薄壁深杯形件多工藝復合旋壓成形機理研究

徐曉 張川洋 肖剛鋒 夏琴香

（華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東廣州 510640）

薄壁深杯形件是航空航天、汽車、核能等領域的關鍵核心部件中一類基礎零部件，在設備中主要起承載及傳遞運動的作用，如航天器燃料儲箱、變速箱殼體及反應堆外殼等［1］。目前，對于此類薄壁深杯形件，傳統(tǒng)的加工方法為采用多道次沖壓拉深成形工藝制備［2］，由于深杯形件薄壁、大長徑比的結構特點以及拉深成形工藝本身的局限，成形后的零件存在較大程度的壁厚減薄和壁厚不均現(xiàn)象，導致拉深成形工藝所能獲得的極限尺寸公差較難滿足高精度的要求，且成形效率低、成本高，無法滿足此類基礎零部件龐大的市場需求。

旋壓是借助于旋輪的進給運動，加壓于隨芯模沿同一軸線旋轉的金屬毛坯，使其產(chǎn)生連續(xù)局部塑性成形而成為所需空心零件的一種近凈精密塑性成形方法，可分為拉深旋壓、流動旋壓等［3-4］。對于深杯形零件，可采用拉深旋壓成形出杯形預制件，然后通過流動旋壓的方法通過壁厚減薄獲得深杯形件［5］。由于不同的旋壓工藝所需的旋輪結構不同，成形過程中需更換旋輪，從而增加生產(chǎn)成本，降低生產(chǎn)效率。為降低因單工序旋壓逐步成形帶來的加工硬化、成形效率低等問題，提出將不同旋壓工藝組合在一起的多工藝復合旋壓成形方法，多工藝復合旋壓成形使變形金屬在一道次同時完成拉深、流動等旋壓成形工序，極大地提高成形效率。目前對于多工藝復合旋壓成形方面的研究較少，僅Xu等［6］采用拉深-流動復合旋壓方法，利用一個圓弧形拉深旋壓用旋輪與兩個雙錐面流動旋壓用旋輪進行合理配置，在一道次旋壓成形中同時完成拉深旋壓與流動旋壓兩個工序，成功制備出帶內(nèi)齒的杯形件。以上關于多工藝復合旋壓成形的研究主要集中在輪輻及帶內(nèi)齒杯形件等復雜構件的成形方法，關于多工藝復合旋壓成形機理的研究還未見相關報道。由于深杯形件旋壓成形時壁厚減薄率較大，且復合旋壓時，不同旋輪作用下的材料變形還存在相互影響，其材料流動及塑性變形規(guī)律極為復雜，因此研究薄壁深杯形件多工藝復合旋壓成形規(guī)律與變形機理，對實現(xiàn)此類零件的高效、高精度成形具有重要的指導意義。

本文基于Abaqus軟件，構建長徑比為0.9、壁厚為1.3 mm 的深杯形件拉深-流動復合旋壓成形有限元模擬模型，研究深杯形件復合旋壓成形時的應力應變分布及材料流動行為，揭示了復合旋壓成形機理，并結合旋壓成形試驗，驗證了有限元模擬的準確性。

1 多工藝復合旋壓工藝參數(shù)的選擇

本文中以SPHC（Steel plate of hot rolled for com?mercial）熱軋鋼板深杯形件為研究對象，采用拉深-流動復合旋壓進行成形，如圖1所示。

圖1 多工藝復合旋壓成形示意圖Fig.1 Schematic diagram of multi-process compound spinning

多工藝復合旋壓使用1 個拉深旋輪（旋輪1）和兩個流動旋輪（旋輪2、旋輪3），3個旋輪在圓周方向上均勻分布，在軸向方向上分別錯開一定的距離，旋壓時3個旋輪同時進給，將圓板毛坯成形為杯形件的同時，使壁厚減薄，在一道工序中同時完成板坯的拉深成形和壁厚減薄。

參考錯距旋壓成形工藝與拉深旋壓工藝［7-8］，多工藝復合旋壓工藝參數(shù)如表1所示。

表1 旋壓工藝參數(shù)Table 1 Spinning process parameters

毛坯與芯模參數(shù)的選取如表2所示。由于有關多工藝復合旋壓拉深旋輪與流動旋輪之間的軸向錯距量的研究還未見報道，為研究軸向錯距量a12對旋壓的影響，軸向錯距量a12在保證旋輪之間不發(fā)生幾何干涉的條件下，應滿足a12≥［Δ2-rρ（1-cos（αρ）］/tanαρ+rρsin（αρ），（其中，a12為拉深用旋輪與流動用旋輪軸向錯距量，mm；αρ為流動旋輪成形角，°；rρ為流動旋壓用旋輪過渡圓角半徑，mm）。本文分別取a12為2.5、5.3、8mm進行研究。

表2 毛坯和芯模參數(shù)Table 2 Parameters of blank and mandrel

拉深旋輪采用復合型面旋輪（如圖2所示），在旋壓成形時，旋輪大圓弧工作面產(chǎn)生拉深變形，小圓弧型面主要產(chǎn)生扎壓、彎曲變形；其中小圓弧半徑Rρ2≥5t0，本文中取18 mm 進行研究［9］，拉深旋輪最終幾何形面參數(shù)如表3所示。

表3 拉深旋輪幾何型面參數(shù)Table 3 Geometric parameters of deep drawing roller

圖2 拉深旋壓用旋輪Fig.2 Roller for deep-drawing spinning

兩個流動旋壓用旋輪采用帶光整段的雙錐面旋輪（如圖3所示）［10］，幾何參數(shù)如表4所示。

表4 流動旋壓用旋輪幾何參數(shù)Table 4 Geometric parameters of flowing roller

圖3 流動旋壓用旋輪Fig.3 Roller for flowing spinning

2 有限元模型的建立

通過有限元模擬，可獲取成形過程中的應力、應變及材料流動分布規(guī)律，研究多工藝復合旋壓成形機理。圖4為Abaqus模擬軟件構建的深杯形件多工藝復合旋壓有限元模型。

圖4 多工藝復合旋壓有限元模型Fig.4 Finite element model of multi-process compound spinning

毛坯的材料是SPHC 酸洗熱軋鋼板，含碳量≤0.15%［11］，擁有較好的塑性，其力學性能參數(shù)如表5所示。在有限元模型中，忽略材料的各向異性及旋輪與毛坯間的熱效應，假設材料均勻連續(xù)。

表5 SPHC熱軋鋼板力學性能Table 5 Mechanical properties of SPHC hot rolled steel

在有限元模型中將毛坯設置為變形體，旋輪、芯模設置為解析剛體［12］。為了控制“沙漏模式”，單元類型采用六面體單元C3D8r。為了減少網(wǎng)格數(shù)量，毛坯底部不變形區(qū)域的中心孔設置為Ф32 mm，網(wǎng)格總數(shù)為49 212個。摩擦關系使用庫倫摩擦，毛坯與芯模之間的摩擦系數(shù)為0.10；毛坯與旋輪之間為滾動摩擦，摩擦系數(shù)取值應小一些，本文取值0.05［13-14］。

3 多工藝復合旋壓成形機理研究

如圖5所示，多工藝復合旋壓成形過程按照旋壓進程可以分為3個階段：拉深旋壓階段、流動旋壓起始階段和復合旋壓穩(wěn)定階段。

圖5 多工藝復合旋壓不同階段Fig.5 Different stages of multi-process compound spinning

拉深旋壓階段，只有旋輪1和坯料接觸，該階段材料只發(fā)生拉深變形；流動旋壓起始階段，從旋輪2 與坯料開始接觸到旋輪3 與坯料完全接觸，在該階段流動旋輪與坯料接觸的區(qū)域受到流動的作用發(fā)生進一步的變形；在流動旋壓用旋輪完全參與旋壓變形后，旋壓進入到穩(wěn)定旋壓階段，該階段圓柱段部分按照材料變形特點可以將旋壓件劃分為軸向拉應變最大的已成形區(qū)域、在流動用旋輪作用下徑向應變由拉應變開始轉變?yōu)閴簯兊倪^渡區(qū)域、徑向應變?yōu)槔瓚兊睦畛尚螀^(qū)域。

3.1 應變分析

多工藝復合旋壓不同旋壓階段外層區(qū)域等效應變沿母線的分布規(guī)律如圖6 所示。由圖6 可知，在拉深旋壓階段，最大等效應變出現(xiàn)在旋壓件的口部位置（Ⅰ區(qū)）。在流動旋壓起始階段，最大等效應變出現(xiàn)在流動旋輪與坯料接觸的外層區(qū)域（Ⅱ區(qū)）。到了復合旋壓穩(wěn)定階段后，最大等效應變出現(xiàn)在壁部的中部位置（Ⅲ區(qū)），這是由于采用較大的減薄率（總減薄率53%），流動旋輪對壁部材料會產(chǎn)生較為嚴重的擠壓，使壁部材料發(fā)生較大的變形。旋壓穩(wěn)定階段的最大等效應變遠大于拉深旋壓最大等效應變，說明在本文模擬條件下流動旋輪所造成的塑性變形遠大于拉深旋輪造成的塑性變形。

圖6 不同階段等效應變沿母線的分布Fig.6 Equivalent strain distribution along the bus at different stage

旋壓過程最大等效應變隨時間變化的曲線如圖7所示。

圖7 最大等效應變隨時間的變化Fig.7 Change of maximum equivalent strain with time

由圖7可知，最大等效應變隨旋壓時間的增加而增大，在拉深變形階段最大等效應變變化較小，在流動旋壓起始階段由于壁部材料在流動旋輪的作用下出現(xiàn)劇烈的變形，旋壓件的最大等效應變開始快速增加，隨著流動旋輪完全參與變形，旋壓進行到穩(wěn)定旋壓階段，最大等效應變隨旋壓的進行不會再出現(xiàn)明顯的增大趨勢。

復合旋壓穩(wěn)定階段三向應變沿母線的分布規(guī)律如圖8所示，根據(jù)材料變形特點，可以將多工藝復合旋壓主要變形區(qū)域分為拉深成形區(qū)域、過渡區(qū)域，已成形區(qū)域。

由圖8 可知，拉深成形區(qū)域為旋輪1 與坯料接觸的區(qū)域，該區(qū)域材料還未緊貼芯模，該部分的材料應變狀態(tài)為切向壓縮、徑向與軸向拉伸；過渡區(qū)域為流動旋輪與坯料接觸的區(qū)域，該區(qū)域應變狀態(tài)為軸向受拉、徑向與切向受壓；已成形區(qū)域應變狀態(tài)為軸向拉伸、徑向壓縮和切向拉伸。

圖8 三向應變沿母線方向的分布Fig.8 Three-direction strain distribution along the direction of the generatrix

由圖8可知，已成形區(qū)域在過渡區(qū)域徑向應變沿著母線方向由壓應變轉為拉應變；切向應變由拉應變轉為壓應變，這說明過渡材料在流動旋輪的作用下受到徑向壓縮、切向拉伸的變形趨勢，而軸向和切向拉應變最大值出現(xiàn)在已成形區(qū)域，說明未和旋輪直接接觸的已成形區(qū)域還會隨著旋壓的進行，進一步產(chǎn)生軸向拉伸的變形。

3.2 應力分析

復合旋壓穩(wěn)定階段三向應力分布情況如圖9所示。

圖9 旋輪與坯料接觸的區(qū)域應力分布Fig.9 Stress distribution of the contact area between the roller and the blank

流動旋壓用旋輪與坯料的接觸區(qū)域受到三向壓應力作用，這和流動旋壓的應力狀態(tài)一致［1］。而拉深旋壓用旋輪與坯料接觸區(qū)域外側受到三向壓應力作用，內(nèi)側區(qū)域受到三向拉應力作用，該區(qū)域和單純的拉深旋壓過程中旋輪與坯料接觸區(qū)域軸向受拉應力［15］有所不同，這是由于旋壓過程流動旋壓和拉深旋壓同時進行，使得貼模區(qū)域的材料有沿口部方向的流動趨勢，因此拉深旋壓用旋輪所接觸的材料區(qū)域軸向受到擠壓作用。而拉深旋輪接觸區(qū)域內(nèi)層材料受到彎曲的作用，主要表現(xiàn)為三向受拉的應力狀態(tài)。

3.3 材料流動行為分析

復合旋壓工序包括拉深旋壓和流動旋壓，為了消除材料的剛性位移的影響，本文中選擇用一小段時間內(nèi)的位移增量來表征材料流動行為。在流動旋壓起始階段，不同軸向錯距量材料的位移增量在縱截面的分布如圖10所示。

圖10 流動旋壓起始階段不同軸向錯距量材料的軸向流動行為Fig10 Flow behavior of materials with different axial offsets in the initial stage of flow spinning

由圖10 可知流動旋壓起始階段，貼模部分材料均在流動旋輪的擠壓下產(chǎn)生徑向靠近芯模方向的材料流動，但是在不同的軸向錯距量下會有不同的軸向流動。圖10（a）為a12取值2.5 mm 時的材料流動分布，由圖10（a）可知，材料在貼模區(qū)域發(fā)生反向（朝底部方向）的軸向流動；將軸向錯距量增大到5.3 mm 后，貼模區(qū)域材料大部分可以沿軸向正向（朝口部方向）流動，但是貼模區(qū)域仍存在部分內(nèi)側材料反向流動，同時貼模區(qū)域材料的徑向材料流動大于軸向材料流動，如圖10（b）所示；錯距量增加到8 mm 后，在流動旋壓起始階段，流動旋輪接觸同時貼模區(qū)域材料主要流動為軸向材料流動，如圖10（c）所示。這說明軸向錯距量取值越小，材料沿軸向流動阻力越大，這是由于軸向錯距量a12越小，流動旋壓起始階段未貼模區(qū)域越多，對材料的軸向流動阻礙越大，甚至貼模部分的坯料在流動旋壓剛開始進行時可能出現(xiàn)反向的軸向流動，不利于復合旋壓成形的進行。

4 試驗驗證

多工藝復合旋壓試驗在課題組自行研制的HGPX-WSM 型多功能臥式數(shù)控旋壓機（如圖11 所示）上進行。成形所用工藝裝備包括框架式三旋輪旋壓成形裝置、芯模以及尾座等。

圖11 HGPX-WSM型多功能臥式數(shù)控旋壓機Fig.11 HGPX-WSM CNC spinning machine

針對壁厚為1.3 mm、長徑比0.9 的深杯形件，通過復合旋壓成形試驗對前文所得模擬結果進行驗證，采取與有限元模擬相同的工藝參數(shù)進行多工藝復合旋壓成形試驗，圖12為錯距量a12=8 mm時，模擬旋壓壁厚分布與試驗旋壓的壁厚分布對比，模擬與實際壁厚最大誤絕對誤差為0.11 mm，相對誤差為8.1%；誤差在可接受范圍內(nèi)，可以認為模擬是可靠的。

圖12 模擬壁厚與試驗壁厚對比Fig.12 Comparison of wall thickness between simulated and test values

在不同軸向錯距量實驗條件下，旋壓實驗得到的杯形旋壓件如圖13所示。

圖13 不同軸向錯距量的旋壓件Fig.13 Spinning parts with different axial offset

從試驗結果可以看出，當軸向錯距量為2.5 mm時，旋壓件出現(xiàn)了明顯的橘皮缺陷；而軸向錯距量為5.3 mm 時，旋壓件的橘皮問題明顯小于錯距量為2.5 mm 的旋壓件；當軸向錯距量增大到8 mm時，旋壓件橘皮缺陷消除，成形表面質量良好，壁厚誤差僅有0.12 mm，相對誤差為9.2%，成形精度較高。由此可知，軸向錯距量太小，流動旋壓用旋輪接觸坯料時候，已貼模區(qū)域材料太少，進而導致旋壓過程中貼模區(qū)域材料無法沿軸向正向流動，最終旋壓件出現(xiàn)橘皮缺陷，與模擬結果吻合。

5 結論

（1）采用多工藝復合旋壓工藝可實現(xiàn)深杯形零件的短流程高效成形，通過一道次旋壓，直接將圓形板坯成形為高精度的深杯形件。

（2）多工藝復合旋壓時，在穩(wěn)定旋壓階段最大等效應變出現(xiàn)在已成形區(qū)域，已成形區(qū)域變形狀態(tài)為軸向與切向拉伸、徑向壓縮，而過渡區(qū)域變形狀態(tài)為軸向拉伸、徑向與切向壓縮。在該階段與拉深旋輪接觸的外層區(qū)域受到三向壓應力的作用，而內(nèi)層材料受到三向拉應力的作用；流動旋輪接觸區(qū)域受三向壓應力作用。

（3）多工藝復合旋壓在流動旋壓起始階段材料的正向軸向流動隨軸向錯距量a12的增大而增大，在a12取值增大到8 mm 后，材料主要流動轉變?yōu)檠剌S向的正向材料流動。

（4）當軸向錯距量a12取值小于5.3 mm 的時候材料軸向流動受阻，旋壓件出現(xiàn)了橘皮的缺陷；旋輪錯距量a12取值8 mm 后旋壓件成形表面質量良好，壁厚最大相對誤差為9.2%；對于多工藝復合旋壓而言拉深用旋輪與流動用旋輪軸向錯距量取值應大于5.3 mm。