内壁加强筋圆筒件的旋压成形工艺可行性研究

叶平元 ，钱东升 ，王华君 ，陈欢欢 ，王哲涵 ，潘旭东

（1.武汉理工大学，材料科学与工程学院，湖北 武汉 430070；2.湖北省绿色材料精密成型工程技术研究中心，湖北 武汉 430070）

0 引 言

航空航天器、卫星等工业领域需要大型复杂的薄壁壳体，最初的薄壁壳体制造采用卷焊法，焊缝处应力集中容易导致开裂而失效[1]。目前生产薄壁壳体件常用的方法有旋压法和环轧法。环轧法的特点是其对于零件尺寸的接受范围较大，但对要进行轧制的轧件有高度的限制，一般零件高度不应超过1 m，难以满足对高度有要求的大型薄壁壳体件的生产。很多薄壁圆筒或圆锥筒形零件在使用中发现其强度达不到要求，需在其内壁设置加强筋。尤其是飞航导弹弹体结构中的制导舱之类的大型件，为了获得足够的强度，其内壁需设置加强筋，采用轧制无法成形加强筋。

根据目前国外对加强筋圆筒类制件的研究，现可行的制造成形法有3种：铸造、车削、旋压成形法[2]。对于尺寸较大的薄壁壳体类零件不宜采用铸造成型工艺，使用车削加工带内筋的薄壁筒形件不仅材料利用率低，加工成本高，其精度达不到要求且生产效率低。通过旋压成形加工此类零件，不仅可以得到较高的尺寸精度和较好的表面粗糙度，还可加工直径较大、高度较高、内壁结构较为复杂的零件。因此研究带内壁加强筋圆筒件的旋压成形工艺很有必要[3-5]。目前，国内普通旋压工艺虽较为成熟，但带内筋的薄壁圆筒件之类的强力旋压工艺较为落后，研究该类零件的强力旋压工艺具有现实意义[6]。通过采用有限元数值模拟，对Al-Li合金内壁加强筋圆筒件旋压时的材料流动、应力和应变分布、材料变形特点等进行研究，并对各类缺陷进行分析，得到内壁加强筋圆筒件旋压成形的优化工艺参数。

1 有限元模拟

1.1 有限元模型

对毛坯采用单轮旋压拉深的成形方法，利用Pro/E三维软件进行建模，然后导入DeForm建立旋压模型，如图1所示，接触体包括芯模、旋轮、压块、毛坯，其中旋轮、压块和芯模定义为刚体，毛坯定义为变形体。毛坯和芯模、毛坯和压块接触位置通过边界条件设置为缝合，芯模、毛坯和压块固定不动，旋轮可沿轴向进给，并绕芯模的中心轴进行旋转。芯模和毛坯、压块和毛坯之间的接触采用剪切摩擦模型，摩擦系数为1，旋轮和毛坯之间的接触也采用剪切摩擦模型，摩擦系数为0.1。

图1 旋压模型

1.2 网格划分

在减薄旋压时金属的流动规律符合最小阻力定律，变形只发生在接触点附近一小块区域，毛坯属于变形体，模拟仿真时需对其进行网格划分，采用四面体单元进行有限元分析。毛坯为圆板规则形状，在成形过程中变形较为均匀，故无需进行局部细化分，模拟用毛坯网格划分模型如图2所示，网格数目为20 000个。

图2 毛坯网格划分

1.3 试验材料

毛坯材料为2195铝锂合金，该材料属于高强高弹性模量可焊铝锂合金，具有优异的低温性能，其比强度高，可作为航天航空的轻量化材料，用于制造航天低温贮箱等壳体零件，其力学性能如表1所示。

表1 铝锂合金的力学性能

1.4 模拟参数

采用单个旋轮进行旋压，旋轮与芯模的距离根据减薄率确定，由于铝合金塑性较好，选取较大的减薄率，金属强力旋压过程发生了较大的流动，De-Form有限元求解器分别为稀疏求解器和共轭梯度求解器，在做旋压、挤压等材料大流动成形方式时采用共轭梯度求解器，主要工艺如表2所示。

表2 旋压成形模拟参数

2 模拟结果与分析

2.1 圆筒件旋压时金属的流动规律

截取零件局部区域如图3所示，由应变分析可知，带内加强筋圆筒件在旋压成形过程中，主要变形发生在轴向和径向，具体为径向压缩减薄、径向加强筋的填充和轴向伸长，故选取加强筋处成形区域的一个横截面，对该截面的材料流动状况进行研究。旋压过程的变形只发生在接触点附近一小块区域，沿轴向流动为主要流动方向，如图3（a）所示；部分金属向接触点径向流动，使材料减薄，在加强筋芯槽的位置具有较大的径向流动和轴向流动，如图3（b）所示；也有少量金属沿坯料的切向流动，使其纵剖面产生扭曲，如图3（c）所示；为了保证成形零件质量，应尽可能促进轴向流动并控制径向流动的发生，尽量降低切向流动[7]。

图3 材料流动位移图

2.2 圆筒件旋压时等效应力分布

带内加强筋圆筒零件在成形过程中，零件变形区的位置和范围、材料的流动情况，都由其受力情况决定。加强筋是在旋轮与芯模的挤压作用下成形，加强筋在圆周方向呈周期变化，因此毛坯在成形过程中的应力应变分布情况随旋压过程的进行而变化，带内加强筋圆筒零件旋压成形过程应力分布如图4所示。

由图4（a）可知，坯料的外缘部分在开始加工过程中应力较小，是因为坯料外缘没有直接参与材料变形，应力的传递较小。而在成形过程中坯料的圆角部位应力一直较大，因为圆角部位是变形的过渡部位，会产生应力集中，且在旋压过程中所受的拉力和芯模的挤压力最大。另一方面，旋轮与芯模挤压成形的过程中，接触区域的等效应力分布如图4（b）所示，最大应力出现在变形区与非变形区的过渡处（旋压件毛刺过渡处），筒形轮廓和加强筋在同时受到旋轮和芯模的挤压下成形，接触区域的应力分布较均匀。当旋轮与毛坯接触时，接触区域应力急剧增大，接触区域发生弹塑性变形，接触区周围区域间接受力，同样产生弹塑性变形，因此成形时在接触区及其周围很小范围内产生塑性变形，并随着旋轮的旋转不断推进。

图4 等效应力分布云图

2.3 圆筒件旋压时主应变分布

带内加强筋圆筒旋压成形过程中，零件口部与底部不仅受旋压成形的影响，还受边界的约束，应变情况较复杂，零件中部（无加强筋）为稳定的成形区域，仅受旋压成形的影响，因此其主应变分布及塑性变形类型有所差异。最大主应变ε1、中间主应变ε2、最小主应变ε3分布情况如图5所示。通过分析主应变云图可知，零件中部区域的3个主应变值均近似满足ε1=-ε2、ε3=0，故该区域的塑性变形类型为平面变形，表现为材料厚度上压缩减薄、轴向伸长、切向无变化；零件底部圆角位置的主应变值均近似满足ε2+ε3=-ε1（ε1＜0），故该区域的塑性变形类型为压缩类变形，表现为底部材料厚度压缩减薄、轴向伸长、切向伸长形成毛刺；零件加强筋成形位置的主应变值均近似满足ε2+ε3=-ε1（ε1＞0），故该区域塑性变形类型为拉伸类变形，材料径向成形加强筋，轴向伸长、切向压缩。

图5 主应变分布云图

2.4 圆筒件旋压时等效应变分布

由图6所示的等效应变分布云图可知，加强筋、底部圆角及筒壁三者在应变分布方面存在较大的差异，但三者连续地分布于同一零件内，因此齿顶壁、齿根壁及齿侧壁部分的变形必将相互影响和相互制约。由图7可以看出，内外齿的变形表现出以下特点。

（1）变形分布的周期性。应变分析结果表明：旋压成形过程中，零件中部（无加强筋）的变形处于平面应变状态，零件底部圆角的变形处于压缩应变状态，零件加强筋的区域塑性变形类型为拉伸类变形，带内加强筋筒形件由多个内加强筋周向分布组成，每个内筋均有相似的成形过程，故内加强筋筒形件的变形在圆周方向呈现周期性，如图6（a）所示。

（2）周向和轴向变形的不均匀性。材料的应变分布状况表明带内加强筋筒形件的变形分布不均匀。变形不均匀是塑性成形中常见的情况，带内加强筋筒形件的变形不均匀性不仅表现在径向，还表现在轴向。

（3）内加强筋变形的不对称性。内加强筋变形不对称与旋压的成形方式有关，旋压属于局部连续成形技术，故内加强筋两侧不是同时成形。在所采用的模型中，毛坯以顺时针转动的方式进入旋轮接触区，所以旋入侧的内加强筋先成形，旋出侧内加强筋后成形。从顺时针方向内加强筋壁与筒壁相邻，故两侧齿壁的材料流动存在差异，表现出不同的应变分布，如图6（b）所示。

图6 等效应变云图

2.5 进给比对筒形件旋压成形的影响

在强力旋压中，旋轮的进给速度vr与芯模转速nm直接决定了旋压生产率及旋压设备的选择，而进给比S与旋压速度Vθ直接影响旋压工艺过程[8]：

其中，nm取经验值6～60 rad/s；对于铝类面心立方晶格的金属进给比S的取值范围为0.5～5 mm/s，芯模转速取6 rad/s，选取旋压进给比S分别为0.75、1、3、5 mm/r进行模拟试验。

由图7可知，选择0.75～3 mm/r的进给比时，进给比越大，表面粗糙度、贴模性也越好，这与一般规律不符。分析其原因是芯模转速一定时，进给比越大，旋轮下压速度越大，使金属轴向受力大，其主要流向为轴向，因此，进给比较小的金属流向杂乱，稍大的进给比使金属流向统一，且轴向拉伸力较大，使表面更光洁，而5 mm/r的进给比使坯料出现起皱现象，且贴模性也较差，符合一般情况。经对比得出，选择3 mm/r进给比可以得到较好的成形零件表面质量。

图7 不同进给比的零件成形质量

加强筋的厚度反映了填充的质量，为了对旋压得到的加强筋进行评估，选取同一位置的加强筋进行测量，在旋压进给比S分别为 0.75、1、3、5 mm/r时，各测量5组数据，取平均值和标准误差，加强筋厚度随进给比的变化如图8所示。

图8 不同进给比加强筋的厚度

由图8可知，当进给比增大时，金属径向流动明显，能促进内筋形成，但过大会导致金属没有足够时间充型，且会因过大轴向拉力而导致金属沿轴向流动。较合适的进给比为3 mm/r，此时加强筋填充质量最好，厚度尺寸偏差最小。因为随着进给比增大，其轴向分力与径向分力增长明显大于切向分力，此时旋轮运动轨迹为螺旋轨迹；在进给比取较小值时，旋轮轨迹在已加工部分产生重合，使已加工面二次受力，导致径向力增幅大于轴向、切向力的增幅。当进给比大到一定程度时，此情况有所缓解[9]。

2.6 芯模与旋轮圆角对旋压成形的影响

经过旋压试验，端面无圆角的芯模在模拟时，其端面拐角对毛坯产生较大的应力，毛坯在此处容易出现破裂，如图9（a）所示。这与此处角度变化过大、旋压时应力集中有关[10]，对该边进行倒圆角R10 mm，有效避免了此处应力集中的情况，如图9（b）所示。

旋压模拟过程中，旋轮圆角对旋压成形也有一定影响，圆角半径增大，使减薄率降低、表面光洁但贴模性不好、接触面积增大、旋压力增大；旋轮圆角小，与毛坯接触面小，旋压过程中接触面产生应力集中，金属倾向非稳定变形，使金属的小区域间变形不均而导致金属表面剥离，模拟过程中旋轮圆角设为R12 mm较为合适。

加强筋形状为矩形时，金属充型出现充不满的情况，如图9（c）所示。在模拟中，将其改为锥形加强筋，其充型优于矩形加强筋[11]。为避免尖角对充型的影响，对凹槽边缘进行了倒圆角处理，其过渡圆角半径为R2 mm，顶角圆角半径为R5 mm，如图9（d）所示。

图9 模拟结果

3 可行性验证

当进给比为3 mm/r、旋轮圆角半径为R12 mm、成形角为25°、芯模圆角取R10 mm时，能得到如图10（a）、（b）所示的验证模型，通过DeForm进行数模模拟得到表面质量好、内加强筋成形饱满的相关工艺参数，进而指导实际生产，得到质量较好的成品，对比图10（c）的实物[12]，证明平板毛坯旋压成形带内筋的筒形件可行。

4 结束语

利用DeForm对内壁加强筋圆筒件的旋压成形过程进行有限元模拟，得出如下结论。

（1）材料在旋轮和芯模的挤压下主要沿轴向流动，在加强筋的位置有明显的径向流动，保证在进行拉深的同时有利于内壁加强筋的成形。

（2）进给比、芯模、旋轮圆角等工艺参数影响了Al-Li合金内筋圆筒旋压成形质量，其中进给比影响最大，选择时应综合考虑，在坯料不被拉破的情况下，保证坯料更好贴模的同时也有利于内筋处的充型。

（3）平板毛坯旋压成形带内筋筒形件是可行的，当进给比为3 mm/r、旋轮圆角半径为R12 mm，成形角为25°、芯模圆角为R10 mm时，能得到成形质量较好的零件。