非對稱四通件整體成形技術(shù)

馮蘇樂，徐永超，徐 瑯，董智軍，黃 儀

（1.上海航天精密機(jī)械研究所，上海，201600；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，哈爾濱，150001；3.上海航天電子技術(shù)研究所，上海，201109）

0 引 言

隨著科學(xué)技術(shù)的不斷迭代發(fā)展，復(fù)雜外形零件在運(yùn)載火箭增壓輸送系統(tǒng)中的應(yīng)用越來越廣泛[1]，中國最大運(yùn)載火箭長征五號助推器采用液氧煤油貯箱結(jié)構(gòu)，其中的四通件承擔(dān)著煤油的輸送與分流作用，然而，由于其高徑比大于1，成形過程容易產(chǎn)生失穩(wěn)起皺等缺陷，同時因其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，傳統(tǒng)工藝難以整體成形，往往需要采用拼焊成形或機(jī)加工，導(dǎo)致生產(chǎn)的零件存在尺寸精度低、易出現(xiàn)虛焊、可靠性低等問題亟待解決[2,3]。本文針對非對稱四通件整體成形工藝進(jìn)行研究，根據(jù)零件結(jié)構(gòu)特點，設(shè)計了串聯(lián)集成成形工藝方案，綜合理論分析與工藝試驗分析不同拉深比、液室壓力、壓邊力等參數(shù)對成形的影響，達(dá)到掌握最佳成形工藝的目的。

1 四通成形方案設(shè)計

1.1 產(chǎn)品結(jié)構(gòu)分析

圖1 為四通件結(jié)構(gòu)示意。零件整體呈球形，材料為5A06 鋁合金，在零件上共有4 個翻邊孔，其中上端有1 個法向孔，零件下端分別有1 個法向孔和1 個軸向孔，在側(cè)壁有1 個法向孔，各孔與主口直徑不等且位置非對稱，根據(jù)設(shè)計要求，零件的球體精度及各翻孔位置尺寸要求較高，其中角度公差要求為±0.5 °，因此如何減少加工變形而提高精度是成形的關(guān)鍵。

圖1 非對稱四通件模型Fig.1 Asymmetric Cross Part Model

1.2 工藝方案設(shè)計

為滿足零件尺寸精度要求，采用整體成形達(dá)到消除焊縫，減少焊接變形的目的，同時采用液壓脹形貼模+翻孔定位方式，提高各翻邊孔定位精度，鑒于零件整體呈非對稱結(jié)構(gòu)，設(shè)計了如圖2 所示的工藝技術(shù)路線，采用“充液拉深+縮口+液壓脹形+翻孔”的方法：a）根據(jù)零件高度與寬度匹配計算，反求出所需成形的深筒形件尺寸，采用充液拉深工藝，實現(xiàn)深筒形件拉深[4]；b）利用縮口成形，實現(xiàn)零件口部尺寸滿足設(shè)計要求；c）對縮口后零件內(nèi)部充填高壓液體，使其膨脹得到目標(biāo)直徑球體[5]；d）通過特殊結(jié)構(gòu)的翻邊模對球體進(jìn)行翻邊，以達(dá)到各孔位置尺寸[6]。

圖2 成形工藝流程Fig.2 Forming Process

2 深筒形件充液拉深

2.1 拉深過程機(jī)理分析

成形過程的受力分析如圖3 所示，在拉深過程中，板料按照材料變形情況可分為5 個區(qū)域：法蘭區(qū)、凹模圓角區(qū)、側(cè)壁區(qū)、凸模圓角區(qū)、筒底區(qū)[7]。

圖3 拉深時受力情況示意Fig.3 Stress Condition of Deep Drawing

在法蘭區(qū)材料主要受到徑向拉應(yīng)力σρ和環(huán)向壓應(yīng)力σθ作用，其中正向壓力F產(chǎn)生的摩擦力為F（μ1+μ），該摩擦力在側(cè)壁上產(chǎn)生的拉應(yīng)力σf為

式中μ為壓邊圈摩擦系數(shù)；μ1為凹模的摩擦系數(shù)；d為凸模直徑；t為板材厚度。

在凹模圓角處，板料受到摩擦力為f1，受到的彎曲應(yīng)力為σm，則凹模圓角與側(cè)壁相切處材料受到的徑向拉應(yīng)力為σo=σf+f1+σm，帶入式（1）得：

在拉應(yīng)力的作用下材料主要發(fā)生減薄變形，材料流入凹模后不再發(fā)生大的塑性變形。凸模圓角處的材料在變形開始時受到摩擦力的作用產(chǎn)生減薄，而后隨著法蘭區(qū)板料增厚產(chǎn)生一定的縮頸，此時減薄程度較大，并容易產(chǎn)生開裂，可通過調(diào)節(jié)壓邊力F，摩擦系數(shù)μ、μ1以及采用充液正拉深等來控制減薄[8]。

當(dāng)采用充液拉深時，介入液室壓力P，此時受到板料的傳遞作用，將抵消一部分壓邊力F，從而減小其對側(cè)壁產(chǎn)生的拉應(yīng)力σf，同時由于“流體潤滑”的效果，μ1的降低將使得σf進(jìn)一步減小，而凹模圓角處存在液體潤滑同樣導(dǎo)致f1減小[9]，上述3 個因素綜合最終減小σo，從而有效減輕了開裂的風(fēng)險。

2.2 不同拉深比對壁厚的影響

為獲得所需筒形件，根據(jù)確定的坯料尺寸進(jìn)行充液拉深模擬，數(shù)值模擬模型如圖4 所示。

圖4 仿真模型建立Fig.4 Simulation Model

為了提高計算的精度，工具和板料的網(wǎng)格大小分別是：凸凹模、壓邊圈網(wǎng)格大小為3 mm，坯料網(wǎng)格大小為2 mm；材料模型采用36 號模型，即Hill 模型，單元類型4 節(jié)點Belytschko-Tsay 殼單元，沖頭設(shè)置為位移時間控制方式。根據(jù)拉深比的不同，拉深數(shù)值模擬的幾何模型參數(shù)如表1 所示。

表1 筒形件拉深數(shù)值模擬幾何參數(shù)Tab.1 Numerical Simulation Geometric Parameters of Cylindrical Part Drawing

拉深比是原始坯料直徑與成形零件直徑的比值，為成形出深筒形零件，需采用較大的拉深比，在保持液室壓力初始5 MPa 條件下，圖5 表示了不同拉深比下零件的最小壁厚。

圖5 不同拉深比下零件的最小壁厚Fig.5 Minimum Thickness of Different Drawing Ratio

從圖5 中可以看出，隨著拉深比的逐漸增加，零件最小壁厚逐漸減小，當(dāng)拉深比達(dá)到2.0 時，此時最小壁厚已經(jīng)減小至3.15 mm，進(jìn)一步增大拉深比至2.1 時，零件最小壁厚僅為2.95 mm，實際試驗時出現(xiàn)了破裂缺陷。

2.3 不同液室壓力對壁厚的影響

為進(jìn)一步優(yōu)化工藝參數(shù)，提高零件的成形極限，逐步增加液室壓力數(shù)值，以每10 MPa 為單位增量分析不同液室壓力下，成形出深筒形件的最小壁厚情況如圖6 所示，可以看出隨著液室壓力的不斷增加，零件減薄情況得到改善，當(dāng)液室壓力為10 MPa 時，零件拉深后最小壁厚為3.2 mm，當(dāng)液室壓力增大至?xí)r30 MPa時，壁厚減薄得到較大改善，此時最小壁厚為3.75 mm，進(jìn)一步增大液室壓力，最小壁厚變化逐漸平緩。

圖6 不同液室壓力下零件最小壁厚Fig.6 Minimum thickness of Different Chamber Pressure

2.4 壓邊力對拉深影響

由于本拉深零件深度大，高徑比達(dá)到1.2 左右，屬于深腔零件，因此壓邊力對拉深過程的影響較大[10]，本文研究了不同壓邊力條件下零件的壁厚情況，分別設(shè)置壓邊力為30 T、40 T、50 T、60 T，圖7 為不同壓邊力下拉深件壁厚分布。

圖7 不同壓邊力下拉深件壁厚分布Fig.7 Wall Thickness Distribution of Different Blank Holder Force

從圖7 可以看出，拉深最大減薄位于凸模圓角處，隨著壓邊力的增加，零件的減薄量逐漸增大，由3.89 mm 降低至3.75 mm，當(dāng)壓邊力為30 T 時，由于在拉深中后期壓邊面積減小，導(dǎo)致出現(xiàn)嚴(yán)重起皺缺陷（見圖8a），當(dāng)增加壓邊力至40 T 時起皺減小，進(jìn)一步增加壓邊力至50 T 時消除了起皺缺陷，如圖8b，最終得出合理的壓邊力一般控制在50 T 左右。

圖8 壓邊力對反拉深影響示意Fig.8 Blank Holder Force Influence to Negative Drawing

3 縮 口

為保證最終主口尺寸設(shè)計要求，采用縮口成形工藝，成形過程如圖9a 所示，反拉深后得到的筒形件利用縮口模實現(xiàn)將口部直徑縮小[11]，通過采用口部潤滑方式保證產(chǎn)品不產(chǎn)生開裂褶皺缺陷，最終縮口后產(chǎn)品如圖9b 所示。

圖9 縮口成形過程示意Fig.9 Necking Process

續(xù)圖9

4 脹形+翻孔

針對非對稱四通件軸向孔與中心軸存在6.5°角度傾斜，同時相對中心軸線偏移58 mm，采用傳統(tǒng)工藝容易產(chǎn)生翻孔偏差，對此設(shè)計了“脹形+翻孔”組合工藝，在脹形模上對應(yīng)翻孔處設(shè)計了凹面結(jié)構(gòu)，在液壓脹形球體的同時，同步將凸包孔脹形出來，通過液壓將零件脹形貼模保證各翻邊孔位置定位準(zhǔn)確，由于脹形凸包的定位效果，解決了非對稱四通翻孔過程定位問題。圖10 為翻孔過程應(yīng)力分析。

圖10 翻孔過程應(yīng)力分析Fig.10 Stress Analysis of Hole-flanging

由于脹形后翻孔處材料受到擠壓進(jìn)入模具凹面，完成了平底凸包的脹形，其變形區(qū)處于雙向受拉的應(yīng)力狀態(tài)，如圖10a 所示，此時材料受到徑向拉應(yīng)力σr和環(huán)向拉應(yīng)力σθ作用，σθ＞σr，為求解上述2 個應(yīng)力大小，建立1 個微分平衡方程式，即：

式中R為變形區(qū)任意處半徑。

另一個是塑性方程，取σ1=σθ，σ3=σr=0，β=1.1，則，

式中σ1為第1 主應(yīng)力；σ3為第3 主應(yīng)力；β為中間主應(yīng)力σ2對于屈服條件的影響系數(shù)，變化范圍為1～1.155。

聯(lián)立求解式（4）和式（5），即可求得當(dāng)翻邊孔的半徑擴(kuò)大為r時，變形區(qū)任意R處的徑向拉應(yīng)力σr與切向拉應(yīng)力σθ分別為[12]

當(dāng)設(shè)定材料為理想塑性體時，獲得的翻孔過程變形區(qū)σr與σθ之間的關(guān)系如圖10b 所示，從圖中可以得出，定義孔徑變化系數(shù)時，當(dāng)采用脹形凸包孔后翻孔時為ra，而直接在球面上開孔時為rb，由于ra＞rb，因此λa＜λb，故可以得出σa＜σb，由此可知采用“脹形凸包+翻孔”出現(xiàn)開裂的風(fēng)險相對直接在球面上制孔翻孔更低，更有利于零件的成形。

最終脹形及翻孔后得到的零件實物如圖11 所示，經(jīng)過翻孔零件最大減薄量為22.5%，形位尺寸偏差在±0.5°范圍內(nèi)，滿足設(shè)計指標(biāo)要求。

圖11 最終成形零件Fig.11 The Final Part

5 強(qiáng)度考核試驗

為進(jìn)一步考核整體四通的性能，對成形后的四通裝配焊接后，采用液壓、氣密試驗進(jìn)行強(qiáng)度考核，如圖12a 所示，經(jīng)考核，四通液壓氣密試驗滿足設(shè)計指標(biāo)要求。同時，采用極限壓力測試四通承壓性能，如圖12b 所示，在零件上設(shè)置應(yīng)變測量點以及位移計，以分析極限承壓下四通的變形情況，當(dāng)產(chǎn)品在增壓至額定壓力時，位移測量數(shù)據(jù)為0.18 mm，滿足設(shè)計指標(biāo)要求，后逐步增加壓力至7 MPa，保壓20 min，球體未發(fā)生破壞，試驗結(jié)束。

6 結(jié) 論

本文通過采用工藝串聯(lián)集成的方法，實現(xiàn)了非對稱四通件整體成形，得到以下結(jié)論：

a）采用“充液拉深+縮口+脹形翻孔”的組合工藝，實現(xiàn)了四通零件整體成形，并通過了承壓能力試驗考核，產(chǎn)品滿足液壓、氣密考核結(jié)果；

b）通過對充液拉深過程機(jī)理分析和模擬計算，并在此基礎(chǔ)上分析了拉深比，液室壓力，壓邊力等參數(shù)對成形的影響，當(dāng)壓邊力為50 T 時，成形良好深筒形零件；

c）設(shè)計了“脹形凸包+定位翻孔成形”的組合工藝，在保證翻孔精度的同時，有效減少翻孔開裂的風(fēng)險，經(jīng)過翻孔零件最大減薄量達(dá)到22.5%，形位尺寸偏差在±0.5°范圍內(nèi)。