賴周藝 夏琴香? 徐騰 程秀全

(1.華南理工大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院，廣東廣州510640;2.廣州民航職業(yè)技術(shù)學(xué)院機務(wù)工程系，廣東廣州510403)

非圓橫截面空心零件旋壓成形是國際上新興的一種塑性成形工藝［1-2］.目前國內(nèi)外的研究主要集中在該工藝的可行性和工裝設(shè)計方面［3-6］.對于非圓橫截面空心旋壓件應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律等成形機理的研究才剛剛起步.Hartal、夏琴香等［7-9］對某具體非圓橫截面空心旋壓件應(yīng)力應(yīng)變分布進行了數(shù)值模擬研究，尚缺實驗驗證.Shimizu［10］通過在坯料局部位置制備網(wǎng)格，初步研究了非圓橫截面空心旋壓件某些特殊位置的應(yīng)變分布，欠全面和深入.文中以三邊圓弧形橫截面空心零件為研究對象，采用基于靠模驅(qū)動的非圓旋壓成形裝置進行應(yīng)變網(wǎng)格實驗，借助三維超景深顯微鏡和Mat LAB軟件進行結(jié)果處理，研究了制件三向(母線方向、周向與厚向)應(yīng)變分布規(guī)律和等效應(yīng)變分布規(guī)律，深入探討了影響應(yīng)變分布的主要因素.

1 實驗設(shè)計

三邊圓弧形橫截面空心零件如圖1所示，由6個大小圓錐面組成，其橫截面為6段相切的大小圓弧;相關(guān)尺寸參數(shù)如表1所示.材料為冷軋?zhí)妓劁摫“?SPCC).

實驗采用圓形網(wǎng)格(記網(wǎng)格圓直徑為d0，d0=5mm)，采用金屬絲印油墨在毛坯板料上印刷應(yīng)變網(wǎng)格(見圖2).實驗在自主研發(fā)的基于靠模驅(qū)動的非圓旋壓成形裝置(見圖3)上進行［3］:坯料由尾頂夾緊在芯模上隨著主軸一起旋轉(zhuǎn);芯模與靠模通過齒輪傳動實現(xiàn)同步同角速度旋轉(zhuǎn);工作臺A在伺服電機的驅(qū)動下沿機床的軸向(Z軸)作直線插補運動，實現(xiàn)旋輪軸向進給;安裝在工作臺B上的旋輪座(連同旋輪)在靠模的驅(qū)動下沿導(dǎo)軌作高速往復(fù)直線運動，實現(xiàn)旋輪徑向往復(fù)進給;旋輪與芯模之間的間隙在成形過程中保持為坯料厚度(2 mm).坯料放置時將印有網(wǎng)格的表面放置在芯模一側(cè)，以防止旋壓過程中旋輪把網(wǎng)格磨掉.采用標準旋輪，旋輪直徑為240 mm，圓角半徑為7 mm.芯模轉(zhuǎn)速n為45r/min，旋輪軸向進給比fz為0.15mm/r.

圖1 三邊圓弧形橫截面空心零件示意圖Fig.1 Schematic drawing of the hollow part with triangle arctype cross-section

表1 三邊圓弧形橫截面空心零件尺寸Table 1 Dimension of the hollow part with triangle arc-type cross-section

圖2 坯料(含網(wǎng)格)Fig.2 Blank with grid

圖3 基于靠模驅(qū)動的非圓旋壓成形裝置Fig.3 Non-circular spin-forming device based on profiling driving

2 實驗結(jié)果

三邊圓弧形橫截面空心零件旋壓成形過程如圖4所示.

圖4 空心零件的成形過程Fig.4 Forming process of hollow part

隨著旋輪的進給，坯料在旋輪作用下逐點連續(xù)發(fā)生塑性變形;成形高度H＜31 mm(法蘭寬度W＞24mm)時，坯料外輪廓保持不變，法蘭區(qū)域保持直立和平整;成形高度H=31mm(W=24mm)時，坯料法蘭區(qū)域開始出現(xiàn)起皺;隨著旋壓的繼續(xù)進行，坯料外輪廓逐漸減少，法蘭區(qū)域起皺的皺波逐漸增大;由于起皺不明顯，其皺波在旋壓過程中被旋輪壓平.

旋壓成形結(jié)束后應(yīng)變網(wǎng)格如圖5所示.為了便于討論，將旋壓件分為底部區(qū)域、圓角區(qū)、側(cè)壁和口部(見圖5).由于三邊圓弧形橫截面空心零件幾何形狀呈120°循環(huán)對稱，應(yīng)變分布亦為120°循環(huán)對稱分布［8］.文中選取了圖5所示剖面線區(qū)域(大于120°對應(yīng)區(qū)域)進行測量和分析，可全面反映三邊圓弧形橫截面空心零件應(yīng)變分布規(guī)律.由圖5可見，底部區(qū)域網(wǎng)格保持不變，側(cè)壁網(wǎng)格沿母線方向發(fā)生明顯的拉長而形成橢圓.文中主要對側(cè)壁和口部的應(yīng)變進行測量和分析.網(wǎng)格變形后形成的橢圓之長、短軸分別記為d1和d2，其分別與母線方向和周向?qū)?yīng).根據(jù)長、短軸的長度和網(wǎng)格原始直徑d0可求得母線方向和周向的應(yīng)變εz和εθ:

根據(jù)體積不變原理可得厚向應(yīng)變εt:

圖5 旋壓成形件Fig.5 Spun part

采用超景深三維顯微鏡VHX-600E放大20倍對網(wǎng)格圓進行逐個測量，通過Microsoft Office Excel 2003軟件計算得到εz、εθ、εt和.借助Mat LAB 7.0軟件繪制得到上述應(yīng)變的等值線圖，見圖6.

3 實驗結(jié)果分析

3.1 變形方式與應(yīng)變狀態(tài)

平板坯料拉深旋壓某種程度上包含有剪切旋壓的成分;在法蘭寬度不小于某一臨界值前平板坯料拉深旋壓實際上為剪切旋壓，在法蘭寬度小于臨界值后則是同時兼有剪切旋壓和拉深旋壓的復(fù)合變形［11-12］.由圖4可見三邊圓弧形橫截面空心零件旋壓成形底部圓角區(qū)和側(cè)壁時，坯料外輪廓保持不變，符合剪切旋壓的特征;由圖6可見側(cè)壁的應(yīng)變屬于一向拉伸、兩向壓縮的應(yīng)變類型(應(yīng)變狀態(tài)圖見圖7)，母線方向受拉伸、周向和厚向受壓縮，其中εθ遠小于εz和εt;由此可知旋壓成形側(cè)壁時坯料變形方式為剪切旋壓［11］.旋壓成形口部時，坯料外輪廓逐漸減小;口部應(yīng)變同樣屬于母線方向受拉伸、周向和厚向受壓縮的一向拉伸、兩向壓縮的應(yīng)變類型，其中εθ較小，以εz和εt為主;與側(cè)壁周向應(yīng)變εθ相比，口部的周向應(yīng)變εθ有所增大.由此可知旋壓成形口部時坯料變形方式是以剪切旋壓為主、兼有拉深旋壓的復(fù)合變形.

3.2 應(yīng)變分布

母線方向應(yīng)變εz分布:該方向應(yīng)變的范圍為［0.06，0.34］，從圓角區(qū)至口部，應(yīng)變值先增大然后減小.記大圓錐面?zhèn)缺谥邢虏恐虚g部位為A區(qū)，大小圓錐面?zhèn)缺谥胁窟B接部位為B區(qū)，小圓錐面?zhèn)缺谥胁恐虚g部位為C區(qū)(見圖6(a)).母線方向應(yīng)變最大值(0.34)出現(xiàn)在A、B和C區(qū)域，且A區(qū)面積比C區(qū)大.應(yīng)變最小值出現(xiàn)在口部.大小圓錐面中間母線兩側(cè)的應(yīng)變不完全對稱，橫截面輪廓至中心距離增大一側(cè)(具體位置見圖5)的應(yīng)變比距離減小一側(cè)大.

圖6 應(yīng)變等值線圖Fig.6 Strain contour maps

圖7 旋壓件側(cè)壁和口部的應(yīng)變狀態(tài)圖Fig.7 Strain status in side wall and opening area of spun part

周向應(yīng)變 εθ分布:該方向應(yīng)變的范圍為［- 0. 06，0］，應(yīng)變值總體較小( 其最大應(yīng)變值比εz和εt小一個數(shù)量級).最大應(yīng)變出現(xiàn)在大小圓錐面口部.側(cè)壁應(yīng)變范圍為［-0.04，0］，最小應(yīng)變值(0)出現(xiàn)在大圓錐面中部中間位置.

厚向應(yīng)變εt分布:該方向應(yīng)變的范圍為［-0.32，-0.05］，其變化趨勢與母線方向應(yīng)變εz一致.

側(cè)壁母線Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ(見圖6(a))上應(yīng)變的分布如圖8所示.由圖8可明顯看出各母線上的應(yīng)變主要為母線方向應(yīng)變εz和厚向應(yīng)變εt，且隨高度的變化而發(fā)生明顯變化;周向應(yīng)變εθ最小且變化較小.各母線上母線方向應(yīng)變εz、厚向應(yīng)變εt和等效應(yīng)變在側(cè)壁中部附近同時出現(xiàn)絕對值最大值，但不同母線上最大值對應(yīng)的高度不同.母線Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ上最大值對應(yīng)高度分別為18.0、22.5、27.5和24.5mm.比較母線Ⅰ(大圓錐面中間母線)和Ⅲ(小圓錐面中間母線)的應(yīng)變分布可明顯看出，小圓錐中間母線上不僅變形較大，而且高度7 mm至42 mm均為變形較大區(qū)域.母線Ⅱ與Ⅳ均為大小圓錐面的連接線，但應(yīng)變變化不同，前者較接近于母線Ⅰ，而后者較接近于母線Ⅲ.

圖8 應(yīng)變沿側(cè)壁母線分布Fig.8 Distribution of strain along side wall generatrix

3.3 應(yīng)變分布影響因素

三邊圓弧形橫截面旋壓件應(yīng)變分布主要受變形程度和變形速度的影響.

(1)變形程度.

一般采用相對高度h/d2(高度/大端直徑)、相對錐頂直徑d1/d2(大端直徑/小端直徑)和半錐角α等來衡量錐形件的變形程度(見圖9)［13］.文中采用相對高度h/d2來衡量三邊圓弧形橫截面旋壓件不同部位的變形程度.大圓錐面相對高度h/d2≈0.16，屬于淺錐形件(0.10＜h/d2＜0.25)，成形過程中坯料的變形程度較小;小圓錐面相對高度h/d2≈0.34，屬于中錐形件(0.30＜h/d2＜0.70)，成形過程中坯料的變形程度較大.因此小圓錐面與大圓錐面之間應(yīng)變分布不相同，小圓錐面?zhèn)缺谳^大應(yīng)變的區(qū)域比大圓錐面?zhèn)缺诖?

圖9 錐形件示意圖Fig.9 Schematic drawing of the conical part

(2)變形速度.

旋壓變形速度可用旋輪軸向進給比來衡量.由于成形過程旋轉(zhuǎn)中心不在組成三邊圓弧形橫截面空心零件的大小圓錐面的中心，其橫截面輪廓上不同點到旋轉(zhuǎn)中心的距離是變化的，這就導(dǎo)致成形過程中旋輪與坯料的接觸點不穩(wěn)定，在旋輪中心線與旋轉(zhuǎn)中心線所在平面上下移動.圖10所示為旋輪無軸向進給、芯模旋轉(zhuǎn)一周時旋輪接觸點的軌跡，圖中標示的圓點為旋輪接觸點在芯模每轉(zhuǎn)過10°時的實際位置;通過測量可知在大圓弧(對應(yīng)大圓錐面)中點附近，芯模轉(zhuǎn)動10°時旋輪接觸點轉(zhuǎn)過的角度為14.5°，達到了芯模轉(zhuǎn)動角速度的1.45倍;而在小圓弧(對應(yīng)小圓錐面)中點附近，芯模轉(zhuǎn)動10°時旋輪接觸點轉(zhuǎn)過的角度僅為5.6°，僅為芯模轉(zhuǎn)動角速度的0.56倍.旋輪接觸點位置的變化導(dǎo)致接觸點轉(zhuǎn)動角速度的變化;接觸點轉(zhuǎn)動角速度的變化又將導(dǎo)致接觸點瞬時軸向進給速度的變化.由于旋輪軸向進給速度保持不變(軸向進給速度vf=fzn/60=2πfcω，ω為芯模轉(zhuǎn)動角速度)，接觸點角速度的增大意味著旋輪接觸點軸向瞬時進給比(簡稱旋輪瞬時進給比，記為f'z，f'z=vf/(2π ω')，ω'為接觸點角速度)降低;以圖10所示位置為初始位置，芯模轉(zhuǎn)動一周時旋輪瞬時進給比f'z與旋輪軸向進給比fz之比(f'z/fz)如圖11所示.

由小圓弧(對應(yīng)小圓錐面Ⅱ)中點到兩側(cè)，f'z/fz首先由1.764緩慢增加至1.767然后迅速降低(在與大圓弧連接時降低至1.351);f'z的變化導(dǎo)致同一橫截面上小圓錐面母線方向應(yīng)變和厚向應(yīng)變從中心，而導(dǎo)致小圓錐面同一橫截面上應(yīng)變的不相等.

而對于大圓弧(對應(yīng)大圓錐面)，由其中點到兩側(cè)，f'z/fz首先緩慢增大然后迅速增大(在與小圓弧區(qū)連接處最大，f'z/fz=1.351)，變化幅度較大，但由于該圓錐面變形程度相對較小，所以其同一橫截面應(yīng)變不相等的現(xiàn)象不顯著.

圖10 旋輪接觸點的變化Fig.10 Variation of contact point between roller and blank

圖11 旋輪瞬時進給比的變化Fig.11 Variation of roller feed ratio along axial direction

此外，靠模驅(qū)動非圓旋壓成形裝置旋輪的徑向運動也對應(yīng)變分布有一定影響.制件橫截面輪廓至旋轉(zhuǎn)中心的距離逐漸減少時，靠模推動滾輪帶動旋輪實現(xiàn)徑向前進;而制件橫截面輪廓至旋轉(zhuǎn)中心的距離逐漸增大時，則是坯料推動旋輪實現(xiàn)徑向后退，因而會產(chǎn)生附加壓應(yīng)變，使得大小圓錐面橫截面輪廓至中心距離增大一側(cè)的應(yīng)變比減小一側(cè)大.

4 結(jié)語

以三邊圓弧形橫截面空心零件為研究對象，進行了應(yīng)變網(wǎng)格旋壓成形實驗研究，結(jié)論如下:

(1)旋壓件側(cè)壁和口部屬于母線方向受拉、周向和厚向受壓的應(yīng)變狀態(tài)，其中周向應(yīng)變很小，以母線方向和厚向應(yīng)變?yōu)橹?側(cè)壁成形時坯料變形方式是剪切旋壓，口部成形時坯料變形方式是以剪切旋壓為主、兼有拉深旋壓的復(fù)合變形.

(2)大小圓錐側(cè)壁母線方向應(yīng)變、厚向應(yīng)變和等效應(yīng)變的變化規(guī)律一致.從圓角區(qū)至口部，應(yīng)變先增大后減小，但小圓錐面?zhèn)缺诋a(chǎn)生較大應(yīng)變的區(qū)域比大圓錐面大;從中心到兩側(cè)，大圓錐面的應(yīng)變變化小，小圓錐面的應(yīng)變變化明顯.在同一圓錐面的側(cè)壁上，橫截面輪廓至中心距離增大一側(cè)的應(yīng)變比減小一側(cè)大.

(3)應(yīng)變分布主要受變形程度和變形速度影響.大小圓錐面變形程度的不同導(dǎo)致大小圓錐面?zhèn)缺谕粰M截面上應(yīng)變分布不相同;橫截面上不同位置接觸點角速度的變化導(dǎo)致旋輪接觸點軸向瞬時進給比不恒定，使得變形速度不恒定，導(dǎo)致大小圓錐面橫截面上應(yīng)變分布不一致.

(4)基于靠模驅(qū)動的旋壓成形裝置在旋輪徑向后退時產(chǎn)生附加壓應(yīng)變，使得大小圓錐面橫截面輪廓至中心距離增大一側(cè)的應(yīng)變和減小一側(cè)不相同.

［1］Musica O，Allwooda J M，Kawai K.A review of the mechanics of metal spinning［J］.Journal of Materials Processing Technology，2010，210(1):3-23.

［2］Awiszus B，Meyer F.Metal spinning of non-circular hollow parts［C］∥Proceedings of the 8th International Conference on Technology of Plasticity.Verona:［s.n.］，2005:353-355.

［3］Xia Qin-xiang，Lai Zhou-yi，Zhan Xin-xi，et al.Research on spinning method of hollow part with triangle arc-type cross section based on profiling driving［J］.Steel Research International，2010，81(9):994-997.

［4］Arai H.Robotic metal spinning forming non-axisymmetric products using force control［C］∥Proceedings of the 2005 IEEE International Conference on Robotics and Automation.Barcelona:IEEE，2005:2691-2696.

［5］Arai H.Force-controlled metal spinning machine using linear motors［C］∥Proceedings of the 2006 IEEE International Conference on Robotics and Automation.Orlando:IEEE，2006:4031-4036.

［6］Sekiguchi A，Arai H.Synchronous die-less spinning of curved products［J］.Steel Research International，2010，81(9):1010-1013.

［7］Hartal S，Awiszus B.Numerical and experimental investigations of production of non-rotationally symmetric hollow parts using sheet mental spinning［J］.Steel Research International，2010，81(9):998-1001.

［8］夏琴香，吳小瑜，張帥斌，等.三邊圓弧形橫截面空心零件旋壓成形的數(shù)值模擬及試驗研究［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2010，38(6):100-106.Xia Qin-xiang，Wu Xiao-yu，Zhang Shuai-bin，et al.Numerical simulation and experimental investigation of spinning of hollow part with triangular arc section［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition，2010，38(6):100-106.

［9］吳小瑜.四邊圓弧形橫截面空心零件旋壓成形數(shù)值模擬及實驗研究［D］.廣州:華南理工大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院，2010.

［10］Shimizu I.Asymmetric forming of aluminum sheets by synchronous spinning［J］.Journal of Materials Proce-ssing Technology，2010，210(1):585-592.

［11］Quigley E，Monaghan J.Metal forming:an analysis of spinning process［J］.Journal of Materials Processing Technology，2000，103(1):114-119.

［12］Kang Da-chang，Gao Xi-cheng，Meng Xiao-feng，et al.Study on deformation mode of conventional spinning of plates［J］.Journal of Materials Processing Technology，1999，91(3):226-230.

［13］李健.圓錐形零件極限拉深系數(shù)及合理壓邊力的研究［D］.重慶:重慶大學(xué)機械工程學(xué)院，2002.