呂 偉 詹 梅 王 鵬 馬 飛 高鵬飛

（1 西北工業(yè)大學材料學院，西安 710072）

（2 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076）

（3 四川航天長征裝備制造有限公司，成都 610100）

0 引言

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件是一種在航空航天領(lǐng)域廣泛應用的關(guān)鍵承力構(gòu)件，其內(nèi)部設(shè)計有交錯分布的螺旋加強筋，能大幅提高該類構(gòu)件的強度和剛度。隨著我國航空航天等領(lǐng)域高端裝備的迅速發(fā)展，特別是新一代運載火箭的研制，對此類構(gòu)件的整體化、高性能和輕量化提出了更高的要求。旋壓作為一種局部增量塑性成形技術(shù)，被廣泛應用于制造高精度薄壁筒形件［1］，其通過旋輪的局部連續(xù)加載使工件產(chǎn)生塑性變形，具有成形載荷低、工件性能好、可以實現(xiàn)大型構(gòu)件整體成形等優(yōu)點［2］，是實現(xiàn)帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件高性能整體成形制造的優(yōu)勢技術(shù)。

由于旋壓技術(shù)在成形帶內(nèi)筋構(gòu)件上的獨特優(yōu)勢，國內(nèi)外學者在帶內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形理論及工藝研究方面做了大量探索性的工作，其中構(gòu)件的內(nèi)筋形式主要以橫筋和縱筋為主。MA 等［3］研究了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓塑性變形行為，獲得了內(nèi)筋充填過程中3種典型的塑性變形行為特征：不飽滿內(nèi)筋塑性變形行為、飽滿內(nèi)筋塑性變形行為和不穩(wěn)定塑性變形行為。其中在最理想的飽滿內(nèi)筋塑性變形行為中，旋輪作用下內(nèi)筋處內(nèi)層材料徑向受壓應力，切向和軸向受拉應力。古創(chuàng)國［4］分析了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形過程中筋部的金屬流動、應力應變分布規(guī)律，揭示了帶橫向內(nèi)筋構(gòu)件筋部成形機理。在帶縱向內(nèi)筋構(gòu)件旋壓成形研究中，JIANG 等［5?6］通過有限元模擬獲得了帶縱筋筒形件旋壓成形過程中不同區(qū)域的應變特征，發(fā)現(xiàn)工件不同區(qū)域的應變特征存在明顯差異，筒壁區(qū)材料的應變模式為徑向壓縮應變，切向和軸向為拉伸應變，而縱筋的應變模式為徑向和軸向拉伸應變，切向為壓縮應變。HAGHSHENAS等［7?8］通過顯微硬度表征的方法獲得了帶縱筋筒形件旋壓成形不同區(qū)域的塑性應變分布特征，并對比分析了不同鋁合金材料旋壓后性能差異，為帶縱向內(nèi)筋筒形件旋壓成形變形特征的實驗表征及旋壓材料的選取提供了借鑒。ZENG 等［9］通過有限元模擬獲得了帶縱橫交叉內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征，發(fā)現(xiàn)筒壁區(qū)材料在旋輪作用下處于三向壓應力狀態(tài)，而內(nèi)筋處由于筋槽的存在，其內(nèi)層材料徑向受壓應力，切向和軸向受拉應力。同時，縱筋和橫筋的應變類型也存在差異，縱筋的徑向壓縮應變和較大的軸向拉伸應變使得其充填高度低于橫筋，而橫筋的外層材料徑向為壓縮應變，內(nèi)層材料為徑向拉伸應變。在帶螺旋內(nèi)筋筒形件旋壓成形研究方面，GROCHE 等［10］研究了帶單一旋向螺旋內(nèi)筋筒形件旋壓成形工藝，其研究重點在成形方法上，并未涉及充填過程中的變形特征。馮蘇樂等［11］通過實驗研究了帶螺旋交叉內(nèi)筋筒形件固溶態(tài)溫旋成形工藝，設(shè)計了該類構(gòu)件的固溶?溫旋?人工時效加工工藝路線，為此類構(gòu)件的工程應用提供了指導。以上對帶內(nèi)筋構(gòu)件旋壓變形特征的研究主要集中在橫筋和縱筋上，缺乏對帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征的研究，阻礙了此類構(gòu)件旋壓變形行為的主動調(diào)控和旋壓技術(shù)的發(fā)展。

本文采用有限元仿真軟件建立帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件有限元模型，在此基礎(chǔ)上對旋輪作用下不同區(qū)域的應力特征及成形工件不同區(qū)域的應變特征進行分析，據(jù)此獲得帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓變形特征，擬為此類構(gòu)件旋壓變形行為主動調(diào)控提供指導。

1 實驗

1.1 有限元建模

基于作者先前建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形有限元模擬開展研究［12］。模型采用ABAQUS/Explicit仿真平臺建立，幾何模型主要包括旋輪、筒坯和帶螺旋筋槽的芯模。其中芯模的結(jié)構(gòu)比較復雜，如圖1所示，芯模直徑為200 mm，其外表面分布有螺旋角β=45°的右旋筋槽和螺旋角為?β的左旋筋槽。螺旋筋槽的具體結(jié)構(gòu)如圖所示，其中螺旋筋槽的外寬w0=7.93 mm，深度h=5 mm，筋槽圓角半徑r=3 mm，筋槽側(cè)壁夾角α=16.32°。旋壓筒坯采用6061鋁合金，其內(nèi)徑為200.5 mm，壁厚為7.75 mm。旋輪采用筒形件旋壓常用的雙錐面旋輪，旋輪直徑300 mm，成形角22.5°，圓角半徑10 mm。

圖1 芯模螺旋筋槽尺寸圖Fig.1 Dimensions of spiral groove on mandrel

通過拉伸實驗獲得6061鋁合金材料的真實應力?應變數(shù)據(jù)，并采用各向同性硬化模型描述其應力?應變關(guān)系：σ=216.2(0.0044 +ε)0.21MPa，相應的材料力學性能參數(shù)為：屈服強度σ0.2=69.2 MPa、彈性模量E=69.3 GPa、泊松比v=0.3、密度ρ=2 700 kg/m3。

在有限元建模過程中，旋輪和芯模定義為剛體。筒坯定義為變形體并采用C3D8R 單元對其離散化，其中沿厚度方向劃分5層，切向和軸向的單元數(shù)量分別為600 和200。為了保證有限元計算過程中單元不會因大變形出現(xiàn)畸變，對變形區(qū)單元采用了ALE網(wǎng)格自適應技術(shù)。建模過程中，將芯模固定，筒坯的底面與芯模耦合，采用幅值曲線定義兩個旋輪繞芯模軸線的公轉(zhuǎn)運動和沿軸向的進給運動。模具與變形體的接觸條件采用罰函數(shù)接觸算法，并定義旋輪與工件外表面的摩擦因數(shù)為0.05，芯模與工件內(nèi)表面的摩擦因數(shù)為0.2。建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型如圖2所示，旋輪的運動軌跡為右旋加載軌跡，因此定義右旋筋槽為同向筋槽，在同向筋槽內(nèi)成形的螺旋內(nèi)筋為同向筋，定義左旋筋槽為反向筋槽，在反向筋槽內(nèi)成形的螺旋內(nèi)筋為反向筋。其余主要旋壓參數(shù)為：旋輪壓下量3 mm，主軸轉(zhuǎn)速120 r/min，進給比1.6 mm/r。

圖2 帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型Fig.2 FE model for flow forming of thin?walled tube with helical grid?stiffened ribs

1.2 模型可靠性驗證

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形過程中工件的動能與內(nèi)能之比如圖3所示。由圖可知，成形過程中工件的動內(nèi)能比值始終在10%以下，這表明旋壓成形模擬結(jié)果是符合準靜態(tài)變形的要求，由此可以認為本文所建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型是穩(wěn)定的。

圖3 旋壓過程工件動能與內(nèi)能比值變化Fig.3 Kinetic energy/internal energy for workpiece during flow forming process

帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元仿真與實驗螺旋內(nèi)筋在不同截面的充填情況如圖4所示。由圖可知，有限元仿真獲得的軸向不同位置同向筋高與反向筋高的關(guān)系與實驗結(jié)果完全一致，由此表明本文所建立的帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓有限元模型是可靠的。

圖4 仿真與實驗充填效果對比［12］Fig.4 Comparison of rib?filling result between FE simulation and experiment［12］

2 結(jié)果與討論

2.1 應力分布特征

如圖5所示為旋壓成形過程中旋輪分別作用在同向筋、筒壁區(qū)和反向筋時的應力分布情況。由圖可知，當旋輪作用在筒壁區(qū)時，內(nèi)外層材料的應力狀態(tài)一致，均為三向壓應力狀態(tài)。而當旋輪作用在同向筋和反向筋處時，由于筋槽的存在，內(nèi)外層材料的應力狀態(tài)存在明顯的差異。同向筋和反向筋外層材料的應力狀態(tài)為三向壓應力狀態(tài)，內(nèi)層材料徑向受壓應力，切向和軸向受拉應力。

圖5 旋輪作用下不同區(qū)域的應力分布圖Fig.5 Stress distribution when the roller rotates at different regions

2.2 應變分布特征

圖6（a）為工件成形后整體的等效塑性應變分布云圖，從圖中可以看出，旋壓成形后工件應變分布不均勻：工件外層材料的應變大于內(nèi)層材料的應變，這是因為旋壓成形過程中材料的變形主要發(fā)生在工件外層；同時，筒壁區(qū)材料的應變普遍大于內(nèi)筋區(qū)材料的應變。為了定量分析不同區(qū)域應變的變化規(guī)律，選取如圖6（b）所示內(nèi)層、中間層、外層3 條路徑，獲得了3條路徑上單元的等效塑性應變的分布規(guī)律，如圖6（c）所示。由圖可知，外層單元的等效塑性應變最大，中間層次之，內(nèi)層單元的等效塑性應變最小。內(nèi)筋處外層、中間層和內(nèi)層單元的應變均有明顯的下降趨勢，在內(nèi)筋圓角區(qū)域內(nèi)層單元的等效塑性應變有極大值。

圖6 帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件等效塑性應變分布Fig.6 Distribution of equivalent plastic strain in flow forming of thin?walled tube with helical grid?stiffened ribs

不同區(qū)域材料的徑向、切向和軸向應變分布情況如圖7所示。由圖7（a）可以看出，工件的筒壁區(qū)材料沿徑向產(chǎn)生壓縮應變，且外層材料的壓縮應變大于內(nèi)層材料，這是因為材料變形主要發(fā)生在筒壁外層?？拷鼉?nèi)筋區(qū)域，材料受到徑向壓縮的變形量開始逐漸減小。在內(nèi)筋處，由于材料沿徑向充填內(nèi)筋，其徑向應變由外層材料的壓縮應變逐漸演變?yōu)閮?nèi)層材料的拉伸應變。不同區(qū)域材料的切向應變?nèi)鐖D7（b）所示，筒壁區(qū)材料沿切向為拉伸應變，而內(nèi)筋處材料沿切向為壓縮應變。對比不同區(qū)域材料的軸向應變可知，筒壁區(qū)和同向筋處始終為軸向拉伸應變，而反向筋處的軸向應變絕對值相對較小，部分區(qū)域為軸向拉伸應變，部分區(qū)域為軸向壓縮應變。

圖7 成形工件不同區(qū)域應變分布Fig.7 Strain distribution at different regions of formed tube

3 結(jié)論

（1）帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓過程中筒壁區(qū)內(nèi)外層材料在旋輪作用下受三向壓應力，而內(nèi)筋處由于筋槽的存在，其內(nèi)外層材料在旋輪作用下存在明顯的應力狀態(tài)差異，外層材料受三向壓應力，內(nèi)層材料徑向受壓應力，切向和軸向受拉應力；

（2）帶螺旋內(nèi)筋薄壁筒形件旋壓成形后不均勻變形特征顯著，外層材料應變大于內(nèi)層材料應變，筒壁區(qū)材料應變大于內(nèi)筋區(qū)材料應變；

（3）筒壁區(qū)的應變特征為徑向壓縮應變，切向和軸向為拉伸變形，而內(nèi)筋區(qū)的應變特征主要為外層材料的徑向壓縮應變逐漸演變到內(nèi)層材料的徑向拉伸應變。