帶環(huán)向內(nèi)筋筒形件旋壓成形工藝試驗及缺陷分析

寫 旭 韓 冬 尚 勇 楊延濤 曹學(xué)文 王向軍

帶環(huán)向內(nèi)筋筒形件旋壓成形工藝試驗及缺陷分析

寫 旭 韓 冬 尚 勇 楊延濤 曹學(xué)文 王向軍

（西安航天動力機械有限公司，西安 710025）

基于有限元模擬和工藝試驗開展3A21鋁合金帶環(huán)向內(nèi)筋筒形件旋壓成形試驗研究。分析在不同旋壓間隙和旋輪進(jìn)給比條件下內(nèi)筋的成形情況及應(yīng)力變化規(guī)律。結(jié)合數(shù)值模擬試驗對工件在工藝成形時出現(xiàn)的表面起皮、裂紋等缺陷進(jìn)行初步分析，為帶環(huán)向內(nèi)筋旋壓缺陷控制提供理論指導(dǎo)。

內(nèi)筋；旋壓；數(shù)值模擬；工藝試驗；缺陷分析

1 引言

固體火箭發(fā)動機作為導(dǎo)彈武器系統(tǒng)的主要動力裝置，近年來，現(xiàn)代導(dǎo)彈武器系統(tǒng)對固體發(fā)動機的戰(zhàn)技指標(biāo)要求越來越高，輕質(zhì)化、低成本、高可靠已成為固體發(fā)動機的重要發(fā)展方向。帶環(huán)向內(nèi)加強筋薄壁構(gòu)件是飛航導(dǎo)彈彈體結(jié)構(gòu)中的制導(dǎo)艙、戰(zhàn)斗部艙、油箱艙等零部件提高零件剛度、強度、減輕重量的首選設(shè)計結(jié)構(gòu)形式之一，目前，越來越多的固體發(fā)動機殼體也采用帶內(nèi)筋結(jié)構(gòu)從而提高殼體的結(jié)構(gòu)效能。該結(jié)構(gòu)一般加強筋高為4～10mm，直徑為300～600mm[1～2]。旋壓成形技術(shù)在生產(chǎn)薄壁高精度回轉(zhuǎn)體零件方面具有顯著優(yōu)勢，被廣泛地應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域[3]。帶環(huán)向內(nèi)筋特征構(gòu)件外強旋成形是一種復(fù)雜的旋壓成形方式，結(jié)合了曲母線工件成形和帶內(nèi)筋工件成形等多種旋壓成形工藝。目前，國內(nèi)外學(xué)者分別對曲母線構(gòu)件、帶橫向內(nèi)筋錐形件和帶縱向內(nèi)筋筒形件等旋壓成形進(jìn)行了相關(guān)研究[4～6]。

但采用旋壓成形技術(shù)加工此類構(gòu)件，目前國內(nèi)外正處于理論研究和小規(guī)格、小批量試制階段，還未獲得大量工程應(yīng)用。本文基于三維有限元模擬軟件ABAQUS 平臺，建立了3A21鋁合金帶環(huán)向內(nèi)筋筒形件旋壓成形的三維有限元數(shù)學(xué)模型，研究揭示了內(nèi)筋成形過程中存在的不同變形行為，預(yù)測可能產(chǎn)生的成形缺陷，開展相關(guān)工藝試驗，對產(chǎn)生的缺陷進(jìn)行分析，提出改進(jìn)措施，為該類構(gòu)件加工提供實踐基礎(chǔ)。

2 有限元模型的建立

2.1 常溫力學(xué)性能測試

采用單向拉伸試驗研究退火狀態(tài)下3A21鋁合金的變形行為，獲得其真應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，為后續(xù)數(shù)值模擬試驗提供數(shù)據(jù)庫。參照GJB1694—1993將3A21鋁合金棒材進(jìn)行退火處理，工藝制度為：390℃+2.5h+空冷，在熱處理完的棒料上切取標(biāo)準(zhǔn)圓形拉伸試樣并進(jìn)行拉伸試驗，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)計算出3A21鋁合金的真應(yīng)力-真應(yīng)變數(shù)據(jù)，為后續(xù)開展數(shù)值模擬試驗提供材料基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

2.2 數(shù)學(xué)模型的建立

本文研究對象為帶環(huán)向內(nèi)筋薄壁筒形件，試驗設(shè)計的產(chǎn)品長度為150mm、內(nèi)徑60mm、筒體壁厚4mm、內(nèi)筋寬度30mm、內(nèi)筋高度3mm。設(shè)計毛坯厚度8mm、長度100mm。三維有限元數(shù)學(xué)模型依據(jù)工藝試驗所用三旋輪旋壓機的旋輪尺寸、毛坯尺寸和成形條件等建立，其中旋輪直徑330mm，旋輪厚度50mm，旋輪圓角半徑6mm，試驗用芯模直徑65.5mm，建立的數(shù)學(xué)模型如圖1所示。材料選用退火狀態(tài)的3A21鋁合金。通過拉伸試驗獲得材料在塑性變形階段的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值。

圖1 幾何模型圖

2.3 網(wǎng)格劃分

圖2 網(wǎng)格劃分圖

根據(jù)坯料的形狀，采用八節(jié)點六面體單元和四面體單元對坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中起旋端采用四面體單元并進(jìn)行加密處理，其網(wǎng)格圖如圖2所示。其中芯模和旋輪定義為剛性體，不需要劃分網(wǎng)格。

2.4 摩擦及邊界條件

在對筒形件進(jìn)行旋壓模擬時，旋輪與坯料的接觸區(qū)不僅存在著滑動摩擦，還存在著滾動摩擦，摩擦表現(xiàn)出高度非線性的特征。另外，坯料與旋輪、坯料與芯模接觸也不一樣。ABAQUS中常用的摩擦模型有庫侖摩擦模型、罰函數(shù)摩擦模型、Lagrange摩擦模型以及動力學(xué)摩擦模型等。罰函數(shù)模型允許接觸表面有“彈性滑移”，適用于大多接觸問題，包括大部分金屬成形問題，因此本模型采用罰函數(shù)接觸算法。為了簡化模擬的運算過程，根據(jù)旋壓加工的實際摩擦工況，坯料與旋輪間的摩擦系數(shù)取為0.17，坯料與芯模間的取為0.01。本模型將坯料與芯模通過coupling耦合來約束，約束面為毛坯的起旋端面，芯模采用勻速旋轉(zhuǎn)速度約束，坯料隨著芯模一起轉(zhuǎn)動，進(jìn)給速度取為50～80mm/min，旋輪采用位移載荷約束，芯模轉(zhuǎn)速根據(jù)進(jìn)給速度的要求在80～150r/min之間取值。

2.5 結(jié)果分析

通過研究不同旋壓間隙（3.0mm，4.0mm，5.0mm）、進(jìn)給比（0.35mm，0.5mm，0.8mm，1.0mm/r）與模具參數(shù)（槽深3.0mm，3.5mm，4.0mm）條件下，帶橫向內(nèi)筋筒形件旋壓成形過程中的金屬變形行為，發(fā)現(xiàn)成形過程中存在4種變形情況[7]：大間隙內(nèi)筋不飽滿、小進(jìn)給圓筒不貼模、內(nèi)筋飽滿穩(wěn)定成形和變形失穩(wěn)，如圖3～圖6所示。其中，大間隙內(nèi)筋不飽滿情況發(fā)生在旋輪和芯模間隙值較大或者模具凹槽深度較大時。此時，不論工藝參數(shù)如何變化，參與變形的金屬都不能完全流入芯模凹槽而形成飽滿內(nèi)筋，如圖3所示。小進(jìn)給圓筒不貼模情況發(fā)生在當(dāng)旋輪進(jìn)給比較小時。在此條件下，單位時間內(nèi)參與變形的金屬較少，同時軸向和徑向金屬流動減弱，周向金屬流動增多，導(dǎo)致工件產(chǎn)生擴徑現(xiàn)象，如圖4所示，對于內(nèi)筋成形而言，金屬更多參與徑向流動有利于形成飽滿的內(nèi)筋，因此減小金屬周向流動增大徑向流動是形成飽滿內(nèi)筋的主要控制方向。飽滿內(nèi)筋穩(wěn)定成形發(fā)生在旋輪和芯模的間隙較小，且旋輪進(jìn)給比較大時。在此成形過程中，周向和徑向金屬參與變形較多，工件的內(nèi)表面受到較大的拉應(yīng)力，與芯模形成貼模狀態(tài)，在內(nèi)筋成形階段，金屬易于流入芯模凹槽形成飽滿內(nèi)筋，如圖5所示。變形失穩(wěn)情況在減薄率很大的條件下發(fā)生。在此條件下，壓下量很大，單位時間內(nèi)參與變形的金屬很多，許多金屬還來不及變形就被壓在旋輪下面使得旋輪的負(fù)荷進(jìn)一步加大，同時旋輪前方未參與變形的金屬也越來越多進(jìn)而造成堆積，最終使得變形過程出現(xiàn)失穩(wěn)甚至中止，如圖6所示。

圖3 內(nèi)筋不飽滿

圖4 筒體不貼模

圖5 穩(wěn)定成形

綜上所述，在帶內(nèi)筋鋁合金筒形件旋壓過程中，旋輪與芯模的間隙過大或者模具凹槽深度過大均造成內(nèi)筋填充不飽滿，進(jìn)給比過小會使工件擴徑明顯，易造成工件貼膜性差，內(nèi)筋填充不充分，旋輪與芯模間隙過小，不論旋輪進(jìn)給如何變化，工件變形堆積嚴(yán)重，模擬網(wǎng)格發(fā)生嚴(yán)重畸變，造成運算過程終止。通過模擬試驗，獲得3A21鋁合金退火態(tài)帶內(nèi)筋筒形件旋壓變形的合適工藝參數(shù)為：芯模轉(zhuǎn)速80r/min、旋輪進(jìn)給速率：64mm/min、模具凹槽深度3.5mm、旋輪與芯模間隙4mm。

圖6 金屬堆積

3 相關(guān)試驗結(jié)果

3.1 模具設(shè)計

根據(jù)產(chǎn)品特點及裝卸料情況，旋壓芯模需要設(shè)計為組合模具，組合模具具體如圖7所示，其中1為芯模前段，2為固定螺栓，3為芯模后段，4為彈簧墊圈。內(nèi)槽寬度為30mm，深度4mm，內(nèi)槽邊緣與芯模軸線的夾角為80°，避免內(nèi)槽兩端垂直引起金屬流動紊亂。

圖7 組合旋壓模具

3.2 毛坯設(shè)計

試驗設(shè)計的產(chǎn)品長度為150mm，直徑65.7mm，筒體壁厚4mm，內(nèi)筋寬度30mm，內(nèi)筋高度不小于3mm。根據(jù)體積不變原理，結(jié)合工程實踐經(jīng)驗，設(shè)計正旋毛坯厚度為10mm和8mm，長度100mm，起旋端帶固定法蘭，具體如圖8所示。

圖8 旋壓毛坯示意圖

3.3 工藝方案

根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果，設(shè)計壁厚為8mm和10mm的兩種旋壓毛坯，進(jìn)給比選擇0.36mm/r、0.45mm/r、0.63mm/r、0.78mm/r、1.12mm/r，旋壓間隙選擇3.0mm、3.5mm、4.0mm，按照控制變量法設(shè)計工藝試驗。工藝試驗在HO-018三旋輪數(shù)控強力旋壓機上進(jìn)行，采用三旋輪錯距正旋，錯距量為=4mm、=6mm，旋壓過程中不施加冷卻液。

圖9為采用10mm厚的毛坯兩道次旋壓的結(jié)果。其中一道次旋壓成形后，工件表面質(zhì)量良好，未出現(xiàn)裂紋、起皮、鼓包、堆積等缺陷，二道次旋壓過程中，金屬流動出現(xiàn)嚴(yán)重堆積現(xiàn)象，且內(nèi)外部金屬出現(xiàn)分層，外層金屬流動快，內(nèi)層金屬流動慢，說明內(nèi)層金屬流動受到較大阻力。

圖9 兩道次加工的試驗件

采用8mm厚旋壓毛坯，間隙選擇3mm（減薄率62.5%）、進(jìn)給比取0.8mm/r，進(jìn)行一道次成形時，工件表面出現(xiàn)嚴(yán)重的起皮、龜裂現(xiàn)象且旋輪前方的金屬因堆積流動不暢被旋輪過渡碾壓而出現(xiàn)開裂。在同一進(jìn)給比下，將旋壓間隙調(diào)整為3.5mm，金屬堆積問題明顯改善，筒體表觀質(zhì)量也提高不少，但仍然存在輕微的起皮現(xiàn)象，說明旋壓間隙是影響金屬流動性的重要因素，過大易造成流動失穩(wěn)，這與模擬結(jié)果基本一致。進(jìn)給比取1.12mm/r時筒體表面出現(xiàn)了起皮現(xiàn)象，這是因為，進(jìn)給比較大，單位時間內(nèi)參與變形的金屬較多，旋輪前方的部分金屬來不及變形被旋輪碾入后折疊產(chǎn)生起皮。通過工藝試驗可知，數(shù)值模擬結(jié)果能夠反應(yīng)總的變化趨勢，說明本文建立的數(shù)學(xué)模擬是可靠的。雖然兩者在數(shù)據(jù)上存在一定的差別，但模擬試驗結(jié)果仍能在一定范圍內(nèi)指導(dǎo)工藝試驗的參數(shù)調(diào)整。利用模擬分析結(jié)果和試驗結(jié)果對工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，采用8mm厚的毛坯加工出表觀質(zhì)量良好的試驗件如圖10所示。

圖10 成形質(zhì)量較好的帶內(nèi)筋構(gòu)件

4 結(jié)束語

a. 基于ABAQUS 軟件，建立了3A21鋁合金帶內(nèi)筋筒形件旋壓成形的三維有限元模型，分析了不同旋壓間隙、進(jìn)給比和模具參數(shù)條件下內(nèi)筋的成形情況，結(jié)合工藝試驗驗證建立的數(shù)學(xué)模型是可靠的。

b. 內(nèi)筋在成形過程中存在4種塑性變形行為：大間隙內(nèi)筋不飽滿、小進(jìn)給圓筒不貼模、內(nèi)筋飽滿穩(wěn)定成形和變形失穩(wěn)。旋壓間隙過大或進(jìn)給比過小均會造成內(nèi)筋填充不充分，減薄率過大則會造成金屬堆積失穩(wěn)。

c. 對帶內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形而言，采用多道次小減薄率工藝方案是不合適的，容易造成旋壓缺陷，一道次大減薄率有利于內(nèi)筋的形成，減薄率取50%～60%較為合適；在一定范圍內(nèi)增加進(jìn)給比有利于提高內(nèi)筋填充率，對3A21鋁合金而言，進(jìn)給比不要超過1.12mm/r。

1 馬世成，王振杰，王東坡. 帶環(huán)向內(nèi)加強筋異形件內(nèi)旋壓成形技術(shù)研究[J]. 鍛壓技術(shù)，2010，35(1)：53～55

2 許培炎，賈虎生，程衛(wèi)文. 帶內(nèi)筋鋁合金筒形件的成形技術(shù)探討[J]. 飛航導(dǎo)彈-工藝與材料，2015(3)：81～83

3 楊英麗，郭荻子，趙永慶，等. 鈦旋壓技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 稀有金屬材料與工程，2008，37（增刊4）：625～629

4 古創(chuàng)國. 帶橫向內(nèi)筋曲母線薄壁殼體旋壓成形不均勻變形研究[D]. 西安：西北工業(yè)大學(xué)，2010

5 陳飛，詹梅，古創(chuàng)國，等. 工藝參數(shù)對帶橫向內(nèi)筋薄壁復(fù)雜構(gòu)件旋壓不均勻變形的影響[J]. 材料科學(xué)與工藝，2010，18(S1)：29～33

6 張利鵬，劉智沖. 帶內(nèi)筋鋁合金筒形件強力旋壓成形工藝研究[J]. 塑性工程學(xué)報，2007，14(6)：109～113

7 楊合，詹梅，李甜，等. 鋁合金大型復(fù)雜薄壁殼體旋壓研究進(jìn)展[J]. 中國有色金屬學(xué)報，2011，21(10)：2534～2550

Spinning Process Test and Defect Analysis of Cylindrical Parts with Circumferential Inner Ribs

Xie Xu Han Dong Shang Yong Yang Yantao Cao Xuewen Wang Xiangjun

(Xi’an Aerospace Power Machinery limited company, Xi’an 710025)

Based on the finite element simulation and process test, the spinning forming experiment of 3A21 aluminum alloy tubular parts with circumferential inner ribs was carried out. Analyzed the forming condition and stress change rule of the inner rib under different spinning clearance and feed ratio. Combined with the numerical simulation test, the surface peeling, cracks and other defects of the workpiece during the process of forming were preliminarily analyzed. The analysis provides a theoretical guidance for the control of spinning defects with ring inward ribs.

inner Rib；spinning；numerical simulation；process test；defect analysis

V1

A

中國航天科技集團有限公司錢學(xué)森青年基金。

寫旭（1991），工程師，材料加工工程專業(yè)；研究方向：固體發(fā)動機先進(jìn)金屬材料及制造。

2022-09-21