助推作用對(duì)大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲壁厚減薄和回彈的影響

1、第15卷第1期2008年2月塑性工程學(xué)報(bào)Vol115No11Feb12008助推作用對(duì)大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲壁厚減薄和回彈的影響3(西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院,西安710072)張靜靜楊合詹梅申世軍摘要:以有限元軟件Dynaform為平臺(tái),建立了大口徑薄壁管數(shù)控彎曲及回彈的有限元模型,分析了壓塊助推速度和壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)對(duì)壁厚減薄和回彈角的影響規(guī)律。結(jié)果表明,壓塊與管子之間沒有摩擦或者壓塊的助推速度為019、助推速度為110且壓塊和管子間摩擦系數(shù)為011的條件下,管子壁厚減薄超過航空標(biāo)準(zhǔn)中允許的最大減薄量014375mm。在壓塊的助推速度不變的條件下,壓塊與管子之間摩擦系數(shù)從011增加到

2、013,能夠有效地降低管外側(cè)的壁厚減薄,但是回彈角也會(huì)明顯增大。當(dāng)壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)為定值時(shí),助推速度從110增加到112,對(duì)管外側(cè)壁厚減薄的改善作用不大,回彈角沒有明顯變化。關(guān)鍵詞:大口徑薄壁管;數(shù)控彎曲;助推作用;有限元模擬;壁厚減薄;回彈中圖分類號(hào):TG335文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A文章編號(hào):100722012(20080120060206EffectsofpressingdiesspringbackinNCwithlargediameterG2YANGHeZHANMeiSHENShi2jun(SchoolandEngineering,NorthernPolytechnicalUnivers

3、ity,Xian710072China)Abstract:BasedonFEMcodeDynaform,anFEMmodeloftheNCbendingandspringbackprocessofthin2walledtubewithlargediameterhasbeenestablished.TheeffectsofvelocityofpressingdieandthefrictionbetweenpressingdieandtubeonthinningandspringbackangleinNCbendingprocessofthin2walltubewithlargediameterw

4、erestudied.Theresultsshowthatthewallthinningofthetubewillexceedtheallowablevalue014375mmaccordingtotheaerialcriterionifthetubeisformedunderthefol2lowingconditions,thereisnofrictionbetweenthetubeandthepressingdie,theboostingvelocityis019,theboostingvelocityis110andthefrictioncoefficientbetweenpressin

5、gdieandtubeis011.Givenfixedvalueofboostingvelocity,asthefrictioncoeffi2cientbetweenpressingdieandtubeincreasesto013from011,thewallthinningcanbelessenedeffectively,butthespringbackanglecanbeincreaseddramatically.Givenfixedvalueofthefrictioncoefficientbetweenpressingdieandtube,theincreaseintheboosting

6、velocityfrom110to112wontmakeanyobviouslyimprovementinthewallthinningormakeanydifferenceinthespringbackangle.Keywords:thin2walledtubewithlargediameter;NCbending;boostingfunction;FEM;wallthinning;springback究的前沿領(lǐng)域1。隨著航空航天事業(yè)對(duì)產(chǎn)品輕量化引言薄壁管數(shù)控彎曲成形已廣泛應(yīng)用于航空、航天、航海和汽車等高科技領(lǐng)域,是當(dāng)前塑性加工技術(shù)研3國(guó)家杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50225518);國(guó)家自

7、然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(59975016,50175092);航空科學(xué)基金資助項(xiàng)目(04H53057)。張靜靜E2mail:breese831631com作者簡(jiǎn)介:張靜靜,女,1983年生,西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院,碩士研究生,主要研究方向?yàn)橄冗M(jìn)塑性加工技術(shù)計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬及控制收稿日期:2007207222;修訂日期:2007212203的要求,大口徑鋁合金薄壁管小彎曲半徑數(shù)控彎曲精確成形技術(shù)已成為先進(jìn)塑性成形技術(shù)研究與發(fā)展的一個(gè)重要方向。薄壁管數(shù)控彎曲成形,尤其是大口徑薄壁管小彎曲半徑數(shù)控彎曲成形,更容易出現(xiàn)外側(cè)壁厚減薄和回彈。管壁過分減薄會(huì)降低管件的承載能力,影響管件的使用性能,嚴(yán)重時(shí)甚至導(dǎo)致開裂

8、;回彈會(huì)降低管件的幾何、形狀精度,進(jìn)而影響到和其他部件的連接、密封性能及產(chǎn)品內(nèi)部結(jié)構(gòu)的緊湊性。所以,外側(cè)壁厚減薄和回彈都是影響大口徑薄壁管數(shù)控彎曲成形精度的主要因素。數(shù)控彎管成形過程中,通常采用壓塊助推改變管子的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài),減小壁厚減薄,但會(huì)對(duì)管子的回彈產(chǎn)生第1期張靜靜等:助推作用對(duì)大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲壁厚減薄和回彈的影響61影響。因此,研究助推作用如何影響大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲中壁厚減薄和回彈,對(duì)提高管件的成形精度具有重要意義。目前,對(duì)彎管壁厚減薄和回彈的研究主要集中在理論解析2、試驗(yàn)研究3和數(shù)值模擬4方面。由于數(shù)控彎曲具有非線性和非穩(wěn)態(tài)接觸的特點(diǎn),以及大口徑小彎曲半徑薄壁管加工

9、要求帶來(lái)的難成形性,因此,單純采用試驗(yàn)或理論解析方法難以準(zhǔn)確、高效、低耗地解決管件數(shù)控彎曲生產(chǎn)實(shí)際的問題。隨著計(jì)算機(jī)和有限元技術(shù)的逐步發(fā)展,有限元法已經(jīng)成為分析管材塑性彎曲成形的一種可行并可靠的手段。為此,本文利用有限元法分析壓塊的助推作用在大口徑薄壁鋁合金管數(shù)控彎曲中對(duì)彎曲外側(cè)壁厚減薄和回彈角的影響,綜合考慮助推作用的兩個(gè)方面,即助推速度(壓塊速度與彎曲半徑處的線速度的比值)和壓塊與管子間的潤(rùn)滑情況,重要依據(jù)。拉裂的危險(xiǎn),所以壓塊也被稱為助推塊。因此,可以通過改變壓塊與管件外壁的摩擦條件和助推速度來(lái)影響彎管變形時(shí)應(yīng)力應(yīng)變分布,從而影響彎管的壁厚減薄。外力卸載后,管件變形中的彈性成分會(huì)產(chǎn)生彈性

10、恢復(fù);同時(shí),彎管的內(nèi)外側(cè)受力不同,外側(cè)受切向拉應(yīng)力,內(nèi)側(cè)受切向壓應(yīng)力,卸載前的殘余應(yīng)力也將導(dǎo)致管件產(chǎn)生變形。因此,管件彎曲卸載后將不可避免地產(chǎn)生一定程度的回彈。2有限元模型的建立,根據(jù)如,127mm×1125mm(外徑、相對(duì)彎曲半徑為115(彎曲半徑=127mm×115)的薄壁鋁合金管數(shù)控彎曲和回彈為對(duì)象,建立有限元模型。211材料模型由于管子數(shù)控彎曲過程中,材料會(huì)發(fā)生加工硬化,所以用冪指數(shù)函數(shù)表征材料的硬化特性n=K式中K強(qiáng)度系數(shù)n硬化指數(shù)0126418=29312212單元積分公式選擇由于管子彎曲成形后要進(jìn)行回彈分析,所以選用單元面內(nèi)四點(diǎn)積分、不存在沙漏現(xiàn)象且對(duì)成形過程

11、和回彈都能獲得很好結(jié)果5的全積分薄殼單元(Fullyintegratedshellelement)公式作為管子的單元積分公式,兼顧計(jì)算效率和精度,厚度方向選取5個(gè)積分點(diǎn)。1數(shù)控彎管成形原理如圖1所示。彎曲模固定在機(jī)床主軸上并隨主軸一起旋轉(zhuǎn),管件的一端由夾塊壓緊在彎曲模的鑲塊上,在管件與彎曲模切點(diǎn)附近外側(cè)裝有壓塊,內(nèi)側(cè)裝有防皺塊,管件內(nèi)部有芯棒與芯頭支撐,當(dāng)彎曲模繞機(jī)床主軸轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí),管件就繞彎曲模逐漸彎曲成形。圖1數(shù)控彎管成形原理圖Fig11PrincipleoftheNCtubebendingprocess管件在彎曲過程中,彎曲變形區(qū)中性層外側(cè)受到拉應(yīng)力,壁厚減薄。而彎曲過程中,壓塊的作用有兩個(gè)

12、:一是將管件后端緊壓在防皺塊上,以防止管件向上翹起和產(chǎn)生起皺缺陷;另外,壓塊本身有一個(gè)與彎曲速度相匹配且和彎管加工方向一致的平動(dòng)度,壓塊依靠它與管件外壁之間的摩擦向管件施加一個(gè)向前的推力,加快直線段的材料流動(dòng),使彎曲部分外側(cè)的材料得到補(bǔ)充,減小壁厚減薄,降低所有模具單元公式選用面內(nèi)一點(diǎn)積分、計(jì)算速度快的Belytschko2Tsay薄殼單元公式,厚度方向選取3個(gè)積分點(diǎn)。213摩擦模型在彎管成形過程中,如果接觸面過分粗糙,則會(huì)產(chǎn)生過大的摩擦力,容易出現(xiàn)應(yīng)力集中,對(duì)成形不利;但如果接觸界面過分光滑,則使?jié)櫥瑒┤菀妆荒＞邤D走,也使摩擦力增大,對(duì)成形也不利。只有當(dāng)接觸界面為適當(dāng)粗糙的表面時(shí),才能讓潤(rùn)滑

13、劑儲(chǔ)存在表面的微谷中,這些微谷還可以把接觸界面上的斷屑或雜物收納起來(lái),減少對(duì)管子表面的刮傷。62塑性工程學(xué)報(bào)第15卷因此,在彎管成形過程中,接觸界面上的接觸必然只可能發(fā)生在微凸部分,所以接觸面上摩擦力的計(jì)算適合采用庫(kù)侖摩擦定律。因此,選取庫(kù)侖摩擦模型描述管子與模具之間的接觸。214接觸條件施加和模具運(yùn)動(dòng)加載模具與管子之間的接觸算法采用面2面接觸。模具運(yùn)動(dòng)采用加載運(yùn)動(dòng)曲線來(lái)控制。采用速度/角速度進(jìn)行載荷施加。對(duì)彎曲模和夾塊施加相同的約束,僅放開繞彎曲模中心軸轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度,并定義其繞該中心軸轉(zhuǎn)動(dòng)的角速度;對(duì)防皺塊的所有自由度在整個(gè)彎曲過程都進(jìn)行約束;對(duì)壓塊,僅放開其彎曲方向的平動(dòng)自由度,并定義壓塊

14、在該方向的平動(dòng)速度;芯棒在彎曲過程中所有自由度都被約束,在抽芯時(shí)放開彎曲方向的平動(dòng)自由度,并定義其在該方向的速度曲線215,選用Dynaform中的dynain方法,即用有限元顯式算法對(duì)管子的彎曲成形過程求解,把得到成形結(jié)果(dynain文件)重新導(dǎo)入,進(jìn)行回彈設(shè)置并采用有限元隱式算法進(jìn)行回彈計(jì)算?；貜棔r(shí)管子的材料模型必須選用和彎曲成形模擬階段相同的材料及其厚度。在管子的對(duì)稱面上選擇3個(gè)節(jié)點(diǎn)約束管子回彈時(shí)的剛體位移。求解算法選用多步隱式算法。216模型的可靠性驗(yàn)證為了驗(yàn)證所建模型的可靠性,對(duì)127mm×1125mm相對(duì)彎曲半徑為115的鋁合金管的90°彎曲模擬條件:助推速度

15、Vt=111,根據(jù)實(shí)驗(yàn)中不銹鋼拉伸油與煤油混合時(shí)二者的比例,將壓塊與管子間的摩擦系數(shù)設(shè)置為=012。由圖2看出,模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果中,隨著位置不同,壁厚減薄的變化具有相同的趨勢(shì):在靠近直線段的位置,壁厚減薄比較小,在遠(yuǎn)離直線段的位置,壁厚減薄較大。但是總體上,壁厚減薄的模擬結(jié)果小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。模擬結(jié)果中的最大壁厚減薄量為01207mm,實(shí)驗(yàn)結(jié)果中最大壁厚減薄量為0127mm,最大相對(duì)偏差為23133%。模擬中管子的回彈角為11565°,實(shí)驗(yàn)中測(cè)量得到的回彈角為210°,最大相對(duì)偏差為21175%。致,;,每一,而這種理想的狀態(tài)有利于管子的成形。所以模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)偏差

16、較大。另外,材料性能的波動(dòng)、模具的磨損和設(shè)備剛度等方面的問題,也會(huì)導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果出現(xiàn)偏差。因此,本文所建立的大口徑薄壁管數(shù)控彎曲和回彈的有限元模型是可靠的,相應(yīng)的關(guān)鍵技術(shù)的處理是合理可行的。3結(jié)果與討論為了考察壓塊與管子之間潤(rùn)滑情況對(duì)壁厚減薄和回彈的影響,對(duì)127mm×1125mm相對(duì)彎曲半徑為115mm的鋁合金管進(jìn)行180°彎曲的有限元模擬。模擬條件為:管子外徑D=127mm,管子厚度t=1125mm,彎曲半徑Rb=127mm×115mm=19015mm。芯棒與管子的單邊間隙011mm,伸出量e=18mm,球狀芯頭數(shù)量為5。根據(jù)壓塊與管子之間的潤(rùn)滑情況,在模

17、擬中把壓塊與管子間的摩擦系數(shù)設(shè)置為0(即壓塊只限制管子上端翹起,不起助推作用)、011、012和分別進(jìn)行了模擬和實(shí)驗(yàn),并將模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果在圖2中進(jìn)行了對(duì)比。圖2模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)比圖Fig12Comparisonbetweensimulationandexperiment013,壓塊的助推速度Vt設(shè)置為019、110、111和112(這里Vt=019是指壓塊的平動(dòng)速度為彎曲角速實(shí)驗(yàn)條件:彎曲速度115°/s,助推速度51486mm/s,助推速度Vt=111,將不銹鋼拉伸油用煤油稀釋后潤(rùn)滑壓塊與管子的接觸界面。度與彎曲半徑乘積的019倍)。其他接觸邊界的摩擦條件如表1所示。航空標(biāo)準(zhǔn)6對(duì)管

18、件壁厚減薄量提出了相關(guān)要求。對(duì)于不同變形程度的管件有不同的壁厚要求。表2第1期張靜靜等:助推作用對(duì)大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲壁厚減薄和回彈的影響31163是流體導(dǎo)管允許的壁厚變化。表1接觸邊界摩擦條件Tab11Frictionconditionsforcontactinterfaces壁厚減薄圖4比較了壓塊與管子間不同的摩擦系數(shù)、不同助推速度下的壁厚減薄。管子/模具邊界12345摩擦系數(shù)110130105003管子/夾塊管子/管塞管子/彎曲模管子/防皺塊/表2流體導(dǎo)管允許的壁厚變化(其中R表示彎曲半徑)Tab12Toleranceofwallthinningforfluidguidingtub

19、e(Risbendingradius)彎曲半徑R2D壁厚變化要求成形后壁厚為名義壁厚的70%60%115DR<2D1DR<115DR=15D,名義壁厚為1125mm,本文計(jì)算中允許的最大壁厚減薄量為1125mm×(1-65%)=014375mm。只有未超過最大壁厚減薄量的視為合格的管件才用于下面對(duì)壁厚減薄和回彈的對(duì)比和討論,如表3所示。下述的規(guī)律中,涉及到的角度是從夾塊的末端面開始算起,如圖3所示。表3各模擬條件下的計(jì)算結(jié)果Tab13Resultsofsimulationsunderdifferentconditions圖4彎曲外側(cè)壁厚減薄a)=011;b)=012;c)

20、=013d)Vt=110;e)Vt=111;f)Vt=112Fig14Thinningofoutmostwall=0Vt=019Vt=110Vt=111Vt=112=011××=012×=013×××××圖4a圖4c說明,當(dāng)壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)為定值時(shí),助推速度的增加對(duì)管外側(cè)壁厚減薄的改善作用不大。當(dāng)壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)為011時(shí),助推速度的增加對(duì)管外側(cè)壁厚減薄幾乎沒有改善作用;當(dāng)壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)增加到012、013時(shí),隨著助推速度的增加,管外側(cè)的壁厚注:×2不合格,2合格。減薄稍有降低。

21、圖4d圖4f說明,當(dāng)壓塊的助推速度為定值時(shí),壓塊與管子之間摩擦系數(shù)的增加,能夠有效地降低管外側(cè)的壁厚減薄。并且壁厚減薄降低的幅度并不隨著壓塊的助推速度的變化而變化。綜合比較圖4中的曲線,壓塊與管子之間摩擦系數(shù)比壓塊的助推速度對(duì)管外側(cè)壁厚減薄的影響明顯,這與壓塊的作用原理有關(guān)。壓塊之所以能夠起到助推作用,主要是依靠它與管件外壁之間的摩擦向管件施加一個(gè)向前的推力,加快直線段的材料流動(dòng),使彎曲部分外側(cè)的材料得到補(bǔ)充,減小壁厚減薄,降低拉裂的危險(xiǎn)。壓塊與管子之間的接觸滿足庫(kù)侖摩擦模型,所以在壓塊與管子之間的正壓力一圖3壁厚測(cè)量示意圖Fig13Measureschematicofthickness64塑

22、性工程學(xué)報(bào)第15卷定的情況下,二者之間摩擦系數(shù)的大小決定了壓塊對(duì)管子推力的大小。由于管子直線段節(jié)點(diǎn)的位移基本均勻一致,因此管子外側(cè)脊線上壓塊包裹區(qū)域內(nèi)的節(jié)點(diǎn)與壓塊的相對(duì)位移可以體現(xiàn)出管子與壓塊的相對(duì)位移,故選取該區(qū)域內(nèi)的一個(gè)節(jié)點(diǎn)(330號(hào)節(jié)點(diǎn))與壓塊的位移進(jìn)行對(duì)比。圖5比較了不同助推速度、壓塊與管子間不同摩擦系數(shù)的情況下,330號(hào)節(jié)點(diǎn)和壓塊在第1第5時(shí)間步內(nèi)的位移對(duì)比。圖6所示為管子的伸長(zhǎng)量隨著助推速度和壓塊與管子間的摩擦系數(shù)的變化情況。管子的伸長(zhǎng)量指管子彎曲后軸向長(zhǎng)度與彎曲前軸向長(zhǎng)度的差值。圖6a也表明,在助推速度一定(Vt=112)的條件下,壓塊與管子之間摩擦系數(shù)從011增大到013,可以

23、明顯地減小管子的伸長(zhǎng)量。這說明,在壓塊的助推速度為定值的情況下,壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)越大,壓塊向管件施加的向前的推力越大,必然越能夠加快直線段的材料流動(dòng),使彎曲部分外側(cè)的材料得到補(bǔ)充,也就越能降低管外側(cè)的壁厚減薄。圖5b表示的是,壓塊與管子之間的摩擦系數(shù)為定值(=013)的情況下,壓塊取不同的助推速度時(shí),管子上330號(hào)節(jié)點(diǎn)和壓塊在第1第5時(shí)間步內(nèi)的位移對(duì)比。壓塊與管子之間摩擦系數(shù)取013的情況下,壓塊的助推速度取110、111或者112,管子與壓塊之間均存在相對(duì)滑動(dòng),330號(hào)節(jié)點(diǎn)在每,。圖6b表示壓塊與管(=013)的情況下,助推速度的增大不能明顯地減小管子的側(cè)伸長(zhǎng)量。這表明,管子與壓塊之

24、間存在相對(duì)滑動(dòng)的情況下,單純?cè)黾又扑俣炔荒苡行У卦龃髩簤K與管子之間的摩擦力,從而不能有效地增大向前的推力,不能有效地進(jìn)一步加快直線段的材料流動(dòng),使彎曲部分外側(cè)的材料得到補(bǔ)充,也就不能顯著地降低管外側(cè)的壁厚減薄。312回彈圖7表示的是表3中“”所代表的模擬條件下進(jìn)行180°彎曲后的回彈角度比較。圖5管子330號(hào)節(jié)點(diǎn)和壓塊第1第5時(shí)間步內(nèi)位移a)Vt=112,=011、012、013;b)=013,Vt=110、111、112Fig15Displacementsinfirst5stepsofnode330inthetubeandpressingdie圖6管子伸長(zhǎng)量a)Vt=112,=0

25、11、012、013;b)=013,Vt=110、111、112Fig16Extensionofthetube值和助推速度對(duì)回彈角度的影響圖7Fig17EffectofandVtonspringback圖5a表示的是壓塊的助推速度為112時(shí),壓塊與管子間取不同摩擦系數(shù)的情況下,管子上330號(hào)節(jié)點(diǎn)和壓塊在第1第5時(shí)間步內(nèi)的位移比較。在助推速度一定(Vt=112)時(shí),壓塊與管子之間摩擦系數(shù)取011、012或者013,管子與壓塊之間均存在相對(duì)滑動(dòng),管子的位移落后于壓塊的位移。隨著壓塊與管子之間摩擦系數(shù)的增大,330號(hào)節(jié)點(diǎn)在每一步內(nèi)的位移增大,表明管子與壓塊的相對(duì)滑動(dòng)減小。壓塊和管子間摩擦系數(shù)為定值時(shí),助推速度從110增大到112,回彈角沒有明顯變化。在壓塊助推速度為定值時(shí),壓塊和管子間摩擦系數(shù)從011增大到013,回彈角明顯地逐步增大。管子彎曲時(shí),夾塊夾緊后對(duì)管子的摩擦力以及防皺塊、芯棒、芯頭對(duì)管子的摩擦力都是沿著管子軸向的,使彎曲時(shí)管子受到很大的軸向拉力。這種第1期張靜靜等:助推作用對(duì)大口