姜家壯，邵偉平，曹家斌，江曉宇，封濤

（1.沈陽理工大學 機械工程學院，沈陽 110159; 2.宜賓三江機械有限責任公司，四川 宜賓 644000）

0 引言

滾壓連接主要應用在航空航天等領域[1]。滾壓連接配合柔性連接器保證了飛機燃油系統(tǒng)的安全性。傳統(tǒng)的焊接連接在飛機燃油系統(tǒng)中難以保證導管與管套的對中要求，易出現(xiàn)附加彎矩。與焊接連接相比，滾壓連接密封性好、效率高、可靠性高[2-3]。

國外A.M.Hassan等[4]分析了滾壓次數(shù)、過盈量對有色金屬材料表面質(zhì)量和工件表面的強化效果，優(yōu)化了有色金屬材料的滾壓工藝參數(shù)。C.Rubio-Gonzalez等[5]對比研究多種工況下滾壓前后的低周疲勞性能，總結出表面的殘余應力和冷加工硬化是提高連接件疲勞壽命的主要原因。

國內(nèi)目前以鈦合金管材的滾壓連接為主，北京航空制造研究所張榮霞等[6]指出管端伸出量和連接內(nèi)徑與成形所需轉矩呈線性遞增關系。王涓僖[7]針對擴張器的芯軸轉速這一滾壓連接的關鍵工藝參數(shù)進行研究，分析了芯軸的轉速對管套凹槽填充率、制件成形效果的影響。

無擴口鋁合金導管滾壓連接主要是配合柔性連接器在燃油系統(tǒng)中使用，尚未開發(fā)外徑100 mm、壁厚2.5 mm的大規(guī)格導管滾壓工藝，并存在滾壓轉矩無法準確選用等問題。

1 滾壓連接結構

滾壓模具的擴張器如圖1所示，主要的零件有芯軸、保持架、滾子等。5個滾子安裝在保持架的凹槽內(nèi)，并與芯軸相接觸，滾壓設備對芯軸右端面施加轉矩，從而將力傳遞到滾子和保持架上。如圖2所示，滾子在導管內(nèi)部周向滾動并沿徑向施加合力，將導管材料擠壓入管套的滾壓凹槽內(nèi)，最終實現(xiàn)導管與管套的緊密連接[8]。

圖1 滾壓擴張器

圖2 鋁合金導管與管套結構

2 轉矩控制

2.1 AS4060標準推薦轉矩

轉矩的選取原則與導管材料、導管壁厚、導管外徑有關，AS4060標準中指出10%估算原則：已知尺寸、壁厚、材料所對應的轉矩，導管壁厚每增大0.007 in，新的轉矩則增大10%。將該結論總結成公式如下：

式中：t為增厚后的壁厚，t0為增厚前的壁厚，M1為增厚后的轉矩，M0為增厚前的轉矩。

根據(jù)壁厚估算原則分別將AS4060中的5052-O 和6061-T4 的材料導管在同壁厚下對應轉矩。換算結果后利用最小二乘法擬合 成 曲線。如圖3所示，在相同的壁厚下導管的外徑與轉矩近似呈二次項關系。

由于兩根導管的材料不同，曲線也存在一些差異。比較相同導管壁厚和外徑的不同材料的轉矩，其平均值為1.13。滾壓過程中在屈服階段后，導管和管套的材料在強化階段逐漸恢復抵抗變形的能力，此時強化階段最大的應力是材料所能承受的最大應力，即抗拉強度[9]。如表1所示，兩種材料的抗拉強度之比為1.2。平均值與導管材料的抗拉強度之比相吻合。

表1 導管材料的抗拉強度

綜上所述，已知導管材料、導管壁厚，導管的外徑與轉矩近似呈二次項關系。若增大壁厚，每增大0.177 8 mm的壁厚，轉矩約增大10%。若更換導管材料，轉矩隨著抗拉強度的提高而增大，增大的比例為兩種導管材料抗拉強度之比。

2.2 試驗件的轉矩換算

根據(jù)項目需求，增加外徑為100 mm、壁厚為2.5 mm，材料為5A02-O的導管。將上述的結論應用到實際項目中，優(yōu)先保證滾壓連接的密封性，實際所需轉矩均高于理論轉矩的18%，如圖4所示，以往24～85 mm外徑導管的實際轉矩都略大于AS4060兩種材料轉化成5A02-O材料的轉矩。從而預測100 mm外徑的導管滾壓轉矩為90 N·m。

圖4 5A02-O實際轉矩與AS4060理論轉化后轉矩的對比曲線

3 有限元分析

3.1 前處理

有限元分析前，為了簡化模型，只保留導管和管套及擴張器中的芯軸、保持架、滾子。導管和管套的材料參數(shù)如表2所示。

表2 材料力學性能參數(shù)

采用自下而上的手動網(wǎng)格劃分，通過導管和管套縱向截面的網(wǎng)格繞導管中心軸的旋轉從而得到的整體三維體網(wǎng)格，網(wǎng)格類型為C3D8R。滾子網(wǎng)格類型為C3D8R，保持架和芯軸網(wǎng)格類型為C3D10M。

3.2 邊界條件

滾壓連接成形仿真屬于準靜態(tài)問題，采用動力顯示分析，并添加幅值曲線。零件彼此之間的接觸采用罰函數(shù)，邊界條件如表3所示。仿真采用兩個分析步驟：第一步，芯軸軸向位移，建立滾子與導管之間接觸；第二步，滾子對導管內(nèi)壁施加擠壓力和摩擦力，導管在合力作用下發(fā)生塑性變形并嵌入管套凹槽，芯軸回退后二者均發(fā)生相反方向的回彈，從而產(chǎn)生殘余應力，二者緊密連接在一起。

表3 邊界條件

3.3 ABAQUS仿真分析結果

由于整個滾壓成形工藝有限元分析中，主要分析導管與管套兩個部件，故此處僅添加導管與管套的Mises應力分布云圖。從圖5的應力結果可知，導管和管套應力均小于材料的抗拉強度，仿真結果符合條件。由于導管與管套中連接區(qū)域在滾壓成形過程中受到來自滾子的旋轉擠壓，應力值偏大。導管內(nèi)壁與滾子接觸區(qū)域應力值較大。管套凹槽受到導管材料的擠壓，凹槽中間凸起區(qū)域和接觸末端應力值偏大，均符合實際情況。

圖5 Mises應力分布云圖

利用ABAQUS 中的初始狀態(tài)定義功能，重啟動后將滾壓后所得的殘余應力結果映射至拉脫強度分析模型中，使得導管與管套在拉脫分析初始時具有殘余應力[10]，成形后的導管與管套在受拉作用下，導管壓入管套凹槽區(qū)域部分應力值較大且存在明顯的塑性變形。由此說明拉脫試驗仿真可以測得滾壓的連接強度。

拉脫仿真歷程變量輸出后，受拉脫力達到最大值117.9 kN時，導管與管套緊密連接被破壞。在拉脫試驗中，拉脫試驗設備的拉力大小是試驗的關鍵，計算公式為

式中：P為拉斷力，N；D為管材外徑，mm；t為管材壁厚，mm；σ為抗拉強度，MPa。

依據(jù)AS4060壁厚減薄原則，滾壓后的壁厚減薄應不超過原始的13.2%，計算壁厚減薄后的拉斷導管所需的力為112.995～149.552 kN，與拉脫仿真的連接強度相吻合。

4 試驗驗證

將兩組組材料為5A02-O、外徑為100 mm、壁厚為2.5 mm的導管試驗件分別用90 N·m的轉矩進行滾壓，結果如表4所示。

表4 滾壓連接試驗

密封試驗[11]無泄漏以后，在拉脫試驗設備上進行1、2組拉脫試驗，試驗原理是利用拉脫機夾頭固定住連接件工裝的上下兩端，再對一端施加軸向力，從而測得滾壓的連接強度。拉脫失效的試驗件如圖6所示，導管拉斷后與管套依然保持連接，說明連接強度大于導管的抗拉強度。因此90 N·m轉矩下的100 mm外徑導管可以被用于實際滾壓制造。

圖6 拉脫試驗試驗件

5 結論

在相同壁厚和材料下，導管的內(nèi)徑大小和轉矩呈二次項關系。將結論擬合成公式。若增大壁厚，每增大0.177 8 mm的壁厚，轉矩約增大10%。若更換導管材料，轉矩隨著抗拉強度的提高而增大，增大的比例為兩種導管材料抗拉強度之比。通過大規(guī)格導管滾壓試驗件的密封性試驗和拉脫試驗證明，導管與管套連接件具有較強的密封性和良好的連接強度。有限元仿真分析與試驗結論吻合度較高，研究的數(shù)據(jù)和結果，對工程項目應用中質(zhì)量控制和工藝優(yōu)化具有一定的指導作用。