張志超，王 煜，王建光，劉斯琪，曹 曉，胡 藍

（上海航天設備制造總廠有限公司，上海 200245）

0 引言

航天領域板材結構件的加工，用傳統(tǒng)制造方式難以滿足高密度、高效率、高可靠發(fā)射需求。典型復雜曲面板材結構件包括空間站核心艙體封頭、箭體結構貯箱箱底以及增壓輸送管路復雜多通零件等。傳統(tǒng)成形方法是按照幾何特征將整體構件分割成多個簡單的板材零件，逐個成形，然后拼裝、調(diào)配和焊接，存在尺寸精度差、生產(chǎn)周期長的缺點。同時，由于補償焊縫對結構強度的影響，需對焊縫區(qū)域加厚，導致了零件整體增重。此外，焊前裝配及焊后檢測也嚴重限制了航天制造效率。對于空間站艙體、貯箱及燃料管路等密封艙體，研究整體成形替代傳統(tǒng)拼焊結構，消除焊縫帶來的減重困難、可靠性差和生產(chǎn)效率低的難題，是該類零件加工制造的必然趨勢，對提高航天結構強度和可靠性具有重要意義。

整體液壓成形是利用流體壓力使板料發(fā)生塑性變形，通過控制流體介質作用在板料上的區(qū)域和壓力，實現(xiàn)不同形狀板材構件的成形。該方法能夠提高成形極限，得到深度更大、局部超極限變形量的復雜整體零件，具有生產(chǎn)周期短、成本低的優(yōu)點，特別適合大尺寸、小批量航天鋁合金深腔板材零件的成形［1-3］。

隨著零件幾何特征越來越復雜，局部非均勻塑性變形量超過材料極限，導致了板材整體液壓成形工藝影響因素越來越復雜。其中，預制坯設計對液壓成形精度影響顯著。以封閉殼體液壓成形為例，預制坯結構具有籃球殼、足球殼、橢球殼、網(wǎng)球殼和環(huán)形殼等多種形式。預制空間對稱性越好，液壓成形變形分布越均勻，成形零件尺寸精度高［4-6］。軸對稱橢球殼液壓成形時，當長短軸比大于時，脹形過程發(fā)生起皺現(xiàn)象，在環(huán)形殼的液壓成形過程中，同樣會觀察到脹形過程中起皺現(xiàn)象的發(fā)生。為了獲得長短軸比大于的橢球殼，設計一種雙母線預制坯，用脹形過程中曲率半徑趨同的變形特點可成功消除變形過程中的起皺缺陷［7-11］。對半封閉殼體液壓成形，預制坯一般為板坯或預制筒坯，通過控制板坯和預制筒坯流料，能夠實現(xiàn)復雜形狀的成形，這是航天領域深腔復雜零件的有效成形方法。

為了研究航天鋁合金深腔零件整體成形規(guī)律，采用預制筒坯液壓成形方法，以開口球殼零件為驗證對象，針對關鍵預制筒坯進行優(yōu)化設計，通過不同底部圓角條件下的液壓成形數(shù)值模擬，研究預制筒坯形狀對液壓成形的影響規(guī)律，對預制筒坯形狀和尺寸進行優(yōu)化。根據(jù)優(yōu)化結果，進行預制筒坯液壓成形試驗，分析液壓成形球形件的壁厚分布規(guī)律，為航天領域超大型深腔整體板材零件的成形提供參考依據(jù)。

1 航天鋁合金深腔零件整體液壓成形工藝原理

航天鋁合金深腔零件整體液壓成形過程如圖1所示。首先，圓形板材壓制成形為淺筒；然后，淺筒經(jīng)過拉深變形得到預制坯；最后，預制坯經(jīng)過脹形成形為橢球底件。本研究針對預制坯進行設計優(yōu)化，研究其對液壓成形的影響規(guī)律。

圖1 航天鋁合金深腔零件整體成形工藝Fig.1 Integral forming process of the aerospace aluminum alloy deep-cavity shell parts

1.1 預制坯優(yōu)化方案

開口球形試件如圖2 所示，球內(nèi)徑為360 mm，開口內(nèi)徑為240 mm，球殼壁厚為5.0 mm。開口與球殼相貫位置圓角R=50 mm。材料選用退火態(tài)、厚度為4.5 mm 的5A06 鋁合金板材。設計預制筒坯形狀如圖3 所示。為控制筒底部的脹形變形量，分別設計變徑筒坯和直筒坯。變徑管預制筒坯分為端口、錐面、直壁區(qū)、底部圓角和筒底部。直筒內(nèi)徑為240 mm，變徑預制筒坯內(nèi)徑為300 mm，開口直徑為240 mm，端口高度為30 mm，錐面部分半錐角為22°，錐面與端口和筒段過渡位置圓角為50 mm。設計3 種不同底部圓角r，分別為40、60 和80 mm。其預制筒坯底部圓角大小與筒底脹形高度h0之間的關系見表1。

圖2 開口球殼Fig.2 Spherical shell with an opened end

表1 筒底部圓角與底部脹形高度的關系Tab.1 Relationships between the bottom radius and the bulging height of the straight-wall and necked cups

圖3 預制筒坯Fig.3 Precast straight-wall cups

開口球殼的筒內(nèi)徑（D）和底部圓角（r）的大小影響開口球殼壁厚分布，分別設計不同的底部圓角和不同筒壁直徑的預制筒坯，進行液壓成形模擬，直筒坯液壓成形筒端口無約束；變徑筒設定筒端口無約束和完全約束兩種邊界條件，分析底部圓角對液壓成形的影響，對預制筒坯參數(shù)進行優(yōu)化。

1.2 數(shù)值模擬模型

采用Abaqus/Explicit 有限元軟件進行液壓成形過程數(shù)值模擬，模型如圖4 所示。

圖4 數(shù)值模擬模型Fig.4 Numerical simulation model

模具為剛性體單元，網(wǎng)格大小為1.5。預制筒坯采用8 節(jié)點三維實體減縮積分單元（C3D8R），網(wǎng)格大小為1.0 mm。預制筒坯厚度方向網(wǎng)格為5 層。預制筒坯選用各向同性材料模型，材料應力應變曲線如圖1 所示。預制筒坯與模具接觸關系采用庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)為0.12。

2 液壓成形過程變形規(guī)律分析

2.1 直筒液壓成形分析

底部圓角r=60 mm 條件下直預制筒坯液壓成形過程如圖5 所示。由圖可知，當壓力小于10 MPa時，筒底部首先發(fā)生變形，由平面脹形為球冠；筒直壁基本不發(fā)生變形。當脹形壓力增大時，筒底部曲率半徑逐漸減小，同時筒壁經(jīng)向也不斷減小，緯向的曲率半徑逐漸增大。當脹形壓力為10 MPa 時，筒底部貼模，球冠半徑為180 mm。隨著脹形壓力的繼續(xù)增大，筒壁部分在緯向和經(jīng)向變形不斷增大，經(jīng)向曲率半徑逐漸小，而緯向的曲率半徑逐漸增大。當脹形壓力為16.9 MPa 時，筒壁部分開裂。

圖5 直筒液壓成形過程Fig.5 Hydroforming process of straight-wall cups

由上述分析可知，整個變形過程是預制筒坯各變形區(qū)曲率半徑趨同的過程。直筒液壓成形時的變形順序是球底首先變形，隨著球底曲率半徑的減小，筒壁開始變形，筒壁變形過程中緯向曲率半徑逐漸增大，經(jīng)向曲率半徑逐漸減小。底部圓角r=60 mm 的預制直筒液壓成形時，筒壁上變形量最大，貼模之前開裂。

2.2 底部圓角對直預制筒坯脹形過程的影響

不同底部圓角直預制筒坯液壓成形開裂時赤道位置的曲率半徑如圖6 所示。由圖可知，當?shù)撞繄A角為r=40 mm 時，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為242 mm，緯向的曲率半徑為142 mm。脹形破裂時，緯向曲率半徑小于球殼半徑，經(jīng)向大于球殼半徑，脹形未貼模；當?shù)撞繄A角為r=60 mm 時，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為238 mm，緯向曲率半徑為168 mm，同樣脹形未貼模。與底部圓角r=40 mm 的情況相比，緯向曲率半徑增大18.3%，經(jīng)向曲率半徑略有減?。划?shù)撞繄A角為r=80 mm 時，開裂時未貼模，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為262 mm，緯向曲率半徑為163 mm。相對于底部圓角r=40 mm 的情況，緯向曲率半徑增大14.8%，經(jīng)向曲率半徑略有增大，增大為8%。由以上結果分析可知，改變底部圓角時，預制筒坯變形過程中曲率半徑不同。隨著底部圓角的增大，緯向曲率半徑逐漸增大，說明直預制筒坯在緯向的變形量有所提高。同時，不同底部圓角條件下，經(jīng)向曲率半徑變化不明顯，底部圓角半徑為40 和60 mm 時，經(jīng)向曲率半徑最小，此時，經(jīng)向的變形相對較大。綜上所述，當?shù)撞繄A角為r=60 mm時，有利于筒壁脹形量的增大。

圖6 不同圓角條件下開裂時赤道位置曲率半徑Fig.6 Equatorial curvature radii during cracking under different bottom radius conditions

2.3 變徑筒液壓成形分析

底部圓角r=60 mm 條件下變徑筒液壓成形過程如圖7 所示。由圖可知，當脹形壓力小于5 MPa時，筒底部首先脹形為球冠，未貼模。而筒壁和錐面未發(fā)生變形。隨著脹形壓力的增大，筒底部的曲率半徑逐漸減小，同時筒壁緯向曲率半徑增大，經(jīng)向曲率半徑減小，錐面經(jīng)向曲率半徑減小，緯向曲率半徑增大。當脹形壓力達到15 MPa 時，預制筒坯各變形區(qū)曲率半徑相同為180 mm，即液壓成形過程結束。

圖7 變徑筒液壓成形過程Fig.7 Hydroforming process of the necked cup

由上述分析可知，變徑預制筒坯液壓成形過程與直預制筒坯液壓成形過程相同，脹形過程中預制筒坯曲率半徑趨近一致。與直預制筒坯相比，變徑預制筒坯液壓成形時，所需的脹形壓力小，成形的球形件各部分變形量相對均勻。變形區(qū)最大位置位于赤道及以上位置。

端口自由條件下不同底部圓角液壓成形應變分布結果如圖8 所示。由圖可知，變徑預制筒坯在端口自由邊界條件下進行液壓成形時，總體等效應變明顯減小，以r=60 mm 的條件下的液壓成形結果進行對比可知，端口約束時，等效應變最大為0.25，且上半球靠近赤道的部分等效應變較大。端口自由時，最大等效應變減小為0.19，下降了24%，赤道上半球的等效應變均勻分布，明顯大于下半球。對比不用的底部圓角下的液壓成形結果可知，底部圓角增大能夠顯著減小筒底部等效應變，整個赤道以下的半球等效應變顯著減小。當?shù)撞繄A角為r=60 mm 時，整個下半球的等效應最小。

圖8 不同底部圓角下等效應變分布Fig.8 Equivalent strain distributions of the spherical part with different bottom radii

3 開口球形件液壓成形實驗

根據(jù)脹形模擬優(yōu)化結果，設計脹形模具，進行液壓成形實驗，測量模具壁厚的分布。設計的變徑預制筒坯和模具如圖9 所示。端口在脹形過程中成形為開口球殼端口，同時也為脹形變形進行補料；錐面、直壁、底部圓角和筒底經(jīng)脹形變形為開口球殼的球體部分。設定的液壓成形試驗壓力加載曲線如圖10 所示，壓力加載過程分為預充填、升壓、保壓和泄壓4 個部分。預充填壓力為0.5 MPa，保壓壓力為25 MPa。

圖9 液壓成形模具與變徑預制筒坯Fig.9 Hydroforming mould and precast necked cup

對底部圓角為r=60 mm 的變徑預制筒坯進行液壓成形試驗得到的開口球形件如圖11 所示。由圖可知，當脹形壓力達到16 MPa 時，脹形零件即貼模，利用25 MPa 保壓時間達到30 s 時，得到的開口球殼。

圖10 液壓成形試驗壓力加載曲線Fig.10 Pressure loading curve of the hydroforming test

對開口球殼進行壁厚的測量，由壁厚分布可知，赤道位置壁厚最小為4.00 mm，壁厚減薄率為11.1%，赤道上半球整體壁厚減薄率較大，由口部至赤道壁厚減薄率逐漸增大。赤道下半球，底部圓角位置壁厚不變，而筒底部中心的減薄逐漸增大。其中，筒底部減薄率最大為9.8%。由上述結果可知，變徑預制筒坯液壓成形后零件壁厚分布相對均勻，最大減薄率僅為11.1%，上半球壁厚差為0.17 mm，下半球壁厚差為0.43 mm。

圖11 液壓成形筒形件及壁厚分布Fig.11 Hydroforming cup and the wall thickness distribution

4 結束語

針對開口球形件液壓成形方法設計兩種形狀筒坯，進行了不同底部圓角條件下的液壓成形數(shù)值模擬，獲得優(yōu)化的筒坯形狀及尺寸，并進行了試驗驗證，得到主要結論如下：

1）開口球形件液壓成形過程是預制筒坯各變形區(qū)曲率半徑趨同的過程。筒底首先變形，隨著筒底曲率半徑的減小，筒壁開始發(fā)生變形，緯向曲率半徑增大，經(jīng)向曲率半徑減小，最終成形為曲率半徑均勻的球殼。

2）直預制筒坯液壓成形時，筒底部的變形量較小，筒壁變形量較大，脹形時未貼模，筒壁即發(fā)生破裂。變徑預制筒坯液壓成形時，筒底部與筒壁的變形量基本一致，脹形壓力為14 MPa時，脹形貼模。變徑預制筒坯脹形時所需壓力小，且變形量分布更均勻。

3）采用變徑筒坯，在筒底部圓角r=60 mm 條件下，液壓成形開口球殼的壁厚分布更均勻，消除液壓成形開裂缺陷，球殼最大減薄率為11.1%，上半球壁厚差為0.17 mm，下半球壁厚差為0.43 mm。