yàn)中，第8組的最大縱向位移最小，縱向位移主要發(fā)生在外部邊框處，為0.731 3mm，對(duì)應(yīng)的筋高為19mm，橫向筋寬為8mm，縱向筋間距為50mm。這說(shuō)明在該結(jié)構(gòu)參數(shù)下橫向筋條失穩(wěn)的可能性最小。第13組的質(zhì)量最小，為3.022 9kg，其中橫向筋條的最大縱向位移為7.272mm，橫向筋條發(fā)生起皺的現(xiàn)象(圖4)。

圖4 高筋蒙皮縱向位移云圖

2.2 蒙皮結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)筋條失穩(wěn)和蒙皮質(zhì)量的影響規(guī)律

從表2所得到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)中分析各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)橫向筋條縱向位移和蒙皮質(zhì)量的影響。表3和表4分別為橫向筋條縱向位移和質(zhì)量的極差分析結(jié)果，極差值越大代表所占的影響因素越大。在筋條縱向位移極差分析中，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)橫向筋條縱向最大位移影響程度：橫向筋寬>筋條高度>縱向筋間距。在高筋蒙皮質(zhì)量極差分析中，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)高筋蒙皮質(zhì)量影響程度為筋條高度>橫向筋寬>縱向筋間距。

表3 橫向筋條縱向位移極差分析

表4 高筋蒙皮質(zhì)量極差分析

2.3 正交參數(shù)優(yōu)化

采用田口正交實(shí)驗(yàn)法，不考慮各因素之間的交互作用，通過(guò)2.2節(jié)得出不同結(jié)構(gòu)相應(yīng)的影響因素主次順序可以得出一個(gè)較優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合。

2.4 試驗(yàn)驗(yàn)證及結(jié)果分析

根據(jù)模擬仿真得到的優(yōu)化參數(shù)，對(duì)5A06鋁合金高筋蒙皮進(jìn)行熱壓彎成形試驗(yàn)，模擬結(jié)果如圖5所示。圖5(a)為筋高16mm、筋寬2mm、橫向筋間距50mm的仿真結(jié)果圖，橫向筋條出現(xiàn)了明顯的起皺現(xiàn)象，可以看出失穩(wěn)情況的發(fā)生，質(zhì)量為4.873 9kg；圖5(b)為優(yōu)化后的高筋蒙皮，筋條的橫向位移在1mm之內(nèi)且變形區(qū)域主要集中在外輪廓，筋條未發(fā)生失穩(wěn)的情況，質(zhì)量為3.114 1kg。優(yōu)化后的高筋蒙皮結(jié)構(gòu)相較于優(yōu)化前的結(jié)構(gòu)失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)顯著降低，質(zhì)量減輕36.1%。

圖5 熱壓彎成形模擬結(jié)果

3 結(jié)語(yǔ)

1) 采用田口正交試驗(yàn)法，以筋高、橫向筋條寬度、縱向筋條筋間距為參數(shù)，以橫向筋條失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)和高筋蒙皮的質(zhì)量為目標(biāo)構(gòu)建了高筋蒙皮熱壓彎成形的仿真試驗(yàn)方案，通過(guò)橫向筋條縱向位移表征筋條失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)，通過(guò)方差分析確定了各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)失穩(wěn)和質(zhì)量影響的顯著性。

2)筋高對(duì)高筋蒙皮質(zhì)量的影響較大，增大筋高會(huì)有效減輕蒙皮的質(zhì)量。橫向筋條的筋寬對(duì)筋條失穩(wěn)的影響較大，在筋寬<2mm時(shí)筋條極容易發(fā)生失穩(wěn)缺陷。