基于內(nèi)高壓成形方法的航空發(fā)動機空心葉片工藝設(shè)計

周子釗，李新軍，周應(yīng)科，萬敏

（北京航空航天大學(xué)機械工程及自動化學(xué)院，北京 100191）

管材內(nèi)高壓脹形技術(shù)是用于成形空心零件的一種先進的塑性成形方法，其原理是將管材內(nèi)部充滿傳力介質(zhì)，將管材放入模具中合模并密封，在增加管材內(nèi)部的壓力的同時配合軸向補料，使管坯沿著徑向按一定軌跡變形，最終實現(xiàn)管材的貼模［1—2］。與傳統(tǒng)的沖壓焊接工藝相比，內(nèi)高壓成形工藝可以一次成形出結(jié)構(gòu)復(fù)雜的零件，增大了零件的強度和剛度，減少了零件的成形工序，節(jié)省了模具數(shù)量和加工費用［3—5］，同時成形出的零件金屬組織精細且流線良好、機械性能優(yōu)異。由于成形的零件為空心零件，還大大降低了零件的質(zhì)量，節(jié)省了材料［6］?；谝陨纤龅膬?yōu)點，內(nèi)高壓成形技術(shù)得到了迅速發(fā)展，被廣泛應(yīng)用在環(huán)形殼體零件的成形工藝中。苑世劍等人［7］通過采用花瓣截面形狀的預(yù)成形方式來成形帶有小圓角的矩形截面零件，大大降低了成形所需要的壓力;韓聰?shù)热耍?］通過一定的預(yù)制坯形狀成形了復(fù)雜截面的扭力梁，避免了飛邊的產(chǎn)生，保證了零件厚度的均勻性;王連東等人［9］利用有益皺紋可以為變形區(qū)聚集材料的原理，成形了尺寸變形很大的汽車橋殼;朱宇等人［10］把液壓成形與動模的軸向加載進行結(jié)合，成功得到了尺寸及厚度均符合要求的發(fā)動機薄壁環(huán)形件。目前國內(nèi)針對高溫合金發(fā)動機空心葉片的內(nèi)高壓成形技術(shù)的研究還比較少。

發(fā)動機葉片是發(fā)動機內(nèi)部重要的工作零件，因此對其表面質(zhì)量及成形精度有很高的要求。目前發(fā)動機葉片的主要成形方法有鑄造鏟磨成形、模鍛成形、輥鍛成形、擠壓成形、數(shù)控切削和分瓣沖壓然后對焊的方法［11—13］，但這些方法并不是成形帶有小圓角的薄壁空心葉片最優(yōu)的選擇。此空心葉片之前采用的成形方法是將周長與葉片相同的管材內(nèi)部注入低熔點合金，凝固后將管材放入模具中合模成形，之后再將低熔點合金熔化后去除。由于這種方法是純彎曲變形，在低熔點合金熔化后葉片的回彈比較大。文中采用帶有剛性凸模的內(nèi)高壓成形方法，通過有限元分析及仿真，確定空心葉片工藝路線并且分析多種工藝參數(shù)對成形結(jié)果的影響，實現(xiàn)了空心葉片的精確成形。

1 零件尺寸分析及工藝分析

某航空發(fā)動機空心葉片的形狀如圖1所示，其截面形狀如圖2所示。葉片厚度為0.4 mm，屬于薄壁零件，葉盆和葉背為樣條曲線，前緣和后緣分別為r=1 mm和r=1.1 mm的圓弧，葉片上下兩端距離80 mm，存在一定的扭轉(zhuǎn)角。

圖1 葉片基本形狀Fig.1 The basic shape of the blade

圖2 葉片截面形狀Fig.2 The sectional shape of the blade

此葉片采用高溫合金GH4169進行加工，此材料的屈服強度為550 MPa，抗拉強度為965 MPa，延伸率30%，屬于不易成形的材料。零件截面為扁平狀，徑向尺寸相差很大，兩端的圓角非常小且軸向存在一定的扭轉(zhuǎn)角，成形難度非常大。由于要求成形件焊縫數(shù)不能多于一條，因此不能采用傳統(tǒng)的分瓣沖壓然后焊接的方法。文中采用管坯，為保證零件成形的精度，減小零件的回彈，提出將管坯合模變形后再進行高壓整形的工藝方法，通過高壓整形，使零件產(chǎn)生一定的塑性變形，同時產(chǎn)生的變形應(yīng)力可以抵消掉一部分合模時所產(chǎn)生的彎曲變形應(yīng)力，減小成形件的殘余應(yīng)力，達到減小回彈的目的。根據(jù)葉片的截面周長，為保證管坯有一定的塑性變形量，同時避免因變形過大而出現(xiàn)破裂，取管坯的直徑d=43 mm，總體膨脹率為5.23%。

2 葉片內(nèi)高壓成形工藝路線設(shè)計

空心葉片的成形工藝流程為:管坯制取→預(yù)成形→切邊→高壓整形→切割。

2.1 管坯制取

根據(jù)葉片軸向的長度和管材兩端密封及過渡部分的長度，取管坯的長度為150 mm。為了盡量避免焊縫，提高零件的強度和成形性能，采用拉深出筒形件的方法來制得管坯。通過計算得到總的拉深系數(shù)為0.253，拉深系數(shù)比較小，普通拉深方法需要多達6次以上的拉深工序，基于充液拉深可以提高成形極限和產(chǎn)品質(zhì)量的優(yōu)點，通過查表和有限元仿真，計算出經(jīng)過3次充液拉深可以得到厚度較為均勻的管坯，工序圖如圖3所示。管坯最薄處為0.385 mm，減薄率3.75%。切除筒底和法蘭部分，得到所需要的管坯。

圖3 充液拉深工序圖Fig.3 The process diagram of hydraulic drawing

2.2 預(yù)成形

為保證零件能順利放入模具中進行高壓整形，要對管坯進行預(yù)成形。為了節(jié)省費用，預(yù)成形和高壓整形使用同一套模具，因而預(yù)成形后葉片兩端并不能完全貼模，會留有一定的變形空間。為了使兩端留有的變形空間相同，需要對管材進行定位并且夾緊固定，保證材料分布均勻。同時由于分型面上下兩側(cè)葉片的截面長度不同且型面存在扭轉(zhuǎn)，要保證材料上下兩面在變形中一直保持貼模，需要先對管坯進行密封并建立一定的內(nèi)壓再進行合模。圖4a為不帶內(nèi)壓的預(yù)成形結(jié)果截面圖，圖4b為建立3 MPa內(nèi)壓后預(yù)成形結(jié)果的截面圖，可以看出在建立內(nèi)壓后再合?？梢员ＷC材料的貼模度，有利于高壓整形的進行［14］。

圖4 預(yù)成形結(jié)果截面Fig.4 The sectional view of the preforming result

2.3 高壓整形

高壓整形是本次成形過程中最重要且難度最大的一個階段，主要是兩端的2個小圓角的充填成形。根據(jù)成形薄壁管小圓角屈服時的最小內(nèi)壓計算公式:

得到屈服內(nèi)壓為220 MPa，根據(jù)公式:

計算出小圓角部分的整形壓力為303 MPa。根據(jù)公式:

得到對應(yīng)于303 MPa壓力下的合模力為1803 kN。可以看出，如果直接采用內(nèi)高壓脹形的方法進行高壓整形，由于葉片圓角的半徑非常小且高溫合金的屈服強度比較大，需要非常大的液壓，同時需要的合模力也非常大，對設(shè)備、模具及密封裝置的要求就會非常高。同時，由于零件的壁厚非常薄，在高壓的作用下，摩擦的作用會導(dǎo)致材料流動困難，在圓角處產(chǎn)生純脹形，導(dǎo)致兩端圓角與葉背及葉盆的過渡區(qū)域出現(xiàn)急劇減薄甚至破裂的現(xiàn)象。圖5為在260 MPa的液壓下成形的仿真結(jié)果圖?？梢钥闯鲈谌~片的兩端會出現(xiàn)嚴重的破裂［15］。

圖5 內(nèi)高壓脹形結(jié)果Fig.5 The result of high-pressure bulging

圖6 帶有剛性凸模的內(nèi)高壓成形Fig.6 Hydroforming with rigid convex mold

為了解決成形過程中出現(xiàn)的破裂問題同時降低整形的壓力，提出了帶有剛性凸模的內(nèi)高壓成形工藝，如圖6所示。將與葉片兩端型面相同的剛性凸模1和2放在預(yù)成形后的葉片內(nèi)腔中，將上下模合模并施加一定的合模力，之后對葉片內(nèi)腔進行加壓，壓力作用在剛模側(cè)方的平面上，推動剛模向兩端移動，最后與上下模的兩側(cè)圓角處完全貼合，達到成形小圓角的目的。由于壓力作用在剛模側(cè)面的面積比較大，在相同的壓強下，零件圓角處受到的應(yīng)力就會增大，有利于圓角的成形。通過公式:

可以計算出帶有剛性凸模時成形小圓角所需要的整形壓力大概為120 MPa左右，其中b為剛性凸模側(cè)壁平面的厚度?？梢钥闯?，在采用剛性凸模進行內(nèi)高壓成形時可大幅度降低所需的內(nèi)壓。

本次高壓整形階段選取小鋼球作為傳力介質(zhì)，因為在整形初期，剛性凸模的外表面與上下模內(nèi)表面并不能完全地貼合，如果采用液體作為傳力介質(zhì)，液體會通過剛性凸模上下表面與葉片內(nèi)表面之間的縫隙流入到剛性凸模前端和零件圓角之間，導(dǎo)致剛性凸模前后兩端都受到液壓作用，不能對圓角產(chǎn)生作用力。采用直徑為1 mm的小鋼球可以有效避免上述現(xiàn)象，同時小鋼球可以多次利用并且更容易進行密封。

3 基于有限元仿真的成形工藝參數(shù)優(yōu)化

采用UG軟件進行建模，采用Abaqus軟件進行有限元分析。對此零件成形結(jié)果影響比較大的參數(shù)有剛性凸模的寬度、內(nèi)壓的大小及加載路徑。由于潤滑條件有限，取摩擦因數(shù)為0.15，模具視為剛體，上下模及管坯采用殼單元進行計算。

3.1 剛性凸模的寬度對成形結(jié)果的影響

不同寬度的剛性凸模對成形所需的內(nèi)壓及零件的成形質(zhì)量有一定的影響，圖7為剛性凸模的橫截面尺寸圖。為保證兩端的剛性凸模受力相近，需使2個剛性凸模側(cè)面的受力面積相近，但由于葉片兩端的厚度變化不同，因此2個剛性凸模的寬度也應(yīng)不同。本次模擬選取了3組不同的剛性凸模寬度，分別計算了不同寬度的凸模所對應(yīng)的最小成形壓力和零件最小壁厚，具體數(shù)據(jù)如表1所示。通過對比分析可以得到，剛性凸模的寬度越大，所對應(yīng)的側(cè)壁受力面積就越大，因此成形小圓角需要的內(nèi)壓就越小，零件厚度越均勻，但為保證2個剛性凸模能順利放入葉片內(nèi)腔，其尺寸也不能過大，選取a1=15 mm，a2=25 mm為最佳尺寸。

圖7 剛性凸模截面尺寸Fig.7 The sectional dimensions of the convex mold

表1 不同尺寸的剛性凸模的成形結(jié)果Table 1 The forming results of hydroforming with rigid convex mold of different size

3.2 壓力加載路徑對成形結(jié)果的影響

根據(jù)上述分析所選取的剛性凸模，其對應(yīng)的最小成形內(nèi)壓為130 MPa，選取了3條不同的壓力加載路徑進行仿真分析，具體的加載路徑如圖8所示。

圖8 內(nèi)壓加載曲線Fig.8 Loading paths of internal pressure

經(jīng)過仿真分析，在這3條壓力加載路徑下所得到的零件的最大減薄率相差不大，其中路徑3的減薄率為8.5%，路徑2和路徑1的減薄率均為7.25%，但路徑1和路徑2下的零件圓角處并未完全貼模，存在少許縫隙。因此可以得到結(jié)論，在整形過程中達到最大內(nèi)壓后需保壓一段時間來保證零件圓角處完全貼模，同時在后期高壓階段，壓力上升速度過快會加快零件的變形速度，導(dǎo)致減薄率有一定的增加，因此選取加載路徑3進行葉片的高壓整形。

3.3 葉片成形結(jié)果的壁厚分布

采用上述分析中得到的最優(yōu)剛性凸模尺寸和內(nèi)壓加載路徑進行了有限元仿真，在預(yù)成形階段，由于內(nèi)壓比較小，零件的厚度基本沒有發(fā)生變化，高壓整形后，零件的厚度有了比較大的變化。取葉片的一個截面進行分析，從葉片最左邊一點開始，沿著葉盆按一定的間隔取點直到葉片最右端，圖9顯示了各個點的厚度情況。

圖9 葉片截面厚度分布Fig.9 The thickness distribution along the section of the blade

可以看出，葉片兩端的圓角處1-2和21-23點的減薄量比較小，厚度在0.39～0.395 mm之間。剛性凸模與葉盆接觸區(qū)3-9和14-20點處減薄率比較大，厚度在0.37～0.385 mm之間，是零件的主要變形區(qū)。其原因主要是剛性凸模對葉盆區(qū)域產(chǎn)生的壓力非常小，導(dǎo)致摩擦力比較小，材料可以自由流動，隨著此區(qū)域變薄拉長并將材料補充到葉片兩端，葉片兩端圓角逐漸貼模成形，正是由于此變形區(qū)域的存在，有效解決了直接采用內(nèi)高壓成形時圓角處無法有效補料而產(chǎn)生破裂的問題。在葉盆與傳力介質(zhì)直接接觸的區(qū)域10-13點處，材料厚度基本不發(fā)生變化，在0.395～0.399 mm之間，這是由于在高壓的作用下，材料緊緊貼模，產(chǎn)生摩擦保持效應(yīng)，導(dǎo)致材料流動困難。應(yīng)盡量減小此區(qū)域的長度，增大變形區(qū)的長度有利于材料的均勻成形。圖10為管坯經(jīng)過高壓整形后的有限元仿真結(jié)果。最后經(jīng)過切割可得到指定形狀的葉片。

圖10 有限元仿真結(jié)果（mm）Fig.10 The result of finite element simulation

4 結(jié)論

1）管坯的內(nèi)高壓成形工藝很適合于成形空心葉片，提出的帶有可移動剛性凸模的內(nèi)高壓工藝，可以有效解決高壓整形時葉片兩端小圓角無法補料而產(chǎn)生破裂的問題，同時還可以顯著降低整形所需要的壓力。

2）采用拉深筒形件來制取管坯可以保證管坯沒有焊縫，適合長徑比比較小的管坯。

3）剛性凸模的寬度直接影響著葉片可變形區(qū)域的大小，是保證葉片厚度均勻性最重要的一個因素。

［1］白永成.內(nèi)高壓成形原理及設(shè)備綜述［J］.科技創(chuàng)新與應(yīng)用，2012（5）:77—81.

BAI Yong-cheng.Review of the Principle and Device of Hydroforming［J］.Technology Innovation and Application，2012（5）:77—81.

［2］DOHAMANN F，HARTL C.Hydroforming-Research and Practical Application［C］//Proceeding of 2th International Conference on Innovations in Hydroforming Technology，Ohio，USA，1997，76:59—65.

［3］ZHANG S H，DANCKERT J.Development of Hydro-mechanical Deep Drawing［J］.Journal of Materials Processing Technology，1998，83（1/2/3）:18—23.

［4］ZHANG S H，WANG Z R，XU Y，et al.Recent Developments in Sheet Hydroforming Technology［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，151（1-3）:235—239.

［5］BAUDIN S，RAY P，MAC DONALD B J，et al.Development of a Novel Method of Tube Bending Using Finite Element Simulation［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，8:125—129.

［6］郎利輝，王永銘，謝亞蘇，等.某鋁合金異形盒形件充液成形坯料形狀優(yōu)化［J］.精密成形工程，2013，5（3）:19—23.

LANG Li-hui，WANG Yong-ming，XIE Ya-su，et al.The Blank Optimization of Aluminum Alloy Irregular Box Sheet Hydroforming Process［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2013，5（3）:19—23.

［7］苑世劍，劉剛，韓聰.通過預(yù)成形降低內(nèi)高壓成形壓力的機理分析［J］.航空材料學(xué)報，2006，26（4）:46—50.

YUAN Shi-jian，LIU Gang，HAN Cong.Mechanism Analysis on Reducing Pressure of Tube Hydroforming through Preform［J］.Journal of Aeronautical Materials，2006，26（4）:46—50.

［8］韓聰，張偉瑋，苑世劍，等.預(yù)制坯形狀對扭力梁內(nèi)高壓成形的影響分析［J］.材料科學(xué)與工藝，2011，19（4）:1—5.

HAN Cong，ZHANG Wei-wei，YUAN Shi-jian，et al.The Effect of Preform Shape on Hydroforming of a Torsion Beam［J］.Materials Science and Technology，2011，19（4）:1—5.

［9］王連東，劉助柏.汽車橋殼液壓脹形環(huán)向小圓角成形的研究［J］.塑性工程學(xué)報，2001，8（4）:36—39.

WANG Lian-dong，LIU Zhu-bai.Study on Liquid Bulge Forming Small Tangential Round Corner of Automobile Axle Housings［J］.Journal of Plasticity Engineering，2001，8（4）:36—39.

［10］朱宇，萬敏，周應(yīng)科，等.復(fù)雜異形截面薄壁環(huán)形件動模液壓成形研究［J］.航空學(xué)報，2012，33（5）:912—919.

ZHU Yu，WAN Min，ZHOU Ying-ke，et al.Hydroforming of Complicated Thin-walled Circular Parts with Trregular Section by Using Moving Dies［J］.Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2012，33（5）:912—919.

［11］ZHAO Bing.Three Dimensional FEM Simulation of Titanium Hollow Blade Forming Process［J］.Rare Metal Materials and Engineering，2010，39（6）:963—968.

［12］杜勇，聞瑤，馬俊林，等.隔熱板沖壓成形工藝參數(shù)優(yōu)化［J］.精密成形工程，2014，6（5）:108—112.

DU Yong，WEN Yao，MA Jun-lin，et al.Optimization of the Process Parameters for Thermal Baffle Stamping Forming［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2014，6（5）:108—112.

［13］趙升噸，趙承偉，邵中魁，等.現(xiàn)代葉片成形工藝的探討［J］.機床與液壓，2012，40（21）:167—170.

ZHAO Sheng-dun，ZHAO Cheng-wei，SHAO Zhong-kui，et al.Discussion about the Modern Forming Process of Leaves［J］.Machine Tool and Hydraulics，2012，40（21）:167—170.

［14］鄧勁松，陳辛波，魏憲波，等.沖壓件成形仿真及其預(yù)成形模具方案設(shè)計［J］.精密成形工程，2014，6（1）:21—25.

DENG Jin-song，CHEN Xin-bo，WEI Xian-bo，et al.Sheet Panel Forming Simulation and Scheme Design of Pre-forming Die［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2014，6（1）:21—25.

［15］宋鵬，王小松，韓聰，等.鋁合金矩形截面內(nèi)高壓成形圓角充填行為研究［J］.機械工程學(xué)報，2010，46（12）:59—64.

SONG Peng，WANG Xiao-song，HAN Cong，et al.Filling Behavior of Transition Corner in Hydroforming of Aluminum Alloy Rectangular Section Tube［J］.Journal of Mechanical Engineering，2010，46（12）:59—64.