潘州鑫，張雨婷，方 煒，馬夏康，高增梁，金偉婭，李曰兵

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 化工機(jī)械設(shè)計(jì)研究所,杭州 310023；2.浙江金盾壓力容器有限公司,浙江紹興 312300)

0 引言

高壓無(wú)縫鋼瓶已使用了近半個(gè)世紀(jì)，在其設(shè)計(jì)、制造、檢驗(yàn)、使用與維護(hù)等方面進(jìn)行的大量研究和改進(jìn)，目的都是為了更加安全與輕量化[1-4]。沖拔冷旋壓工藝作為一種提高高壓無(wú)縫鋼瓶安全性的集成技術(shù)，對(duì)生產(chǎn)高品質(zhì)無(wú)縫鋼瓶有著重大的意義。強(qiáng)力旋壓的應(yīng)用和研究主要集中在中小容積的薄壁回轉(zhuǎn)體上，該工藝可以有效地降低壁厚、減輕重量[5-6]。目前，制造大直徑無(wú)縫鋼瓶使用的熱沖壓冷拔深工藝能達(dá)到的壁厚控制精度為15%以內(nèi)，鋼瓶瓶體的實(shí)際質(zhì)量比理論值多8%；在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行強(qiáng)力旋壓成型[7-11]可將其壁厚偏差進(jìn)一步控制在2%以內(nèi)，從而實(shí)現(xiàn)減重7%左右[12-13]。因此，提升無(wú)縫鋼瓶強(qiáng)力旋壓的精度是實(shí)現(xiàn)大直徑無(wú)縫鋼瓶安全、輕量化的有效途徑之一。

根據(jù)對(duì)筒型件強(qiáng)力旋壓研究現(xiàn)狀的分析發(fā)現(xiàn)，采用彈塑性大變形模型[14]和非線性顯式動(dòng)態(tài)算法[15]能更好地模擬出鋼瓶冷旋壓成型的情況，與完全依賴工藝試驗(yàn)的研究方法相比，有限元模擬的方法具有省時(shí)省力、易于對(duì)比的優(yōu)點(diǎn)[9-10,16]。因此，本文基于Abaqus有限元的數(shù)值模擬方法[17-21]，對(duì)鋼瓶旋壓過(guò)程展開詳細(xì)的研究。

1 鋼瓶瓶體強(qiáng)旋壓有限元模型

1.1 材料34CrMo4常規(guī)力學(xué)性能

無(wú)縫鋼瓶的材料為34CrMo4[22-25]，其化學(xué)成分如表1所示。

表1 34CrMo4的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of 34CrMo4 steel %

圖1 拉伸試驗(yàn)后試樣實(shí)物圖

圖2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 The stress-strain curve

常溫拉伸試驗(yàn)采用Instron 8850試驗(yàn)機(jī)，按GB/T 228.1—2010 《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》進(jìn)行。斷后的試樣實(shí)物圖如圖1所示，得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示，34CrMo4材料屬性見表2。

表2 34CrMo4材料屬性Tab.2 Material properties of 34CrMo4

1.2 有限元模型

圖3示出鋼瓶旋壓設(shè)備的實(shí)物圖、簡(jiǎn)化物理模型及有限元模型。旋壓設(shè)備的中心是芯模軸，可帶動(dòng)鋼瓶毛坯旋轉(zhuǎn)。鋼瓶毛坯的一端固定在芯模軸底部，另一端可以在芯模軸上自由移動(dòng)。旋壓設(shè)備的旋輪有3個(gè)，兩兩之間分別間隔120°，均布在垂直于芯模軸線的平面上。旋壓過(guò)程為：在旋輪與鋼瓶毛坯接觸摩擦力的帶動(dòng)下，旋輪繞各自的軸線做自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)；同時(shí)，芯模和尾頂所約束的鋼瓶毛坯也會(huì)沿著軸線方向從約束端向自由端進(jìn)給，進(jìn)給過(guò)程中旋輪對(duì)鋼瓶毛坯進(jìn)行擠壓，直到旋輪位置距離鋼瓶自由端處5倍毛坯厚度的地方二者分離。

圖3 鋼瓶旋壓設(shè)備及其模型

旋壓設(shè)備的芯模和3個(gè)旋輪都可設(shè)置為剛體運(yùn)動(dòng)，故只需對(duì)毛坯部件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。有限元模擬中，采取的網(wǎng)格類型為六面體網(wǎng)格，單元選擇設(shè)置為三維8節(jié)點(diǎn)減縮積分單元C3D8R，分析步設(shè)置模塊里開啟網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)。本次選用的旋輪公轉(zhuǎn)模型，所需輸入?yún)?shù)如表3所示。

表3 旋輪模型參數(shù)Tab.3 Spinning roller parameters

2 旋壓成型工藝參數(shù)對(duì)成型質(zhì)量的影響

選取的旋壓質(zhì)量控制指標(biāo)為旋壓力、毛坯應(yīng)力和應(yīng)變,以及壁厚偏差值。重點(diǎn)研究旋輪形狀和角度等結(jié)構(gòu)參數(shù),以及減薄率、進(jìn)給率、主軸轉(zhuǎn)速等3個(gè)關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)成型的影響。在Abaqus軟件中進(jìn)行建模計(jì)算后，用后處理程序提取相關(guān)數(shù)據(jù)并進(jìn)行分析。

2.1 旋輪形狀的影響

2.1.1 瓶體應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)

為了探究旋輪形狀對(duì)成型結(jié)果的影響，本文選取兩種旋輪進(jìn)行分析，即：?jiǎn)螌訋Ы嵌冗^(guò)渡圓弧型(A型)和三層帶角度過(guò)渡圓弧型(B型)兩種類型，如圖4所示。

圖4 兩種旋輪示意

不同類型旋輪產(chǎn)生的旋輪旋壓力、毛坯應(yīng)力及應(yīng)變?nèi)鐖D5所示。從圖5(a)可以看出，在徑向旋壓力方面，B型旋輪的峰值力比A型旋輪高出約18%，平均值高出約19%；在軸向旋壓力方面，B型旋輪的峰值力比A型旋輪提升了約4 kN；在穩(wěn)定階段，A型旋輪的軸向旋壓力平均值為62.1 kN，B型旋輪的徑向旋壓力平均值為60.4 kN，A型旋輪相對(duì)于B型旋輪增加約2.7%，可以認(rèn)為旋輪形狀對(duì)軸向力的影響不明顯。

圖5 旋輪形狀對(duì)力學(xué)狀態(tài)的影響

圖5(b)(c)為毛坯上的1個(gè)代表單元的應(yīng)力和應(yīng)變隨旋輪中心距離起點(diǎn)變化的情況?？梢钥闯觯嗤瑓?shù)下，A型旋輪旋壓后毛坯的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變都比B型旋輪的大，且B型旋輪產(chǎn)生的應(yīng)變分布也更為均勻。

2.1.2 瓶體成型壁厚

圖6為不同旋輪形狀條件下筒形件強(qiáng)力旋壓成型工件的壁厚分布情況?？梢钥闯觯绕饐螌咏Y(jié)構(gòu)的旋輪(A型)，三層結(jié)構(gòu)的旋輪(B型)旋壓加工后的工件壁厚精度要更高。

圖6 旋輪形狀對(duì)壁厚分布的影響Fig.6 Effect of the wheel shape on wall thickness distribution

圖7示出不同旋輪類型的旋輪尾部應(yīng)力的分布情況。

圖7 旋輪尾部應(yīng)力分布示意Fig.7 Schematic diagram of stress distribution at the tail of spinning wheel

造成壁厚隨旋輪形狀變化的原因是：盡管單層旋輪接觸反作用力較小且易于實(shí)現(xiàn)，但在與毛坯的接觸作用發(fā)生后會(huì)以最快的速度從旋輪后角分開，那么在旋輪后角附近將會(huì)出現(xiàn)一個(gè)較大的變應(yīng)力分布區(qū)，表面呈現(xiàn)很大拉應(yīng)力，內(nèi)部則產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力。這種現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致在毛坯已成型區(qū)域發(fā)生翹曲的趨勢(shì)，導(dǎo)致鋼瓶產(chǎn)生一定的脫模量，使得壁厚產(chǎn)生不均勻現(xiàn)象。對(duì)于三層結(jié)構(gòu)的旋輪，脫模因素會(huì)大大降低。三層結(jié)構(gòu)的旋輪在旋壓過(guò)程中，前一層旋輪與毛坯分離，釋放一定應(yīng)力準(zhǔn)備翹曲脫模時(shí)，下一層旋輪的接觸又對(duì)工件進(jìn)行了約束；經(jīng)過(guò)后2個(gè)層次的約束和對(duì)殘余應(yīng)力的釋放，大大降低了脫離時(shí)上下表面的拉、壓應(yīng)力，從而大大降低了翹曲脫模的程度，使得壁厚分布更為均勻。

2.2 旋輪角度的影響

選擇20°,25°,30°三種成型角來(lái)分析成型指標(biāo)的變化情況。選取旋輪形狀為三層帶角度過(guò)渡圓弧型(B型)旋輪，毛坯原壁厚10.2 mm，減薄率/下壓量為0.2/2 mm，旋輪進(jìn)給速率為1 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速為180 r/min。

2.2.1 瓶體應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)

當(dāng)旋輪成型角為30°時(shí)，旋輪所受的徑向力和軸向力均大于成型角為20°和25°時(shí)所受的旋壓力。此外，成型角20°與25°時(shí)所受的徑向力基本上相等，如圖8(a)所示。此外，同等條件下，成型角20°的環(huán)向力和軸向力都比較小。圖8(b)(c)為毛坯上的1個(gè)代表單元的應(yīng)力和應(yīng)變隨時(shí)間變化情況?？梢钥闯?，隨著旋壓進(jìn)程的推進(jìn)，坯料所受的等效應(yīng)力先驟然增大，然后保持相對(duì)穩(wěn)而有升的趨勢(shì)。對(duì)于等效應(yīng)變，成型角為30°時(shí)，坯料產(chǎn)生的等效應(yīng)變明顯小于成型角20°與25°所產(chǎn)生的等效應(yīng)變。當(dāng)成型角為20°和25°時(shí)，坯料產(chǎn)生的等效應(yīng)變值基本一致。

2.2.2 瓶體成型壁厚

圖9示出旋輪角度對(duì)壁厚分布的影響。

從圖9可以看出，成型后毛坯的壁厚基本都大于設(shè)計(jì)壁厚。隨著旋壓進(jìn)程的推進(jìn)，毛坯的內(nèi)徑逐漸減小。在旋輪角度為20°，25°，30°條件下，30°旋輪的成型精度要相對(duì)高一些，20°旋輪的成型精度最低。

2.3 減薄率的影響

以成型角為30°，減薄率/下壓量分別考慮為0.1/1,0.2/2,0.3/3,0.4/4進(jìn)行分析。其他參數(shù)同第2.2節(jié)。

2.3.1 瓶體應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)

不同減薄率參數(shù)條件下，徑向旋壓力隨旋輪軸向行走距離的關(guān)系如圖10(a)所示。可以看出，當(dāng)旋輪從毛坯一端進(jìn)入時(shí)，隨著旋輪軸向行走距離的增加，旋輪所受的徑向力隨之快速增加；進(jìn)入穩(wěn)定期后，徑向力趨于穩(wěn)定；減薄率越大，穩(wěn)定狀態(tài)的徑向旋壓力也越大。后期由于尾端對(duì)金屬的軸向和徑向約束作用不足，此處的金屬流動(dòng)更加容易，導(dǎo)致這一段的旋壓力都急劇減小，直至為0。從圖10(b)(c)可以看出，隨著旋壓的進(jìn)行，坯料的等效應(yīng)力和應(yīng)變都先急劇增大、然后又保持穩(wěn)定的趨勢(shì)。由于是三層旋輪結(jié)構(gòu)，旋輪前進(jìn)時(shí)，后方的節(jié)點(diǎn)有緩慢的應(yīng)力累積效應(yīng)，所以表面節(jié)點(diǎn)的等效應(yīng)力在后期慢慢提升。但由于旋輪在此時(shí)尚未卸載，沿路徑方向的等效應(yīng)力會(huì)隨著與旋輪之間的距離的拉近而波動(dòng)性地變化。

圖10 減薄率對(duì)力學(xué)狀態(tài)的影響

2.3.2 瓶體成型壁厚

圖11(a)為毛坯壁厚的絕對(duì)變化量，即原始壁厚變化的量；圖11(b)為毛坯壁厚的相對(duì)變化量，即測(cè)量結(jié)果相對(duì)于預(yù)設(shè)壁厚的偏差值，偏厚為正值，偏薄為負(fù)值。從圖11(a)可以看出，旋壓模擬基本達(dá)到了預(yù)設(shè)的1～4 mm的減薄量。在未卸載的情況下，從起始端開始，離旋輪越近，壁厚誤差越小。從圖11(b)可以看出，在未卸載的情況下，壁厚偏差隨減薄率的增大有減小的趨勢(shì)。另外，在旋輪所在點(diǎn)右側(cè)的隆起處的壁厚偏差隨著減薄率的增大而增大。

(a)絕對(duì)變化量 (b)相對(duì)變化量

2.4 進(jìn)給率的影響

進(jìn)給率是影響鋼瓶瓶體旋壓成型的關(guān)鍵參數(shù)之一。本次模擬過(guò)程選取了進(jìn)給率為1，2，3 mm/r三種參數(shù)來(lái)分析成型指標(biāo)的變化情況。其他參數(shù)同第2.2節(jié)。

2.4.1 瓶體應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)

隨著旋輪的行走，旋壓力一開始急劇增大到最大值附近；而后相對(duì)在穩(wěn)定帶波動(dòng)；最后由于旋輪脫離毛坯，旋壓力減小到0，如圖12(a)所示。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，旋壓力隨著進(jìn)給率的增大而增大。圖12(b)(c)為不同進(jìn)給率參數(shù)條件下，毛坯上的1個(gè)代表單元的應(yīng)力和應(yīng)變隨旋壓時(shí)間的變化情況。隨著旋壓進(jìn)程的推進(jìn)，坯料的等效應(yīng)力和應(yīng)變都先急劇增大，然后保持相對(duì)穩(wěn)定。由圖12(b)可看出，除部分震蕩點(diǎn)外，整體上的應(yīng)力隨著進(jìn)給率的增大而增加。從圖12(c)可看出，在旋輪到達(dá)作用點(diǎn)附近時(shí)，3種進(jìn)給率條件下的等效應(yīng)變都達(dá)到一個(gè)波峰，然后下降。隨著旋輪行走距離的增加，1 mm/r進(jìn)給率下的等效應(yīng)變保持穩(wěn)定，2，3 mm/r進(jìn)給率下的等效應(yīng)變緩慢增加后保持穩(wěn)定。在穩(wěn)定階段，2 mm/r進(jìn)給率下的等效應(yīng)變最小，1，3 mm/r進(jìn)給率下的等效應(yīng)變相當(dāng)。

圖12 進(jìn)給率對(duì)力學(xué)狀態(tài)的影響

2.4.2 瓶體成型壁厚

圖13示出了不同進(jìn)給率下的壁厚變化量情況。

圖13 不同進(jìn)給率下的壁厚變化量Fig.13 The variation of wall thickness at different feed rates

從圖13可以看出，不同進(jìn)給率下壁厚均沿旋輪進(jìn)給方向變??；一定范圍內(nèi)，進(jìn)給率越小，壁厚波動(dòng)越小，誤差越小。

2.5 主軸轉(zhuǎn)速的影響

主軸轉(zhuǎn)速是影響鋼瓶瓶體旋壓成型的關(guān)鍵參數(shù)之一。本次模擬過(guò)程選取了轉(zhuǎn)速為180，240，300 r/min三種參數(shù)來(lái)分析成型指標(biāo)的變化情況。其他參數(shù)同第2.2節(jié)。

2.5.1 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)力學(xué)性能的影響

圖14(a)為徑向旋壓力與軸向行走距離之間的關(guān)系圖。

圖14 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)力學(xué)狀態(tài)的影響

從圖14(a)可以看出，隨著旋輪前進(jìn)，旋壓力先急劇增大，然后保持在一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的值附近，而后直到旋出時(shí)有多個(gè)臺(tái)階的減小過(guò)程；一定范圍內(nèi)，主軸轉(zhuǎn)速越大，旋壓力越小。由圖14(b)(c)可以看出，主軸轉(zhuǎn)速對(duì)旋壓過(guò)程的等效應(yīng)力影響非常明顯，在穩(wěn)定階段之后的趨勢(shì)中可以清晰地看到，等效應(yīng)力隨著主軸轉(zhuǎn)速的增大有明顯的減小。同樣地，毛坯的等效應(yīng)變也隨著主軸轉(zhuǎn)速變大而變小，但影響不大。

2.5.2 瓶體成型壁厚

圖15為不同主軸轉(zhuǎn)速下的壁厚變化量情況。整體而言，主軸轉(zhuǎn)速對(duì)壁厚的影響不明顯。主軸轉(zhuǎn)速為240 r/min時(shí)，壁厚偏差波動(dòng)較??；主軸轉(zhuǎn)速為360 r/min時(shí)，壁厚的平均值更接近預(yù)設(shè)下壓量。

圖15 不同主軸轉(zhuǎn)速下的壁厚變化量Fig.15 The variation of wall thickness at different spindle speeds

3 結(jié)論

本文采用Abaqus軟件，對(duì)高壓無(wú)縫鋼瓶筒體冷旋壓過(guò)程進(jìn)行了有限元建模和分析，討論了旋輪形狀和壓力角、減薄率、進(jìn)給率、主軸轉(zhuǎn)速等主要因素對(duì)旋壓力、瓶體應(yīng)力應(yīng)變分布和瓶體壁厚偏差等成型指標(biāo)的影響，得到主要結(jié)論如下。

(1)建立了大直徑高壓無(wú)縫鋼瓶筒體冷旋壓的有限元仿真模型，較好模擬了實(shí)際旋壓加工過(guò)程，為后續(xù)工藝優(yōu)化奠定了基礎(chǔ)。

(2)對(duì)于旋輪參數(shù)，采用旋輪角度為30°的三層結(jié)構(gòu)的旋輪進(jìn)行旋壓時(shí)，毛坯產(chǎn)生的應(yīng)力和應(yīng)變更小，壁厚精度更高。對(duì)于減薄率、進(jìn)給率、主軸轉(zhuǎn)速等3個(gè)主要因素的研究結(jié)果表明，在一定范圍內(nèi)，較大的減薄率，較小的進(jìn)給率，較高的轉(zhuǎn)速，產(chǎn)品成型精度越高。

(3)從模擬成型質(zhì)量角度來(lái)看，對(duì)于單因素分析結(jié)果而言，選取三層式旋輪，旋輪角度30°，減薄量為2.0 mm，進(jìn)給率取1 mm/r，主軸轉(zhuǎn)速取360 r/min的參數(shù)較為合適。

(4)通過(guò)有限元模擬仿真來(lái)指導(dǎo)實(shí)際工藝參數(shù)的制定方法，具有縮短試驗(yàn)周期、降低成本、同時(shí)定量分析各個(gè)參數(shù)的作用。