朱宇，萬敏

（1.中航空天發(fā)動機研究院有限公司通用技術中心，北京101304；2.北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京100191）

復雜薄壁件多道次充液復合成形及變形量確定

朱宇1，萬敏2

（1.中航空天發(fā)動機研究院有限公司通用技術中心，北京101304；2.北京航空航天大學機械工程及自動化學院，北京100191）

針對大拉深比、階梯錐形的航空發(fā)動機隔熱罩薄壁件，基于塑性力學方法分析了其充液拉深的變形規(guī)律，并在此基礎上提出了多道次充液復合成形方法，設計了等裕量函數法以快速、合理地確定各道次變形量的分配。通過數值模擬和工藝試驗，研究了關鍵變形量——預成形高度對成形結果的影響規(guī)律，探討了成形過程中起皺、破裂的失效形式。結果表明，提出的工藝方法可實現復雜薄壁隔熱罩構件的整體精確成形，選擇適當的預成形高度可獲得壁厚均勻、成形質量較好的零件。

航空發(fā)動機；復雜薄壁件；多道次充液成形；變形量；預成形高度；數值模擬；工藝試驗

1　引言

復雜薄壁鈑金構件在飛機及航空發(fā)動機上占有相當的比重，在減輕質量、改善和提高性能等方面發(fā)揮著日益重要的作用［1］。隨著航空制造領域零部件結構的整體化和輕量化，難變形材料和復雜形狀結構的零部件被廣泛采用，給成形制造技術帶來了挑戰(zhàn)。液壓成形是利用液體作為傳力介質或模具使金屬零件成形的塑性加工制造技術［2］，相比于傳統(tǒng)工藝，可有效提高難成形材料的成形極限，使復雜形狀零件的生產簡單化、柔性化，實現零件的快速制造，改善表面質量和提高尺寸精度［3］。近年來，液壓成形技術得到了長足的發(fā)展和廣泛的應用［4］，在難變形材料和復雜結構，特別是薄壁零件的成形制造中得到越來越明顯的體現：Khandeparkar等［5］研究了0.8 mm壁厚的不銹鋼和低碳鋼薄壁階梯杯形件的充液成形過程，優(yōu)化了液壓加載曲線，得到了具有較好表面質量的試件。Zhang等［6］通過研究可移動凹模的板料液壓成形技術，實現了拉深與脹形的復合成形。朱宇等［7-8］為解決壁厚0.5 mm的復雜型面高溫合金鈑金件的精密成形問題，采用多步充液拉深技術，分析了不同工藝參數的作用規(guī)律并得到了優(yōu)化值；同時，還對航空發(fā)動機具有復雜微小截面的0.2 mm厚高溫合金密封環(huán)，提出了基于液壓脹形的多向加載成形方法，并在自主研制的成形裝置上進行了試驗驗證。但對于大拉深比、厚度小于0.5 mm的超薄構件開展的成形工藝研究，尤其是關于多道次變形量的確定方法，國內則鮮有報道。

隔熱罩是具有大拉深比、大高徑比的復雜型面薄壁結構，主要用于保護內部核心部件正常工作，滿足對發(fā)動機結構隔熱性能的要求。整體成形隔熱罩可更好地滿足使用要求，已在國外先進航空發(fā)動機上得到廣泛應用，但國內目前缺乏該類零件成熟的加工經驗和有效的技術手段。本文針對國內在航空發(fā)動機復雜薄壁鈑金件精密成形方面的需求，開展某型發(fā)動機整體隔熱罩的多道次充液復合成形工藝研究，根據塑性力學理論分析、有限元模擬和工藝試驗，分析變形量的分配方法及確定規(guī)律，以實現隔熱罩的整體精確成形。

2　成形理論分析

2.1零件工藝性分析

該型航空發(fā)動機隔熱罩構件，為壁厚0.4 mm的超薄階梯錐形回轉體結構，需綜合應用拉深、脹形、激光打孔、整形等多種方法，其中拉深是零件核心特征成形的關鍵工藝。添加工藝補充面、去除局部特征以適合拉深工藝，得到的基本結構及主要尺寸如圖1所示，以此作為本文關于隔熱罩的研究對象。材料為0.4 mm奧氏體不銹鋼1Cr18Ni9Ti，通過單拉試驗獲得的基本力學性能參數見表1，冷作硬化現象顯著，較大的變形抗力為成形帶來不利因素；厚向異性指數較小，板料危險斷面易拉裂而法蘭易起皺。在結構上，隔熱罩整體呈階梯形狀，上、下段筒壁外徑相差顯著，中間以半錐角60°的大錐面過渡連接，筒底存在向內凹槽、最小圓角半徑R僅1.5 mm；忽略坯料變形減薄，計算所需毛坯展開料直徑D0=370 mm，總拉深系數M=0.259，變形程度大，毛坯相對厚度（t/D0=0.001 1）過小，且技術要求材料變薄須控制在10%以內，成形難度大。

圖1　航空發(fā)動機隔熱罩構件簡化結構及主要尺寸Fig.1 The simplified structure and dimensions of heat-shield cover

表1　不銹鋼1Cr18Ni9Ti的材料力學性能Table 1 Mechanical properties of 1Cr18Ni9Ti

傳統(tǒng)工藝基于剛模拉深和校形工序，分別成形各段區(qū)域，最終拼焊成整體，其工序繁瑣，模具成本高，加工周期長；同時成形過程不易控制，易產生成形缺陷和形狀變形，不利于薄壁件的表面質量與尺寸精度，實際成品率低。因此，引入充液成形技術以提高成形極限，實現隔熱罩結構的整體成形并改善成形質量。

2.2充液變形規(guī)律

為便于分析隔熱罩充液拉深的變形規(guī)律，根據變形特點可將毛坯分為4個部分，如圖2所示。

（1）法蘭部分。該處拉深阻力大、易拉裂，為主要變形區(qū)。材料受到徑向拉應力σr、切向壓應力σθ，以及由于壓邊力和液壓力同時作用在厚度方向產生的壓應力σt作用，如圖3（a）所示。充液拉深可通過液體介質，在一定液壓下使板料法蘭區(qū)脫離凹模、形成潤滑油膜，減少毛坯在法蘭及凹?？诘哪Σ磷枇?，從而減小徑向拉應力，促進材料流動，避免破裂。

（2）凸模圓角部分。該處連接筒底與側壁懸空部分，是成形中易破裂的薄弱區(qū)域之一。材料分別承受側壁傳遞的徑向、切向拉應力，以及由于凸模彎曲和液壓在厚度方向產生的壓應力作用，如圖3（b）所示。充液拉深的液體壓力使毛坯緊貼凸模，可增強坯料與凸模之間的摩擦保持效果，有利于緩和坯料在凸模圓角附近的徑向拉應力，從而抑制材料過度變薄，提高傳力區(qū)的承載能力。

圖3　隔熱罩不同區(qū)域的應力狀態(tài)Fig.3 Stress states of different portions

（3）筒底部分。該處大部分材料不會發(fā)生大變形，材料承受徑向和切向的拉應力以及厚度方向的壓應力σt作用，如圖3（c）所示。充液拉深時可適當增大液體壓力，以提高坯料與凸模，特別是底部凹槽圓角之間的有益摩擦，緩和局部材料變薄趨勢。

（4）錐面懸空部分。隔熱罩由于階梯錐形的幾何特征，錐壁在成形初期處于自由懸空狀態(tài)，錐壁面積隨著成形的進行不斷增加，懸空部分由于切向受壓易發(fā)生內皺而不易消除。文獻［9］的研究表明，錐形件成形的懸空部分存在一個半徑為r0的應力分界圓（圖2）使切向壓應力為0，應力分界圓上（r=r0）處于單向拉伸狀態(tài)；以外的部分（r＞r0）徑向受拉、切向受壓，具有拉深變形特征；以內的部分（r＜r0）雙向受拉應力，具有脹形變形特征，如圖4所示。文獻［10］指出：內皺是由于懸空區(qū)切向壓應力σθ超過失穩(wěn)臨界值產生的，對軸對稱零件發(fā)生臨界失穩(wěn)的平均切向壓應力為

式中：b為失穩(wěn)時側壁母線長，t為坯料厚度，Er為失穩(wěn)時的折減模量。由此可知，錐面自由懸空區(qū)抗失穩(wěn)能力，與板材厚度、錐面大小、材料等因素密切相關。隔熱罩壁厚超薄，造成值偏小，即懸空區(qū)抵抗失穩(wěn)起皺的能力較差。

隔熱罩的充液拉深過程，與一般錐曲面零件受液壓作用反脹變形、通過改善應力狀態(tài)而抑制起皺趨勢的特征不同，增加了錐面沿圓周方向失穩(wěn)起皺的可能性。原因在于：成形初期的坯料在自由懸空部分沒有約束部位而發(fā)生收縮，在切向壓應力作用下易導致失穩(wěn)起皺；其次，在錐面復雜應力狀態(tài)下，材料易流向形成褶皺的部位，當貼緊凸模表面時，表面積過剩而周邊又不能吸收過剩的材料，更易發(fā)生堆積起皺。通過驗證試驗得到如圖5所示的試件，表明：成形前期板料的自由懸空部分受液壓作用貼向凸模，反脹變形產生的拉應力不足以平衡板料由于受壓失穩(wěn)和局部材料堆積而發(fā)生的起皺趨勢，導致錐面起皺、甚至形成局部死皺；同時，試件在凸模圓角等區(qū)域發(fā)生破裂，是由于總拉深系數偏?。∕= 0.264）且凸模圓角（R=1.5 mm）過小導致危險部位承載明顯增大所致。因此，采用單步充液拉深無法順利成形出符合要求的隔熱罩試件，需采用多道次成形的技術方案。

圖4　錐面的應力狀態(tài)Fig.4 Stress states of the conical wall

圖5　驗證試驗件Fig.5 Verification test sample

3　工藝方案與變形量分配

3.1多道次成形方案設計

根據上述分析，設計了先拉深大直徑d1、再通過拉深小直徑d的過程中成形側面錐形的多道次充液復合成形方法。如圖6所示：先充液拉深預成形，得到預拉深高度為h、直徑為d1的帶凸緣筒形件，其凸緣以下材料用于隔熱罩錐面及小徑筒壁后續(xù)成形；過渡剛模拉深作為輔助工序，設計錐形凹模及壓邊圈用于成形隔熱罩部分錐面及小徑筒壁，從而減小錐面自由懸空區(qū)面積，有利于最終成形的順利進行，根據表2所示各道次極限拉深系數［11］推算，需安排3次過渡剛模拉深；充液拉深終成形，使坯料的凸緣部分收縮進入凹模液室，形成大徑筒壁，并使坯料完全貼靠凸模成形錐面、凸模圓角及筒底凹槽等型面特征，成形末期的高壓液體對坯料起整形作用，有利于提高尺寸精度和表面質量。表2中，［m2］～［m5］為考慮中間工序軟化退火情形的極限拉深系數。

圖6　多道次成形工藝方案Fig.6 Multi-steps forming technical scheme

表2　各道次極限拉深系數Table 2 Limit drawing coefficients of multi-steps forming

3.2多道次過程變形量分配

試件在多道次成形中的壁厚變化，主要取決于各次變形是否均勻，裕量分配是否合理。中間工序計算采用傳統(tǒng)的調整試湊法往往復雜繁瑣，在隔熱罩過渡剛模拉深工藝計算中，應用等裕量函數法優(yōu)化變形量分配，以提高計算速度和結果精度，克服半經驗算法速度慢的局限。

軸對稱零件多道次拉深的變形量，是試件變形前后直徑d的函數。將裕量函數以相對差值表示，則第i次拉深的裕量函數fi（di-1，di）定義為：

式中：mi、［mi］分別為第i次拉深系數和極限拉深系數，且mi=di/di-1（i=1，2，…，n），同時滿足以下工藝限制條件

等裕量條件為：

聯(lián)立式（2）～式（4）基于牛頓迭代法求解di等參數，結果見表3?？梢?，各道次變形量分配趨于均勻，各次拉深變形程度合理，有利于抑制中間試件壁厚劇烈變化，提高成形質量，為最后的充液成形奠定基礎。

表3　基于等裕量函數法確定的各道次變形量Table 3 Deformation amounts of multi-steps process

4　仿真與試驗方法

4.1有限元建模

基于有限元軟件Dynaform進行數值仿真，對多道次成形工序建立圖7所示的有限元分析模型。隔熱罩為大變形構件，毛坯基于4節(jié)點Belytschko-Tsay殼單元和自適應網格技術自動細化變形過程中的網格分布，改善求解精度。為簡化計算，所有凸、凹模及壓邊圈視為剛體，選擇剛性4節(jié)點單元劃分網格。考慮板材的各向異性和平面應力狀態(tài)，選用三參數Barlat屈服準則描述材料在復雜加載條件下的宏觀力學特性，材料硬化基于冪指數硬化模型。接觸應用罰函數方式，選擇單向面-面接觸類型?；趲靷惸Σ聊Ｐ停诜蠈嶋H條件的前提下，設置凸模與板材的摩擦系數μ=0.15，凹模、壓邊圈與板材的μ=0.05，從而增強坯料與凸模間有利于成形的有益摩擦，減弱坯料與凹模及壓板圈間不利于成形的摩擦阻力。液體壓力采用表面載荷的方式均勻施加到毛坯上，且保持與毛坯單元法線方向一致。對于多道次成形工序間的軟化退火工序，編輯上一步模擬結束后用于變形量傳遞的結果文件（*.dynain）并將節(jié)點應力置零，然后作為板料輸入模型導入到下一步成形建模。

4.2試驗方法［7］

充液拉深工序在最高可提供100 MPa液體壓力的充液成形機上進行，其壓邊缸公稱壓力2 000 kN，主缸公稱壓力3 500 kN，基于該設備設計專用成形模具，凹模（液室）通用。過渡剛模拉深在通用板材成形試驗機上進行，其最大可提供500 kN成形力和300 kN壓邊力，利用通用模架加裝凸模、錐面凹模及壓邊圈。

圖7　有限元模型Fig.7 Finite element models

5　結果與分析

5.1成形結果分析

數值模擬與工藝實驗結果的一致性較好，如圖8、圖9所示?？梢?，成形特點為：

圖8　多道次成形模擬結果的厚度減薄分布Fig.8 Thickness thinning distribution of simulated results

（1）充液預拉深的毛坯厚度分布均勻，法蘭外緣略增厚，凸模圓角附近為主要變薄區(qū)，最大減薄率達7.63%，見圖8（a）；圖9（a）的試驗件法蘭及凹?？谟猩倭课櫍砻尜|量較好。

（2）如圖8（b）所示，經三次過渡剛模拉深，毛坯基本成形了部分錐面及小直徑筒壁，整體厚度分布均勻，有利于下一步充液拉深的順利進行；材料在錐面厚度有所增加，沿圓周方向分布少量較為平緩的徑向褶皺，凸模圓角局部區(qū)域變薄最大達9.04%。圖9（b）的試驗件無顯著成形缺陷，錐面上存在各道次拉深時留下的接痕。

（3）圖8（c）所示的最終試件，未出現破裂或明顯失穩(wěn)起皺現象。凸模圓角及筒底凹槽圓角區(qū)域變薄最大達9.86%，滿足技術要求；法蘭外緣及凹?？诒诤耧@著增大，錐面上之前積累的褶皺受液壓作用被展平，其余部位壁厚分布較均勻。圖9（c）的試驗件與模擬結果基本吻合，未產生破裂及錐面死皺等不可修復的成形缺陷，法蘭及凹?？诘木植靠v向褶皺，經后續(xù)整形及修邊工序對成形質量無影響。由圖10中的最終試件某截面貼模情況可以看出，終成形試件與凸模形狀基本吻合，經多道次成形后試件具有良好的貼模性和形狀精度。

5.2預成形變形量對成形質量的影響

整個成形過程中，充液預成形高度h（幾何意義示于圖6）決定了隔熱罩錐面及小徑筒壁后續(xù)變形的材料儲備，對最終成形質量有著重要影響。根據等體積法計算其理論值為65.6 mm，考慮到成形中的壁厚變化和材料流動的復雜性，設計該參數分別為64.0、65.0、66.0、67.0 mm，其他工藝參數相同且經過優(yōu)化，各自進行有限元模擬。

對模擬結果沿軸線方向取一截面，按照圖11（a）測量截面各參考點的壁厚，不同預成形高度試件的厚度分布如圖11（b）所示。可見，隨著預成形高度的增加，零件減薄破裂的趨勢逐漸減小，但失穩(wěn)起皺的趨勢逐漸增大。具體為：筒底的測量點1～5壁厚有所減薄，位于直壁與筒底連接處的測量點6～8則明顯變薄，其中h=64.0 mm的試件在凸模圓角測量點7壁厚僅為0.298 mm，這是由于板料流入凹?？诘牧科。F面以下處于缺料狀態(tài)，需要從法蘭部分補充材料，而加工硬化產生的變形抗力易引起試件在凸模圓角處顯著變?。粌啥沃北冢y量點9～16，24～30）的厚度由底部向上逐步增加，甚至直壁頂部厚度均超過原始材料厚度；凹?？诩胺ㄌm部位（測量點31～33）的壁厚超出原始材料厚度很多，其中h=67.0 mm的試件在法蘭外緣測量點33增厚最大，達0.520 mm；錐面（測量點17～23）的壁厚分布趨勢較為復雜，h=64.0 mm的試件在錐面與小直徑筒壁過渡區(qū)域的測量點19處為0.339 mm，這是由于毛坯錐面缺料未貼靠凸模，成形末期受高壓液體作用局部拉應力過大從而顯著變薄甚至破裂；h=67.0 mm的試件在測量點17存在最大壁厚0.480 mm，這是由于板料流入凹?？诘牧科螅斐删植坎牧隙逊e且無處吸收轉移，同時環(huán)向壓縮作用使壁厚進一步增加超出原始材料厚度較多甚至發(fā)生褶皺?？傮w上看，盡管h=66.0 mm的試件更接近理論值，但h=65.0 mm的試件具有更均勻的厚度分布，沒有顯著減薄和增厚。原因在于前期成形易使錐面材料冗余，因此適當減少凹?？谝韵碌某跏疾牧蟽洌蓽p小錐面聚料壓縮失穩(wěn)、甚至起皺的趨勢。

圖9　各道次成形的試驗結果Fig.9 Experimental results of multi-steps process

圖10　最終試件某截面的貼模情況Fig.10 Fittability along final part’s axial plane

圖11　不同預成形高度成形的試件截面厚度分布Fig.11 Wall thickness distribution using different pre-forming depth

圖12　不同預成形高度的最終成形試件Fig.12 Final experimental samples using different pre-forming depth

針對不同預成形高度進行工藝試驗，結果如圖12所示?？梢?，預成形高度65.0 mm時零件表面質量最好且沒有成形缺陷，而其他幾種預成形高度下均不同程度地出現了錐面破裂、起皺等失效形式，與圖11的結果較為符合。

6　結論

（1）通過力學分析、有限元模擬及試驗驗證，多道次充液復合成形的工藝方法，可實現大拉深比、復雜薄壁隔熱罩構件的整體精確成形，且應用等裕量函數法可快速、合理地確定各道次變形量的分配。

（2）預成形高度是影響隔熱罩成形質量的關鍵變形量高度過小或過大都容易導致錐面脹破或起皺的成形缺陷。本研究中采用65.0 mm的預成形高度可獲得壁厚分布較為均勻、成形質量較高的試件。

［1］朱宇.航空發(fā)動機復雜薄壁鈑金結構件液壓成形技術研究［D］.北京：北京航空航天大學，2013.

［2］苑世劍.現代液壓成形技術［M］.北京：國防工業(yè)出版社，2009.

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［4］Zhang S H，Danckert J.Development of hydro-mechanical deep drawing［J］.Journal of Materials Processing Technology，1998，83：14—25.

［5］Khandeparkar T，Liewald M.Hydromechanical deep drawing of cups with stepped geometries［J］.Journal of Materials Processing Technology，2008，202（1-3）：246—254.

［6］Zhang S H，Zhou L X，Wang Z T，et al.Technology of sheet hydroforming with a movable female die［J］.International Journal of Machine Tools&Manufacture，2003，43（8）：781—785.

［7］朱宇，萬敏，周應科.高溫合金復雜薄壁零件多道次充液拉深技術［J］.航空學報，2011，31（12）：552—560.

［8］朱宇，萬敏，周應科，等.復雜異形截面薄壁環(huán)形件動模液壓成形研究［J］.航空學報，2012，33（5）：912—919.

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Multi-steps hydroforming of complex thin-walled parts and deformation amount determination

ZHU Yu1，WAN Min2
（1.General Technology Center，AVIC Academy of Aeronautic Propulsion Technology，Beijing 101304，China；2.School of Mechanical Engineering and Automation，Beijing University of Aeronautics and Astronautics，Beijing 100191，China）

Aiming at the forming process of heat-shield cover with stepped geometries and a large deep drawing ratio in aircraft engine，the composite technology scheme of multi-steps hydroforming was proposed based on analysis of deformation rule about hydrodynamic deep drawing process.Also the method of equal margin function was put forward to complete the deformation amounts of multi-steps process exactly and quickly.Effects of pre-forming depth on the quality of the final parts were explored with numerical simulations and process tests；furthermore，the failure modes including wrinkling and fracture during forming process were discussed.The results indicate that the technological method is feasible for integral forming of complex thin-walled parts；moreover，the parts with uniform thickness distribution and high quality are successfully formed by using suitable pre-forming depth.

aero-engine；complex thin-walled part；multi-steps hydroforming；deformation amount；pre-forming depth；numerical simulation；process test

V261

A

1672-2620（2015）05-0037-07

2014-12-29；

2015-04-26

朱宇（1981-），男，河北唐山人，工程師，博士，從事航空發(fā)動機難變形材料與復雜薄壁件工藝應用研究。