文學(xué)， 譚建平， 李新和， 劉溯奇

(中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 湖南 長沙 410083)

0 引言

CAP1400核主泵屏蔽套外徑為φ(624±0.07) mm，壁厚為0.50 mm，長度為3 800 mm,材料為C-276鎳基合金，徑厚比(直徑/壁厚)>500，屬于典型的大直徑超薄筒形件。傳統(tǒng)工藝采取氬弧焊連接成型的制造方法[1]，經(jīng)測試，發(fā)現(xiàn)屏蔽套的焊縫區(qū)存在一定程度的組織缺陷[2]，降低了構(gòu)件性能及服役安全性，同時壁厚不能降到最低極限而影響到核主泵效率。因此，有學(xué)者提出用整體減薄旋壓成型代替?zhèn)鹘y(tǒng)組焊的制造模式。

減薄旋壓成型中，小直徑的薄壁筒旋壓成型工藝已比較成熟，如：薛克敏等[3]、于輝等[4]研究了減薄率、壁厚尺寸、旋輪攻角的變化對金屬軸向流動的影響，并旋出較高質(zhì)量的薄壁管；趙云豪[5]通過高溫合金管材不同旋壓變薄率的試驗來優(yōu)化工藝參數(shù)，以有效控制塑性變形的穩(wěn)定流動，實(shí)現(xiàn)薄壁管材的高精度旋壓；梅瑛等[6]通過有限元及旋壓實(shí)驗研究了筒形件反旋時工藝參數(shù)對旋壓力的影響規(guī)律，通過調(diào)整參數(shù)控制旋壓力，得到較為穩(wěn)定的旋壓質(zhì)量； Ma等[7]研究了帶橫向內(nèi)筋的錐形件強(qiáng)力旋壓，發(fā)現(xiàn)3種典型的塑性變形行為及影響塑性變形行為穩(wěn)定的兩個決定性因素(壓下量和進(jìn)給值)，確定了帶橫向內(nèi)筋的錐形件等類件的旋壓工藝參數(shù)選擇原則。但在徑厚比大于500工件的旋壓中穩(wěn)定性研究較少，20世紀(jì)80年代末，Prakash等[8]采用拉伸和變薄旋壓復(fù)合加工方法制造出徑厚比達(dá)1 000的不銹鋼筒形件； 90年代末，趙云豪等[9]研制出徑厚比達(dá)440的筒形件，并重點(diǎn)分析了旋壓加工工藝，但在徑厚比方面突破性不大；近年來, Davidson等[10]重點(diǎn)研究了工藝參數(shù)對薄壁構(gòu)件旋壓失穩(wěn)的影響，Mohebbi等[11]研究了變薄旋壓過程中薄壁筒構(gòu)件的殘余應(yīng)變；文獻(xiàn)[12-14]以引進(jìn)西屋公司核電AP1000的屏蔽套為研究對象，以仿真與實(shí)驗相結(jié)合的方法，實(shí)現(xiàn)了縮小件的穩(wěn)定旋壓，并用雙旋輪機(jī)床完成了φ565 mm、壁厚0.65 mm、旋后長約1 200 mm的薄壁筒，但在旋壓過程中鼓形失穩(wěn)方面及長程旋壓穩(wěn)定性還未作深入研究。

本文在大功率屏蔽式核主泵自主化形性協(xié)同制造原理的子課題“定轉(zhuǎn)子屏蔽套結(jié)構(gòu)穩(wěn)定原理與形性創(chuàng)成規(guī)律”背景下，結(jié)合前期研究成果，將數(shù)值模擬與實(shí)驗相結(jié)合，研究大直徑超薄筒形件旋壓過程的鼓形形成、失穩(wěn)機(jī)理及關(guān)鍵影響因素，為薄壁筒的長程穩(wěn)定旋壓及過程監(jiān)測提供理論依據(jù)與實(shí)驗基礎(chǔ)。

1 小直徑薄壁筒旋壓的鼓形現(xiàn)象

采用小直徑薄壁筒(壁厚2.00 mm，材料C-276鎳基合金，直徑φ200 mm)，通過4道次實(shí)現(xiàn)壁厚從2.00 mm到0.40 mm減薄旋壓。經(jīng)過對多組旋壓實(shí)驗的觀察，薄壁筒產(chǎn)生了3種典型鼓形失穩(wěn)現(xiàn)象，如圖1所示。

鼓形現(xiàn)象以各種形狀存在于薄壁筒的反旋過程中，經(jīng)初步分析可知：當(dāng)薄壁筒與芯軸間間隙(簡稱工模間隙)不合適時，易產(chǎn)生環(huán)向鼓形(見圖1(a))；當(dāng)減薄率過大時，產(chǎn)生局部鼓形(見圖1(b))；當(dāng)芯軸轉(zhuǎn)速過高時，相應(yīng)的進(jìn)給率降低，綜合系統(tǒng)振動引起螺旋狀鼓形(見圖1(c))。由此可以看出，旋壓工藝參數(shù)對鼓形狀態(tài)的影響較大。下面將理論分析、數(shù)值仿真與實(shí)驗相結(jié)合，研究旋壓過程中的鼓形及鼓形失穩(wěn)現(xiàn)象。

2 薄壁筒旋壓鼓形形成與失穩(wěn)機(jī)理分析

2.1 旋壓模型與鼓形形成

2.1.1 薄壁筒減薄旋壓模型

薄壁筒減薄旋壓模型如圖2所示，薄壁筒套裝在芯軸上，一端被約束，一端自由，隨機(jī)床主軸以角速度ω轉(zhuǎn)動；單個或多個旋輪先沿徑向下壓一定量，再沿軸向進(jìn)給，使旋輪與薄壁筒接觸區(qū)域產(chǎn)生局部塑性變形，隨著旋輪加載位置的不斷改變，使薄壁筒產(chǎn)生連續(xù)塑性變形，完成減薄旋壓。

旋壓過程中，薄壁筒接觸區(qū)受到旋壓力F，可分解為徑向力Fr、軸向力Fa和切向力Ft，公式為

(1)

式中：σm為平均應(yīng)力；C為修正系數(shù)，C=2.44ψ-1.16A(ψ+ln(1-ψ))，ψ為減薄率，A為摩擦條件數(shù)值，A=1+mcotα+0.5mtanα，m為摩擦系數(shù)，0≤m≤1；Dw為薄壁筒外徑；α為旋輪壓力角；f為進(jìn)給率；t0為毛坯壁厚。

2.1.2 薄壁筒旋壓鼓形形成

薄壁筒旋壓時，旋輪與工件接觸區(qū)域產(chǎn)生塑性變形，隨著旋輪加載位置的不斷改變，工件產(chǎn)生連續(xù)塑性變形，材料被連續(xù)地擠向旋輪前側(cè)堆積(最高處壁厚為t，與芯軸距離為h)，在芯軸與工件之間產(chǎn)生楔入效應(yīng)(見圖3)。

因楔入效應(yīng)的作用，使得被擠向旋輪前側(cè)的上層和下層金屬發(fā)生流動方向改變：旋輪前側(cè)上層材料向約束端流動，形成鼓形；下層材料向內(nèi)部流動，擠入工件和芯軸之間，在旋輪底部碾壓變形區(qū)則會出現(xiàn)一個與芯軸緊密接觸的鎖模環(huán)[12,14](見圖4(a))。鼓形與鎖模環(huán)是薄壁筒旋壓中成對出現(xiàn)的兩個現(xiàn)象：均勻的鎖模環(huán)能提供較大的約束，使金屬流動穩(wěn)定；不均勻的鎖模環(huán)(見圖4(b))則難以提供有效約束，材料流向易紊亂，鼓形破壞，旋壓失穩(wěn)。

2.2 鼓形失穩(wěn)機(jī)理

2.2.1 旋壓區(qū)邊界約束與鼓形失穩(wěn)

根據(jù)圖2的旋壓模型，得到旋壓區(qū)邊界約束狀態(tài)如圖5所示。旋壓過程中，擠壓區(qū)的周向兩側(cè)與約束端提供變形抗力，引導(dǎo)擠壓區(qū)材料向自由端作定向流變，使局部擠壓區(qū)材料約束與金屬流動變形間形成實(shí)時平衡狀態(tài)。當(dāng)鼓形形狀持續(xù)發(fā)生變化時，當(dāng)前的約束不能限制薄壁筒旋壓區(qū)的變形方向，旋壓區(qū)局部材料流動方向改變，旋壓區(qū)會重新尋找約束邊界來平衡當(dāng)前流變狀態(tài)。若平衡，則在新的約束邊界下穩(wěn)定旋壓；若新平衡關(guān)系失效，則會出現(xiàn)因鼓形失穩(wěn)而產(chǎn)生旋壓失穩(wěn)。

2.2.2 旋壓區(qū)附近應(yīng)力與鼓形失穩(wěn)

旋壓區(qū)附近的應(yīng)力分布狀態(tài)是影響旋壓鼓形的外在因子。將旋壓區(qū)分為A1、A2、B、C和D5個區(qū)間(見圖6)，分析各區(qū)間的應(yīng)力情況。圖6中σθ為周向應(yīng)力，σr為徑向應(yīng)力，σz為軸向應(yīng)力。

由圖6可知：A1區(qū)受軸向拉應(yīng)力與周向壓應(yīng)力；A2區(qū)受軸向壓應(yīng)力和周向拉應(yīng)力；D區(qū)為彈性變形區(qū)；B區(qū)受3向壓應(yīng)力，形成偏應(yīng)力分量，實(shí)現(xiàn)金屬軸向流動和減?。挥捎诒そY(jié)構(gòu)的弱剛性，旋壓區(qū)存在局部微鼓形，鼓形高度在連續(xù)加載過程中逐漸累積，使變形體積增大，旋輪前的擠壓力流傳遞給鼓形區(qū)，使鼓形區(qū)材料擠壓力流的方向隨鼓形形狀的變化而變化，使周向壓應(yīng)力部分轉(zhuǎn)化為徑向應(yīng)力；相應(yīng)地，旋輪前等效變形應(yīng)力增加(圖6中C區(qū))，引起鼓形區(qū)塑性變形[15]，當(dāng)鼓形高度超過臨界值時，鼓形區(qū)材料大面積屈服，在不均勻應(yīng)力場作用下導(dǎo)致鼓形面畸變，鼓形區(qū)出現(xiàn)褶皺、折疊等失穩(wěn)現(xiàn)象。

2.2.3 旋壓變形區(qū)的應(yīng)力場特征

當(dāng)旋輪底材料局部被擠壓時，工件與旋輪接觸區(qū)(圖6中B區(qū))應(yīng)力場發(fā)生變化，B區(qū)應(yīng)力場的穩(wěn)定性則是影響鼓形失穩(wěn)的內(nèi)在因子。在穩(wěn)定旋壓狀態(tài)下，在鎖模環(huán)、鼓形狀態(tài)及穩(wěn)定的定向流動等周邊邊界的強(qiáng)約束下，變形區(qū)的等效應(yīng)力呈現(xiàn)整齊的邊界，在3個約束方向具有明顯的應(yīng)力梯度，金屬材料向自由端穩(wěn)定流動，旋壓穩(wěn)定(見圖7(a))；當(dāng)鎖模環(huán)不均勻時，鼓形狀態(tài)改變，旋壓區(qū)有效的邊界約束條件缺失，此時擠壓變形區(qū)產(chǎn)生的塑性變形等效應(yīng)力流穿透旋輪擠壓控制區(qū)，該區(qū)無法建立收斂的應(yīng)力場，邊界紊亂，旋壓失穩(wěn)(見圖7(b))。

定向、收斂的金屬流動需要有效的邊界約束，從而形成收斂的應(yīng)力梯度場，實(shí)現(xiàn)鼓形狀態(tài)穩(wěn)定。而合理的參數(shù)則是維持鼓形狀態(tài)穩(wěn)定、實(shí)現(xiàn)旋壓穩(wěn)定的前提。下面將通過數(shù)值仿真分析主要參數(shù)對鼓形狀態(tài)的影響規(guī)律。

3 減薄旋壓仿真分析

3.1 仿真模型建立與驗證

3.1.1 模型建立

采用非線性有限元分析軟件MSC.Marc進(jìn)行薄壁筒減薄旋壓數(shù)值仿真(材料為C-276鎳基合金，壁厚1.00 mm，直徑φ200 mm)，利用二維的四節(jié)點(diǎn)四邊形網(wǎng)格建立縱截面，并擴(kuò)展成三維的八節(jié)點(diǎn)六面體單元網(wǎng)格[16]，從而使網(wǎng)格中的節(jié)點(diǎn)能有序地任意運(yùn)動，邊界上的節(jié)點(diǎn)保持在邊界上運(yùn)動，內(nèi)部的節(jié)點(diǎn)運(yùn)動網(wǎng)格扭曲達(dá)到最小化。由拉伸實(shí)驗獲得C-276鎳基合金的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線如圖8所示。

設(shè)定C-276鎳基合金為各向同性材料，材料性能如表1所示。定義芯軸和旋輪為剛體，工件為變形體；庫倫摩擦系數(shù)為0.04；旋輪直徑φ310 mm；三旋輪成形角α1=15°、α2=12°、α3=10°；旋輪厚度40 mm；圓角半徑R1=3 mm、R2=4 mm、R3=6 mm；采用3旋輪錯距旋壓[12，17-18]，旋輪1與旋輪2的軸向錯距S12=2.5 mm，旋輪2與旋輪3的軸向錯距S23=2.0 mm，其仿真模型如圖9所示。

表1 C-276鎳基合金的機(jī)械性能

設(shè)定薄壁筒與芯軸為靜止?fàn)顟B(tài)，并約束薄壁筒止旋端徑向、切向及軸向的位移與轉(zhuǎn)動；采用旋輪螺旋式進(jìn)給，實(shí)現(xiàn)薄壁筒與旋輪的相對運(yùn)動；結(jié)合主軸轉(zhuǎn)速對穩(wěn)定性旋壓的影響[13]，主軸轉(zhuǎn)速選擇80 r/min進(jìn)行仿真分析。

3.1.2 基于鼓形與鎖模環(huán)現(xiàn)象的模型驗證

選擇易于觀察到的穩(wěn)定鼓形、失穩(wěn)鼓形及鎖模環(huán)現(xiàn)象作為模型驗證特征，結(jié)果如圖10和圖11所示。

通過仿真發(fā)現(xiàn)：在旋壓過程中，旋輪前側(cè)金屬隆起，形成鼓形[12](見圖10(a))；隨著旋壓的持續(xù)，鼓形高度逐漸增加，隨后金屬流動變得紊亂，出現(xiàn)褶皺折疊現(xiàn)象，即產(chǎn)生旋壓失穩(wěn)(見圖10(b))。通過觀察旋壓件內(nèi)壁發(fā)現(xiàn)，在旋輪底部出現(xiàn)一圈材料貼緊芯軸(見圖11)，相應(yīng)的現(xiàn)象與圖1、圖4(a)中所示現(xiàn)象一致，表明該仿真模型正確。

3.2 影響旋壓鼓形的關(guān)鍵因素分析

3.2.1 鼓形比與鼓形剛度

鼓形的形狀(高度、寬度、曲率)隨旋壓的進(jìn)行實(shí)時發(fā)生變化，在2.2.1節(jié)的有效邊界約束下，鼓形會一直保持穩(wěn)定狀態(tài)；當(dāng)局部的突變破壞了約束邊界時，當(dāng)前鼓形狀態(tài)及變化的約束邊界無法抵抗突變力，從而形成鼓形失穩(wěn)。

為了不同壁厚條件下鼓形狀態(tài)的可比較性，采用鼓形比(h/t)反映鼓形區(qū)的變形程度，如圖3所示，鼓形比越大，鼓形區(qū)變形程度越大。同時結(jié)合在不同旋壓載荷F作用下，直徑d、壁厚t、工模間隙δ、進(jìn)給率f及減薄率ψ都會影響到鼓形高度h，為便于從鼓形穩(wěn)定性分析，定義廣義鼓形剛度為

K=F/h(t,d,δ,f,ψ) .

(2)

3.2.2 徑厚比對鼓形影響

仿真中設(shè)定壁厚為1 mm，根據(jù)研究成果，減薄率與進(jìn)給率分別設(shè)定為35%和0.8 mm/r[12-13]，改變直徑分別為φ500 mm、φ400 mm和φ300 mm，即徑厚比分別為500、400和300，獲得徑厚比對鼓形比的影響規(guī)律如圖12和圖13所示。

由圖12可知，在旋壓載荷小于8 000 N時，徑厚比對鼓形比的影響很??；在旋壓載荷大于8 000 N時，隨著徑厚比的增大，筒形件鼓形比增大，需求旋壓力增大，失穩(wěn)的可能性增大。徑厚比每增加一倍，則對應(yīng)的鼓形比增加超過一倍，即為大徑厚比效應(yīng)。

由圖13可知：徑厚比增大，薄壁筒鼓形剛度降低，易發(fā)生鼓形失穩(wěn)；在低載荷區(qū)，薄壁筒鼓形剛度大，不易發(fā)生鼓形失穩(wěn)；隨著鼓形的累積，載荷增大，相應(yīng)鼓形剛度降低。

3.2.3 工模間隙對鼓形影響

綜合徑厚比仿真結(jié)果，設(shè)置徑厚比為400、減薄率與進(jìn)給率分別為35%和0.8 mm/r[12-13]，根據(jù)壁厚1.00 mm信息，相應(yīng)間隙比(工模間隙/壁厚)分別設(shè)定為0、0.5、1.0(工模間隙分別為0 mm、0.5 mm、1.0 mm)，獲得其影響規(guī)律如圖14和圖15所示。

由圖14可知，當(dāng)旋壓載荷大于8 400 N時，薄壁筒鼓形比隨間隙比的增大而增加，鼓形區(qū)將產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性變形；當(dāng)旋壓載荷大小為7 000～8 400 N時，間隙比對薄壁筒鼓形比的影響相對較小，工件塑性流動均勻。

由圖15可知，當(dāng)間隙比增大時，薄壁筒的鼓形剛度降低，易發(fā)生鼓形失穩(wěn)現(xiàn)象。在低載荷區(qū)，薄壁筒鼓形剛度高，不易出現(xiàn)旋壓失穩(wěn)現(xiàn)象，隨著鼓形的累積，需求載荷增大，對應(yīng)的鼓形剛度急劇降低，易發(fā)生鼓形失穩(wěn)；在高載荷區(qū)，旋壓力的增大有利于鎖模環(huán)形成，旋輪與工件接觸區(qū)域擴(kuò)大，抑制了鼓形高度的增大趨勢，因而鼓形剛度曲線平緩后又呈增大趨勢。

3.2.4 減薄率對鼓形影響

設(shè)置壁厚1.00 mm、直徑φ400 mm，工模間隙0.25 mm，旋輪與芯軸間隙分別為0.75 mm、0.65 mm、0.55 mm，其余參數(shù)不變，以實(shí)現(xiàn)不同理論減薄率(25%、35%、45%)的薄壁筒旋壓過程仿真。減薄率對鼓形的影響規(guī)律如圖16和圖17所示。

由圖16和圖17可見，隨著旋輪的持續(xù)作用，鼓形高度逐漸增加，但增加的幅度逐漸減??；當(dāng)旋輪的軸向位移相同時，鼓形高度隨減薄率的增大而增高，未成形金屬受到的擠壓增大，參與塑性變形的金屬增多，對鼓形的約束減小，鼓形剛度降低。

3.2.5 進(jìn)給率對鼓形影響

設(shè)置薄壁筒壁厚1.00 mm、直徑φ400 mm，減薄率設(shè)定為35%[12-13]，以不同進(jìn)給率(0.4 mm/r、0.8 mm/r、1.2 mm/r)仿真薄壁件旋壓過程，驗證進(jìn)給率對旋壓產(chǎn)生鼓形高度的影響，結(jié)果如圖18和圖19所示。

由圖18和圖19可見：鼓形高度隨著旋壓向前推進(jìn)逐漸增加，增加幅度逐漸變緩；進(jìn)給率增大，薄壁筒易縮頸，使薄壁筒的貼模性好，能形成有效約束，筒形件剛度增加，可抑制鼓形失穩(wěn)；但若進(jìn)給率過大，則會導(dǎo)致薄壁件旋壓面呈螺紋狀，使旋壓精度降低。

3.3 關(guān)鍵參數(shù)選擇

旋壓過程的平穩(wěn)性是實(shí)現(xiàn)旋壓穩(wěn)定性的前提，其鼓形形狀的突變則是引發(fā)旋壓失穩(wěn)的直接因素。結(jié)合各參數(shù)對鼓形比及鼓形剛度影響規(guī)律，選擇以旋壓過程中鼓形剛度最低時刻作為參考點(diǎn)，以該點(diǎn)前后位置的鼓形高度變化率為依據(jù)，選擇關(guān)鍵參數(shù)。提取各參數(shù)條件下鼓形剛度最低點(diǎn)處前后位置的鼓形高度變化，如圖20所示。

由圖20可知，在徑厚比為500、間隙比為0.5和1.0這3種狀態(tài)下，易造成鼓形形狀驟變、引起旋壓失穩(wěn)，在關(guān)鍵參數(shù)選擇時應(yīng)避免此組參數(shù)。綜合各參數(shù)對鼓形高度的影響規(guī)律，得到各關(guān)鍵參數(shù)的選擇范圍如表2所示。

表2 旋壓關(guān)鍵參數(shù)選擇范圍

4 實(shí)驗研究

4.1 實(shí)驗準(zhǔn)備與目的

實(shí)驗機(jī)床與旋輪：選擇長征機(jī)械廠生產(chǎn)的CZX800 CNC三旋輪強(qiáng)力旋壓機(jī)，三旋輪尺寸及錯距參數(shù)與數(shù)值仿真時一致。

實(shí)驗材料：C-276鎳基合金薄壁筒，其材料性能參數(shù)如表1所示。結(jié)合已有芯軸(直徑φ393.5 mm，長度約3 500 mm)，根據(jù)數(shù)值仿真結(jié)果，設(shè)計坯料壁厚2.00 mm，外徑φ398 mm，工件長度1 200 mm(可旋長度1 030 mm)，考慮可順利裝配，設(shè)計工模間隙0.30 mm，因制造誤差，實(shí)測薄壁筒尺寸如表3所示。

實(shí)驗?zāi)康模航Y(jié)合工藝參數(shù)對鼓形的影響規(guī)律，擬實(shí)現(xiàn)旋壓至壁厚約0.50 mm、徑厚比大于500、長度達(dá)3 800 mm，全程無鼓形失穩(wěn)的薄壁筒。

4.2 旋壓參數(shù)與結(jié)果

4.2.1 工藝參數(shù)的適應(yīng)性測試

考慮數(shù)值仿真與實(shí)際旋壓工藝系統(tǒng)的差異性，以表2為參考，選擇12組工藝參數(shù)，對完成第1道次旋壓后的1號實(shí)驗件劃分成12區(qū)段，進(jìn)行工藝參數(shù)的適應(yīng)性實(shí)驗，為長程薄壁筒穩(wěn)定旋壓提供最佳工藝參數(shù)。參數(shù)分段旋壓實(shí)驗如圖21所示，測試數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 參數(shù)適應(yīng)性測試數(shù)據(jù)

表4中的第1欄為第1道次的旋壓測試情況；2-1欄～2-12欄表示第2道次中實(shí)驗區(qū)段數(shù)的實(shí)驗情況，其中，2-1欄～2-5欄為進(jìn)給率參數(shù)的測試情況， 2-6欄～2-12欄為減薄率參數(shù)的測試情況。

由表4數(shù)據(jù)，在徑厚比、間隙比與旋輪參數(shù)相同工況下，得到如下規(guī)律和結(jié)論:

1)減薄率大于45%的旋壓過程易出現(xiàn)鼓形失穩(wěn)，且各旋輪壓下量配比及合理范圍內(nèi)的進(jìn)給率改變對鼓形失穩(wěn)的貢獻(xiàn)率不大,可認(rèn)為在此情況下,減薄率是影響鼓形失穩(wěn)的主要因素；

2)相同的減薄率條件下，旋壓后薄壁筒的壁厚值隨進(jìn)給率的增大而變厚，相同的進(jìn)給率狀態(tài)下，其壁厚值隨減薄率的增大而變??；

3)3套旋輪錯距旋壓時，精旋輪(旋輪3)對總體減薄率的貢獻(xiàn)率大，開坯旋輪(旋輪1)的貢獻(xiàn)率小。

綜合適應(yīng)性測試實(shí)驗過程及結(jié)果，應(yīng)選擇減薄率小于45%，同時確定進(jìn)給率的選擇范圍為0.6 ～1.2 mm/r，其余參數(shù)不變，用于薄壁筒的長程旋壓實(shí)驗。

4.2.2 長程旋壓穩(wěn)定性測試

鼓形現(xiàn)象是薄壁筒反向減薄旋壓過程中失穩(wěn)的觸發(fā)點(diǎn)，長程旋壓中，鼓形高度更易隨旋壓持續(xù)而增高，從而失穩(wěn)。為此，利用2號(間隙比0.25)、3號(間隙比0.22)及4號(間隙比0.17)實(shí)驗件依次開展長程旋壓穩(wěn)定性實(shí)驗，擬由可旋長度為1030 mm、壁厚2 mm的短薄壁筒，穩(wěn)定旋壓至長度大于3 800 mm、壁厚約0.5 mm的薄壁筒。

結(jié)合仿真與參數(shù)適應(yīng)性實(shí)驗，設(shè)定工藝參數(shù)并進(jìn)行旋壓實(shí)驗，數(shù)據(jù)與效果見表5及圖22.

綜合薄壁筒的長程旋壓情況，在芯軸與旋輪參數(shù)相同工況下，得到如下規(guī)律和初步結(jié)論:

1)對比2號與3號薄壁筒第1道次旋壓結(jié)果，得到在間隙比與進(jìn)給率相同情況下，壁厚值隨減薄率的增大而變小，且各旋輪壓下量的不同分配對壁厚的數(shù)值也存在較大影響；

2)3號薄壁筒出現(xiàn)鼓形失穩(wěn)的原因：在第2道次的小進(jìn)給率、大壓下量狀態(tài)下，薄壁筒壁厚實(shí)現(xiàn)了減薄，但小進(jìn)給率使得3套旋輪對已旋位置重復(fù)碾壓，造成擴(kuò)徑；由擴(kuò)徑引起鼓形與鎖模環(huán)的約束破壞，從而失穩(wěn)；由于工模間隙變大，自由端的薄壁筒因約束缺失出現(xiàn)了較大程度的扭轉(zhuǎn)，又加劇了3號薄壁筒的鼓形失穩(wěn)；

表5 長程薄壁筒旋壓數(shù)據(jù)

3)薄壁筒的長程旋壓過程中，薄壁筒在各道次下的良好貼模性是實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定旋壓的關(guān)鍵，一旦出現(xiàn)鼓形失穩(wěn)，邊界約束條件破壞，則很難通過實(shí)時的參數(shù)調(diào)整方法改變其失穩(wěn)狀態(tài)；

4)3道次的旋壓模式雖然增加了薄壁筒旋壓時間和不確定風(fēng)險，但減少了各道次的減薄率，避開了減薄率易產(chǎn)生鼓形失穩(wěn)區(qū)域數(shù)值；同時進(jìn)給率的適當(dāng)增大有利于旋壓過程中的鎖模環(huán)形成，使薄壁筒貼模性好，從而增加了鼓形和薄壁筒剛度，實(shí)現(xiàn)了薄壁筒長程的穩(wěn)定旋壓。

5 結(jié)論

本文將理論分析與數(shù)值仿真相結(jié)合，分析了大直徑超薄筒形件旋壓過程的鼓形現(xiàn)象形成機(jī)理，得到了影響鼓形狀態(tài)的關(guān)鍵因素及規(guī)律，并以此為指導(dǎo)，實(shí)現(xiàn)了φ398 mm薄壁筒，壁厚由2.00 mm減薄到約0.50 mm，長度由1 030 mm伸長至大于3 800 mm的長程穩(wěn)定旋壓。得到以下結(jié)論：

1)鼓形現(xiàn)象是超薄壁筒強(qiáng)力減薄反向旋壓過程中不可避免的現(xiàn)象，相應(yīng)的鼓形比與鼓形剛度可分別反映薄壁筒鼓形區(qū)的變形程度和穩(wěn)定性。

2)徑厚比、工模間隙、減薄率及進(jìn)給率為鼓形形成與穩(wěn)定性的關(guān)鍵影響因素，在徑厚比及工模間隙不變情況下，減薄率是影響鼓形狀態(tài)穩(wěn)定的主要因素。

3)在薄壁筒的長程旋壓過程中，周向形成的均勻鎖模環(huán)能有效抑制鼓形高度，維持穩(wěn)定的鼓形狀態(tài)，保障薄壁筒在各道次下具有良好的貼模性，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定旋壓。