扶梯上侧板横撑液力成形仿真研究

张豫宁

扶梯上侧板横撑液力成形仿真研究

张豫宁

（西继迅达电梯有限公司，河南 许昌 461000）

缩短上侧板横撑胀形件的开发周期，降低开发成本。采用理论研究与仿真分析相结合的方法对胀形管件的壁厚分布及加载路径进行研究。首先，借助ABAQUS有限元软件，对简单管件两次液压成形过程进行仿真模拟，通过对比仿真结果与实验结果，验证仿真建模的正确性。其次，基于有限元软件对横撑管件液力成形、退火等过程进行仿真分析。最后，通过分析、总结获取合理的加载路径。通过理论计算得到了预胀形所需的内压力值，为横撑管件预胀形仿真分析提供了参考。在预胀形阶段，当内压力<65 MPa时，由于内压力不足，管件无法成功胀形，当内压力>65 MPa时，管件中间胀形区域存在应力集中现象，不利于后续管件胀形，所以预胀形阶段的合理加载路径为常压65 MPa。在终胀形阶段，常压加载路径下的胀形结果不理想，而在多线性加载路径4下退火件及未退火件都能获得理想的胀形结果，因此，多线性加载路径4为终胀形的合理加载路径。相较于常压加载，终胀形阶段采用多线性高压加载，管件成形效果更好；终胀形前进行退火处理，可以降低胀形管件的残余应力，壁厚分布也更加均匀。

上侧板横撑；液力成形；数值模拟；加载路径；退火

上部驱动是自动扶梯内部结构的关键部件，上部驱动主要包括上侧板组件、导轨、扶手驱动轴组件、横撑及各支撑构件，其中横撑主要起连接上侧板、支撑盖板的作用。如图1所示，现有扶梯上侧板横撑主要采用焊接工艺生产，将横撑管件、限位挡块、连接块焊接为一个整体，现有工艺易产生焊接缺陷，如气孔、夹渣、凹坑、未熔合等，引起应力集中，导致强度降低。液压成形是一种新型柔性制造技术，利用液压成形工艺制造的扶梯上侧板横撑，无焊缝，质量轻，节约材料，静扭强度刚度高，且壁厚均匀，因此，具有巨大的应用潜力和广阔的市场前景[1-5]。

1-Lateral brace tube; 2,4-Limit stop; 3-Connecting block

合理的加载路径是影响管件液压成形质量的关键因素，若成形参数匹配不合理将出现起皱、屈曲、胀裂失效等缺陷[6-10]，为此，国内外学者对管件液压成形工艺进行了大量研究，对管件液压成形工艺研究的方法主要以实验与有限元仿真分析为主。周佳恺等[11]针对管件液压胀形提出了一种快速、准确的仿真方法，通过对比仿真结果及实验结果，验证了该方法的正确性。Huang等[12]利用流固耦合方法对扭力梁液压成形过程进行了仿真分析，探讨了流体特性、成形压力、轴向进给速度等参数对成形效果的影响，解决了成形管件壁厚分布不均匀的问题。李明等[13]探讨了不同加载方式对管件弯曲预成形和液压成形效果的影响，研究表明，在脉动加载下成形管件壁厚分布更均匀。Colpani等[14]进行了316L不锈钢T型管液压成形研究，并探讨了内压力和轴向进给位移等参数对管件液力成形结果的影响。高文文[15]基于有限元模拟和实验方法研究了不同长径比参数下汽车桥壳液压胀形管件壁厚和应力-应变分布情况。徐勇等[16]采用仿真及实验方法分析了胀形压力、整形压力等参数对波纹管成形效果的影响，获得了最佳成形参数。

虽然国内外学者广泛开展了管件液力成形数值模拟及实验研究，并取得了不少研究成果，但是，针对上侧板横撑液压成形工艺，有关不同加载路径及热处理工艺对横撑管件液力成形结果影响的研究较少，并且由于上侧板横撑液力成形的规律及数据积累有限，因此给设计制造带来一定困难。

由于扶梯上侧板横撑管件两端直径为40 mm，而胀形区域的最大外径为80 mm，管件若直接进行液压成形会因胀形率过大而破裂。为此，选取直径为50 mm的直管进行液压成形，利用缩径工艺保证管件两端直径为40 mm[17-19]。采用两次胀形工艺来成形上侧板横撑，最终胀形管件尺寸如图2所示。

图2 横撑最终胀形尺寸

为了缩短上侧板横撑液压胀形件的开发周期，降低开发成本，本文借助ABAQUS有限元软件，首先对简单管件两次液压成形过程进行有限元仿真分析，通过将仿真结果与实验结果进行对比，验证仿真建模的正确性。其次，基于有限元软件对横撑管件液力成形、退火等过程进行仿真分析。最后，通过分析、总结，获取合理的加载路径。以期为自动扶梯高质量零部件的研制与生产奠定基础，同时也为合理设计上侧板横撑胀形工艺及产品性能分析提供依据和参考。

1 理论胀形压力

管件液力成形原理如图3所示。首先将管件置于模具中，其次向管材内部注入液体高压介质，同时在轴向施加压力补偿管料，最后将管坯压入模具型腔成形。图3中的d为模具过渡圆角半径，为胀形区域的宽度，为管坯总长，1为单侧非胀形区长度，为轴向进给位移。

图3 管件液力成形原理

为了在上侧板横撑预胀形分析中能够提供可靠的数据，本文采用文献[20]推导出的胀形压力计算公式，对管件胀形所需内压力进行研究。为了研究管件所需的胀形压力，在管件中部胀形区选取一体单元，如图4所示，则管件所需胀形压力i的计算如式（1）所示。

图4 胀形管件应力示意图

式中：ρ为管件内圆环向曲率半径；0为管件初始内圆半径；ρ为所选体单元处管件内圆径向曲率半径；为轴向应力与环向应力之比；为轴向应变与环向应变之比；0为初始管件外径；i为瞬时管件外径；0为初始管件壁厚；i为管件瞬时壁厚；为应力系数；为材料的硬化指数；、为椭圆（胀形区域的外轮廓近似为椭圆）的长轴和短轴。

2 简单管件胀形模拟

为了验证数值计算的准确性，基于文献[21]的实验工况，利用ABAQUS软件对简单管件液力成形过程进行仿真分析，通过对比实验结果，验证仿真分析的正确性，为横撑管件液力成形的数值计算提供有益参考。

2.1 有限元模型建立

实验管坯总长为250 mm，外径为65 mm，壁厚为1.5 mm。根据文献[21]，管件材料为LF2M铝合金，密度为2.77 g/cm³，泊松比为0.34，弹性模量为56 GPa，LF2M铝合金的真实应力-应变参照刘静等[22]测得的真实应力与真实应变实验数据。预胀形及终胀形有限元模型如图5所示。由于模型都是轴对称的，因此仅选用1/8模型来计算，共15 932个网格单元，设置模具为刚体，设定其摩擦因数为0.1，预胀形及终胀形阶段的轴向进给量分别为10 mm和5 mm，内压力峰值均为40 MPa。

图5 管件终胀形有限元模型

2.2 仿真结果

将仿真分析结果与文献[21]中的实验结果进行对比，如图6所示。可以看出，仿真结果与实验结果非常吻合。

胀形管件沿轴向壁厚的仿真数据与文献[21]中实验数据的对比结果如表1所示。可以看出，仿真模拟结果与实验结果十分接近，误差＜8%。通过对比成形效果与轴向壁厚分布数据，验证了管件液力成形数值模拟的正确性。

3 上侧板横撑液力成形工艺仿真分析

为了给上侧板横撑预胀形仿真分析提供可靠的数据，有必要研究胀形时的理论加载路径。管件材料为10号钢，密度为7.83 g/cm³，弹性模量为210 GPa，泊松比为0.28，屈服强度为300 MPa，0=4 mm，0= 40 mm，=637，d=20 mm，=0.2，=80 mm，将以上数据代入式（1）～（5）可得到不同（0～0.9）下的内压力为37～75 MPa。

图6 胀形效果对比

表1 沿轴向壁厚的数据对比

3.1 上侧板横撑胀形工艺

上侧板横撑预胀形及终胀形工艺的模具结构如图7所示。在预胀形时，在胀形区域中间增加限位模，并且滑动模及压块水平移动，以带动管件水平运动从而实现轴向补料。在终胀形时，拆掉限位模，在管件两端施加轴向进给力，这样管件会紧贴模具型腔成形[23]。

3.2 上侧板横撑预胀形数值模拟

由于胀形初始管件采用直径为50 mm圆管缩径后的模型是轴对称模型，因此只需建立1/8模型。上侧板横撑预胀形有限元模型如图8所示，分别采用平面四边形单元和六面体单元对胀形模具和管件进行网格划分，共35 660个网格单元，10号钢材料的真实应力-应变关系参照文献[24]给出的实验数据。

轴向进给量对管件胀形效果有较大影响。当轴向进给量过小时，会导致管坯轴向补料不足，壁厚减薄严重，壁厚分布不合理；当轴向进给量过大时，会导致管件端部产生死皱，成形效果较差。为了控制管件壁厚，对预胀形设置2个分析步：水平滑动模具先轴向进给25 mm；管件及模具再同时轴向进给5 mm。由理论计算可知，内压力为37～75 MPa，为了减少计算量，预胀形内压力选取常压45、53、57、61、65、75 MPa，分别对应的值为0.8、0.6、0.5、0.4、0.3、0。

管件在常压45、53、57、61、65、75 MPa下的成形结果如图9所示。可以看出，当胀形压力<65 MPa时，由于内压力不足，管件未贴模，无法成功胀形，在常压75 MPa时，由于内压力较大，管件中间胀形区域存在应力集中现象，不利于后续管件胀形，而在常压65 MPa时，管件胀形区域贴合模具，胀形效果较好，所以管件预胀形的合理加载路径为常压65 MPa方案。

图7 上侧板横撑液压胀形工艺

图8 横撑管件预胀形有限元模型

65 MPa内压力下管件、截面的壁厚分布情况如图10所示。可以看出，从非胀形区到胀形区，壁厚呈先增大后减小的趋势，管件壁厚最大达到5.1 mm左右，胀形部分的壁厚略小，最小壁厚为3.65 mm。

3.3 上侧板横撑终胀形仿真分析

基于预胀形常压65 MPa的结果对管件终胀形过程进行仿真分析，上侧板横撑终胀形有限元模型如图11所示，共35 876个网格单元。终胀形材料属性、接触设置以及约束条件等均与预胀形分析设置一致。

为了探讨不同加载路径及退火工艺对终胀形结果的影响，采用常压和多线性加载方式对管件进行终胀形模拟，不同内压力加载路径如图12所示。管件及模具在0.5 s时开始轴向进给，轴向进给量均为4 mm，同时，参考文献[25]给出的方法对胀形管件进行退火及未退火模拟。

终胀形仿真结果如图13所示。从图13a和图13b可以看出，常压加载路径下的管件由于内压力不足，管件胀形区域无法贴模，胀形结果不理想。从图13c和图13d可以看出，对于多线性加载路径，在加载路径4下退火件及未退火件都能够紧密贴合模具，获得理想的胀形结果。因此，多线性加载路径4为终胀形的合理加载路径。

3.4 退火工艺对壁厚分布的影响

为了降低管件在预胀形后产生的残余应力，在终胀形前采用去应力退火工艺对胀形管件进行退火处理。对于退火处理的管件，在终胀形模拟时只导入预胀形65 MPa下胀形结果的网格，来模拟退火处理后的管件胀形过程。

图9 预胀形模拟结果

图10 预胀形管件壁厚分布

图11 横撑终胀形有限元模型

图12 终胀形加载路径

为了研究退火工艺对胀形管件壁厚分布的影响，表2对比了退火及未退火管件的壁厚分布数据。可以看出，未退火件2个截面的最大减薄率及最大增厚率均大于退火件的，说明退火件的壁厚分布更加合理。综上所述，预胀形后对横撑管件进行退火处理，不仅胀形结果更加理想，壁厚分布更均匀，而且胀形管件更贴合模具。

图13 终胀形模拟结果

表2 横撑管件终胀形壁厚数据

4 结论

以扶梯上侧板横撑为研究对象，首先将简单管件两次胀形模拟结果与文献实验结果进行对比，验证了仿真建模的正确性，其次，采用理论研究与仿真分析相结合的方法对扶梯上侧板横撑液力成形工艺过程进行了仿真分析，最后对横撑管件的壁厚分布以及加载路径进行了研究，通过数值计算得出以下结论：

1）利用ABAQUS有限元软件对简单管件胀形过程进行仿真分析，对比了实验数据与有限元仿真数据，误差<8%，验证了模拟的正确性与数值计算的准确性。

2）由于预胀形时在胀形区域中间增加了限位模，因此采用常压加载方案即可。与常压加载相比，在终胀形阶段采用多线性高压加载，管件成形效果更好。

3）终胀形前进行退火处理可以降低残余应力，使胀形管件壁厚分布更合理、胀形效果更理想。

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Simulation Study on Hydraulic Bulging Process of Lateral Brace for Escalator Upper Side-panel

ZHANG Yu-ning

(XJ Schindler Elevator Co., Ltd., Henan Xuchang 461000, China)

The work aims to shorten the development cycle of bulging part of lateral brace for upper side-panel and reduce the developmental cost. Theoretical research and simulation analysis were combined to study the wall thickness distribution and loading paths of bulging tube. Twice bulging processes of simple shape tube were simulated by ABAQUS finite element software firstly, simulation results were compared with the experimental results and the correctness of simulation modeling was verified, and then the hydraulic bulging and annealing processes of lateral brace tube were numerically simulated based on finite element software and finally the reasonable load paths were obtained through analysis and summary. The internal pressure required for pre-forming was obtained through theoretical calculation, which provided a reference for pre-forming simulation analysis of lateral brace tube. During the pre-forming stage, when the internal pressure was less than 65 MPa, the tube could not successfully expand due to insufficient internal pressure. When the internal pressure was more than 65 MPa, stress concentration existed in the middle bulging area of tube, which was not conducive to the subsequent bulging of tube. Therefore, the reasonable loading path in the pre-forming stage was normal pressure of 65 MPa. In the final bulging stage, the bulging results under the normal pressure loading path were not ideal, while the ideal bulging results could be obtained for both annealed and unannealed parts under multi-linear loading path 4. Therefore, the multi-linear loading path 4 was the reasonable loading path for final bulging. Compared with normal pressure loading, the forming effect of tube is better when multi-linear high pressure loading is used in the final bulging stage. Annealing treatment before final bulging reduces the residual stress of the bulging tube and makes the wall thickness distribution more uniform.

lateral brace for upper side-panel; hydraulic bulging; numerical simulation; loading path; annealing

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.011.023

TG394

A

1674-6457(2023)011-0199-08

2023-06-11

2023-06-11

张豫宁. 扶梯上侧板横撑液力成形仿真研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(11): 199-206.

ZHANG Yu-ning. Simulation Study on Hydraulic Bulging Process of Lateral Brace for Escalator Upper Side-panel[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(11): 199-206.

责任编辑：蒋红晨