賴亮慶，陳高升，馮林兆，蘇正濤，劉嘉，李小軍

高精度17-4PH不銹鋼隔碗拉深液壓脹形復(fù)合成形工藝參數(shù)優(yōu)化

賴亮慶1,2，陳高升1,2，馮林兆1,2，蘇正濤1,2，劉嘉1,2，李小軍3

（1. 中國航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2. 中國航發(fā)減振降噪材料及應(yīng)用技術(shù)重點實驗室，北京 100095；3. 北京航空航天大學(xué)，北京 100191）

針對17-4PH不銹鋼冷成形回彈大、貼模性差等問題，研究17-4PH不銹鋼隔碗零件的拉深成形和液壓脹形規(guī)律，確定隔碗零件拉深液壓脹形復(fù)合成形的最佳工藝及參數(shù)。利用有限元方法確定并優(yōu)化了拉深預(yù)成形和液壓脹形中的工藝參數(shù)。基于優(yōu)化后的結(jié)果設(shè)計并制造了相關(guān)的模具，最終通過試驗驗證了有限元方法的有效性。結(jié)合數(shù)值模擬和試驗的方法，提出了零件先拉深預(yù)成形、后液壓脹形的多步成形方案，逐步優(yōu)化了成形工藝參數(shù)，最終成形出了滿足尺寸和精度要求的高精度隔碗零件。通過數(shù)值模擬獲得了最佳的坯料直徑及多步成形中的關(guān)鍵工藝參數(shù)，基于數(shù)值模擬優(yōu)化為主和試驗驗證為輔的設(shè)計制造理念，解決了17-4PH不銹鋼冷成形回彈大和貼模性差的問題。

拉深成形；液壓脹形；數(shù)值模擬；回彈

曲面回轉(zhuǎn)體零件的成形工藝是基于拉深和脹形的一種復(fù)合成形工藝，其成形是一個復(fù)雜的塑性變形過程。拉深一般是將一塊平板坯料在凸模和凹模的共同作用下成形出一個開口空心零件的壓制過程[1—2]，而脹形則是指將直徑較小的桶形或錐形坯料通過剛性凸模或液壓[3—5]由內(nèi)向外膨脹，使之成為各種曲面零件的壓制過程。由于完美結(jié)合了拉深和脹形工藝的優(yōu)點，拉深脹形復(fù)合成形工藝廣泛應(yīng)用于航空航天和汽車制造等領(lǐng)域。隨著國內(nèi)外航空航天制造零件所要求的形狀和精度不斷提高，對制造工藝的要求也越來越高，進而對復(fù)合工藝的探索得到了有力的推動。對于航空用高精度17-4PH不銹鋼薄壁隔碗零件的制造成形，拉深和脹形多步復(fù)合工藝具有重要的研究意義。

近年來，數(shù)值模擬技術(shù)廣泛應(yīng)用于板料塑性成形工藝、設(shè)備及模具設(shè)計等方面[6]，通過數(shù)值模擬技術(shù)能夠?qū)Τ尚芜^程中出現(xiàn)的回彈、起皺及破裂等行為進行預(yù)測，從而高效優(yōu)化成形工藝參數(shù)，提高成形質(zhì)量[7]。采用有限元技術(shù)優(yōu)化工藝將大大減少設(shè)計周期和制造成本。Padmanabhan[8]通過有限元技術(shù)對不銹鋼拉深成形工藝進行了模擬研究，最終確定了最優(yōu)的成形工藝參數(shù)，并結(jié)合試驗，驗證了數(shù)值模擬的有效性。曾一畔[9]基于數(shù)值仿真技術(shù)，研究了飛機復(fù)雜曲面零件的充液成形工藝，探究了充液工藝參數(shù)對復(fù)雜曲面蒙皮零件成形質(zhì)量的影響規(guī)律。此外，KARAFILLIS A P等[10]和WU L等[11]基于有限元技術(shù)，深入研究了針對回彈量的模具補償方法，提出了迭代法修模，最終消除了回彈的影響，使零件滿足了精度要求。

不銹鋼隔碗零件一般由不銹鋼材料制造而成。唐為鵬[12]針對17-4PH不銹鋼彈性軸承金屬隔碗冷成形回彈大、貼模性差的特點，研究了采用熱成形的方法保證了該零件的尺寸精度，同時分析了熱成形中成形方法、成形溫度、壓邊間隙、沖壓速度等工藝參數(shù)對成形零件尺寸的影響，但熱成形工藝操作繁瑣、生產(chǎn)效率低，不適宜批量生產(chǎn)。與傳統(tǒng)的拉深成形相比，液壓脹形具有可以提高成形極限和消減內(nèi)皺等優(yōu)點[13—14]。此外，該工藝在提高成形尺寸精度、表面質(zhì)量及降低模具成本等方面有較大的優(yōu)勢[15]。通過對以上隔碗成形工藝的研究和分析，文中提出了采用先拉深工藝預(yù)成形，后通過液壓脹形最終定形的多步復(fù)合工藝的方法制造不銹鋼17-4PH不銹鋼隔碗零件。

1 成形工藝分析與方案設(shè)計

1.1 隔碗零件成形工藝分析

某型飛機用高精度17-4PH不銹鋼薄壁隔碗零件為曲面淺球形結(jié)構(gòu)，其零件結(jié)構(gòu)及尺寸如圖1a所示。因該系列形狀零件都是形狀類似，尺寸有所差異如表1所示，故選取1#零件作為研究分析。1#零件添加工藝補充面后，其形狀如圖1b所示。

圖1 零件結(jié)構(gòu)及尺寸

表1 隔碗零件系列尺寸

Tab.1 Dimension of a series of spacer part

根據(jù)圖1零件結(jié)構(gòu)及尺寸、尺寸公差的輪廓度、高度以及直徑，給定坯料厚度為0.8 mm，成形后的零件弧面段的厚度不低于0.7 mm，即厚度減薄量需控制在15%以內(nèi)，同時保證零件弧面輪廓度的公差為0.1 mm。在成形件的法蘭部分，厚度不能超過0.8 mm，需要采用后續(xù)工序切除。法蘭與弧面段之間的過渡圓角半徑為=2 mm，零件成形后的高度在±0.05 mm的范圍內(nèi)。

通過對隔碗零件尺寸以及所用料進行分析，該零件的成形特點主要如下。

1）零件終成形的高度公差為±0.05 mm，輪廓度為0.1 mm，直徑公差為±0.1 mm，要保證零件型面貼合度和尺寸穩(wěn)定均勻性，宜采用拉深和脹形結(jié)合的復(fù)合成形，但應(yīng)考慮在零件圓弧頂端區(qū)域內(nèi)的減薄量，如果減薄較大，減薄量容易超差，更有甚者使頂部破裂。

2）材料采用17-4PH沉淀化不銹鋼材料進行零件成形，由于材料的強度較高，塑性差，伸長率低，回彈大。零件成形時容易破裂，成形后產(chǎn)生的回彈會嚴重影響零件弧面輪廓以及零件的高度，不利于尺寸精度的控制。

3）零件法蘭需要切除到0.8 mm以內(nèi)，切邊后應(yīng)力不均，容易再次變形，對工裝設(shè)計以及后續(xù)加工技術(shù)要求高。

1.2 隔碗零件成形方案設(shè)計

通過對隔碗零件的結(jié)構(gòu)及尺寸公差的分析，結(jié)合實際生產(chǎn)研制條件，擬采用成形方案：預(yù)拉深工藝+液壓脹形工藝。

半球形或者淺球形零件的拉深系數(shù)對于任何直徑均為定值，即=0.707，一般均可一次拉成，其拉深方法根據(jù)相對料厚/的不同，可選用帶校正作用的凹模、帶壓邊圈的拉脹模、具有拉脹筋的凹?；蚍蠢洶寄５?，但是由于隔碗材料塑性差、強度大、回彈大的特性，一次成形精度差，尺寸穩(wěn)定均勻性沒辦法保證，成形高度較高，很容易頂部破裂，故采用多步成形復(fù)合工藝，即第一道次以儲料為主的拉深預(yù)成形和第二道次以液壓為主的脹形工藝。

2 成形工藝仿真分析

對隔碗的成形性能進行分析如下：指定初步的成形工藝，然后在三維建模軟件里面建立毛坯、模具幾何形狀，然后采用板料沖壓有限元軟件Dynaform進行有限元數(shù)值模擬，根據(jù)模擬情況設(shè)計模具工作尺寸、確定試制工藝及調(diào)整成形參數(shù)，然后不斷調(diào)整模具尺寸、成形條件，直至得到理想的零件。整個零件試制控制流程如圖2所示。

2.1 拉深預(yù)成形工藝仿真分析

2.1.1 預(yù)成形數(shù)值模型建立

首先在CATIA三維建模軟件里面建立毛坯、模具幾何形狀，然后采用板料沖壓有限元軟件Dynaform進行有限元數(shù)值模擬。由于零件具有軸對稱的特點，為了減少計算時間，采用1/4模型進行模擬。由單拉試驗獲取材料參數(shù)，經(jīng)三參數(shù)Barlat屈服準則處理后輸入軟件中。板料采用四節(jié)點Belytschko- Tsay殼單元，自適應(yīng)網(wǎng)格劃分；凸凹模及壓邊圈可看作剛體，選擇剛性四節(jié)點單元進行離散網(wǎng)格劃分。接觸方式采用罰函數(shù)，接觸類型為單向面-面接觸，摩擦因數(shù)設(shè)為=0.125，拉深預(yù)成形的有限元模型如圖3所示。

圖2 隔碗成形工藝流程

圖3 拉深預(yù)成形有限元模型

2.1.2 預(yù)成形數(shù)值模擬結(jié)果

利用剛性凸模進行拉深預(yù)成形仿真，各工藝參數(shù)設(shè)置為：毛料直徑為130 mm，剛性凸模的直徑為78 mm，脹形高度為20 mm。拉深預(yù)成形模擬結(jié)果如圖4所示，模擬結(jié)果顯示零件成形良好。

2.2 液壓脹形工藝仿真分析

2.2.1 液壓脹形數(shù)值模型建立

基于第一道次成形模擬結(jié)果，取第一道次成形后試樣的幾何模型作為第二道次試樣的初始模型，同樣取1/4進行建模，材料模型及網(wǎng)格單元類型同上，進行第二道次數(shù)值模擬，模擬中以零件內(nèi)側(cè)的均布載荷作為液壓壓力，此時使零件貼模的載荷主要來源于均布壓力，而凸?；静黄鹱饔?。其有限元模型如圖5所示。

圖4 拉深預(yù)成形模擬結(jié)果

圖5 液壓脹形有限元模型

2.2.2 液壓脹形數(shù)值模擬結(jié)果

利用液壓力使板料與凹模貼膜，成形出所需尺寸的隔碗零件。

式中：為單位液壓力（MPa）；為形狀系數(shù)，球面形狀時=2；為厚度，=0.8 mm；為球面半徑，=48.2 mm（按中性層球面計算）；b為材料的抗拉強度，b=1340.5 MPa。

計算得液壓脹形力=25.69 MPa，可以先給定液壓脹形力25 MPa，壓邊力為50 kN。模擬結(jié)果如圖6所示，零件成形情況良好，符合要求。

圖6 液壓脹形模擬結(jié)果

3 結(jié)果分析與試驗驗證

3.1 拉深預(yù)成形過程工藝參數(shù)影響分析

在隔碗零件的拉深預(yù)成形過程中，壓邊力是影響成形的主要因素之一。當(dāng)壓邊圈所給壓力過小時，拉深件的法蘭邊與零件的球面都有可能發(fā)生起皺現(xiàn)象；當(dāng)壓邊圈所給壓力過大時，零件的厚度減薄量容易超差，甚至發(fā)生拉斷破裂的現(xiàn)象。

首次進行拉深有限元模擬時，不確定壓邊力的大小，可以采用定間隙壓邊的方式壓邊。常用壓邊間隙為1.1，其中為材料厚度，有限元模擬采用的板料厚度為0.8 mm，則設(shè)置壓邊間隙為0.88 mm，在模擬拉深成形過程中，壓邊圈保持不動。對17-4PH材料的隔碗零件預(yù)拉深成形所需壓邊力進行確定。利用拉深有限元模型進行計算，毛料直徑為130 mm，拉深模擬結(jié)果如圖7—8所示。

從圖7可以看出，隔碗成形過程中最大的應(yīng)力及應(yīng)變主要發(fā)生在圓角過渡區(qū)，該區(qū)域應(yīng)力比較大，材料從凹模圓角流入曲面段成形，產(chǎn)生較大應(yīng)力應(yīng)變，是比較危險的區(qū)域，主要呈現(xiàn)為減薄和起皺。

從圖8可以看出，隔碗頂部應(yīng)變較大，符合曲面成形的特性，頂部為等雙拉脹形區(qū)域，在凸模摩擦力以及材料硬化的作用下，頂部減薄明顯，故調(diào)整不同壓邊力和毛坯直徑，調(diào)整壓邊力得到最優(yōu)結(jié)果，如圖9所示。

圖7 第1主應(yīng)變

圖8 第2主應(yīng)變

圖9 零件整體厚度分布

模擬結(jié)果顯示，模擬零件的成形效果均良好，未出現(xiàn)起皺及破裂等現(xiàn)象，零件貼模情況良好，零件的厚度變化均處于公差允許的范圍之內(nèi)；最大減薄處均位于弧面頂端，其中，17-4PH材料的最小厚度為0.76 mm。在Dynaform后處理軟件中可導(dǎo)出不同材料拉深過程中壓邊圈的受力載荷時間曲線，如圖10所示。對于17-4PH材料，其在拉深過程中所需最大壓邊力為70 kN。圖11展示了該條件下毛坯直徑為130 mm時的模擬回彈結(jié)果，回彈計算采用軟件的單步隱式算法。由圖9和圖11可知，零件成形后最大減薄處與最大回彈量處均位于零件的球面頂端。

通過改變毛坯直徑的尺寸，進行毛坯直徑工藝參數(shù)優(yōu)化，基于上述建立的有限元模型，得到17-4PH不銹鋼板毛坯直徑對零件成形及回彈的影響如表2所示。

由表2可知，在拉深預(yù)成形模擬中，毛坯直徑對減薄量及回彈的影響趨勢是一致的。在125～135 mm的范圍內(nèi)，毛坯直徑的變化對厚度的減薄量基本沒有影響，而對零件頂部的最大回彈量卻存在影響，當(dāng)毛坯直徑增大時，零件成形后的最大回彈量變小，且在相同毛坯直徑的拉深條件下，17-4PH材料的最大回彈量較大，因此，在隔碗零件的拉脹控制試驗中，毛料的直徑可選擇130 mm。

圖10 拉深壓邊力歷程

圖11 直徑130 mm時模擬回彈結(jié)果

表2 17-4PH不銹鋼板直徑對成形及回彈的影響

Tab.2 Effect of the diameter of 17-4PH stainless steel sheet to forming and springback

3.2 液壓脹形過程工藝參數(shù)影響

影響液壓脹形成形的工藝參數(shù)較多，例如壓邊力、液壓脹形力、摩擦因數(shù)以及脹形速度等，而其中壓邊力和液壓脹形力是最重要的影響因素。當(dāng)壓邊力過小時，液壓脹形過程中會發(fā)生液壓油的泄漏，而液壓脹形力的大小也直接影響到毛料與凹模的貼合。

3.2.1 壓邊力影響

首次進行液壓脹形有限元模擬時，不確定壓邊力的大小，可以采用定間隙壓邊的方式壓邊。常用壓邊間隙為1.1，其中為材料厚度，有限元模擬采用的板料厚度為0.8 mm，則設(shè)置壓邊間隙為0.88 mm，在模擬液壓脹形過程中，壓邊圈保持不動。設(shè)置液壓脹形力為25 MPa（按式（1）估算）。計算完成后，壓邊圈的受力載荷時間曲線如圖12所示。

圖12 液壓脹形壓邊力歷程

分析圖12可知，在剛模拉脹成形階段（2.5×10?3s之前），壓邊力在5 kN左右時，即可保證毛料被凸模順利頂起而不發(fā)生起皺；在2.5×10?3s之后，壓邊力開始迅速爬升，最高達到45 kN，由于此時正處于液壓脹形階段，因此壓邊力才會瞬間增大，因此，可以選擇壓邊力大小為45 kN，如果壓邊力小于這個值，則在液壓脹形階段，液壓油就很可能會發(fā)生泄漏，從而使脹形不能順利進行。

3.2.2 液壓脹形力影響

在液壓脹形的預(yù)成形階段，主要是要找到能夠使毛料與凹模貼合的液壓脹形力，通過式（1）的計算，估算出了液壓脹形力的值為30 MPa。為了得到滿足實際成形試驗的液壓脹形力的值，還需通過有限元模擬進行確定。根據(jù)已估算出成形所需的液壓脹形力30 MPa，基于有限元模擬的結(jié)果對預(yù)成形液壓脹形力進行確定。

模擬試驗中，毛料直徑為130 mm。工步一中，剛性凸模直徑為105 mm，剛模拉脹成形高度為20 mm；工步二中，液壓脹形的壓邊力設(shè)置為45 kN，則模擬結(jié)果如表3所示。

從表3的模擬結(jié)果可以看出，液壓脹形力在25 MPa以上時，毛料就能夠與凹模進行貼合，因此要保證液壓脹形力≥25 MPa，才能使零件成形順利。

表3 不同液壓脹形力下毛料的貼模情況

Tab.3 Mold fitting result of blank material under different hydraulic bulging forces

3.3 試驗驗證

根據(jù)隔碗零件成形的工藝路線，結(jié)合仿真情況，設(shè)計各工步所需要的模具，最后進行隔碗零件的研制試驗。當(dāng)?shù)?道工序（拉深預(yù)成形）將毛料脹形到一定高度之后，利用液壓脹形模進行液壓脹形工序，壓邊圈與凹模間必須采取密封圈進行密封，否則液壓油會溢出，影響脹形順利進行。成形試驗機通過頂桿的推力作用于壓邊圈內(nèi)的液壓油產(chǎn)生液壓脹形力，液壓脹形力作用于毛料，最終使之與凹模貼合。利用專用設(shè)備BCS-30D/100結(jié)合所設(shè)計的脹形模具，進行了隔碗零件的脹形成形試驗。其中，BCS-30D/100通用板材成形性能試驗機的公稱壓力為300 kN，壓邊缸公稱壓力為200 kN，完全滿足試驗所需要求。

各道次試驗后的零件如圖13所示，在拉深預(yù)成形工藝中，毛坯為圓形板材，直徑為130 mm，與凸模接觸的那一面采用漆片潤滑，壓邊力為70 kN，凸模加載速度為20 mm/min，剛模拉脹成形高度為20 mm，毛料的成形情況良好。液壓脹形工藝中，將預(yù)成形得到的半成品零件進行液壓脹形，給定壓邊力為45 kN，液壓脹形力設(shè)置為50 MPa，最終得到成形后的隔碗零件如圖13b所示。

為了更好地描述成形后隔碗零件的弧面厚度情況，在測量時選取了弧面頂部、弧面中部以及法蘭邊3個位置處的厚度值1，2，3進行測量，厚度的測量工具采用高精度的超聲波測厚儀，如圖14a所示。同時，為了檢驗成形件的貼模情況，設(shè)計了測量用檢驗?zāi)?，并結(jié)合塞規(guī)進行輪廓度誤差測量，測量過程如圖14b所示。

進行5組成形試驗，所得測量結(jié)果如表4所示。為了更好地描述弧面輪廓度誤差，在弧面外表面沿高度方向均勻選取3個點，測量其輪廓度誤差Δ，Δ，Δ。由于最大回彈量基本位于零件的頂部，則Δ值即為零件的最大回彈量。

圖13 優(yōu)化工藝后最終成形隔碗零件

圖14 檢測工具及貼模檢測

表4 隔碗零件多步工藝成形試驗測量結(jié)果（修模前）

Tab.4 Multi-step forming compound process result of spacer part (before mold repair) mm

由表4的測量結(jié)果可知，成形零件的厚度能夠滿足厚度公差的要求，然而弧面的輪廓度公差與曲面高度不滿足要求，這與模擬結(jié)果是一致的，零件不完全貼模與回彈有著直接的關(guān)系。為了得到滿足尺寸公差要求的零件，需要對液壓脹形凹模進行修模。為了保證成形零件的高度滿足公差要求，拉深凹模設(shè)計為帶有裕度的橢形。修模后零件貼模效果很好，如圖14b所示。修模后的成形零件尺寸形狀公差均滿足要求，證明零件多步復(fù)合成形方案是可行的，同時也驗證了有限元模擬結(jié)果的可靠性。

零件最終定型需要切除多余的法蘭邊，頂部球冠孔的加工，以及法蘭切薄0.1 mm，以便配合后續(xù)工序。最終研制出復(fù)合生產(chǎn)要求的隔碗零件，如圖15所示。

圖15 最終成形隔碗零件

4 結(jié)論

主要針對某型飛機高精度隔碗零件的成形控制進行了研究，通過隔碗零件的工藝分析，提出了成形方案。利用有限元模擬技術(shù)和試驗的方法，對這種方案進行了論證，并確定了成形方案的工藝參數(shù)及其對成形質(zhì)量的影響，得出以下幾點結(jié)論。

1）針對17-4PH不銹鋼材料隔碗零件的成形特點，采用的最佳冷成形工藝為先進行拉深預(yù)成形、后進行液壓脹形多步復(fù)合成形工藝，對該工藝方案進行了有限元模擬仿真。

2）通過對預(yù)拉深工藝過程的數(shù)值仿真結(jié)果分析，確定了預(yù)拉深的壓邊力和坯料直徑的最佳尺寸為130 mm，此時成形后的回彈量最小。

3）通過對液壓脹形工藝的數(shù)值模擬結(jié)果分析，液壓脹形力在25 MPa以上時，毛料才能與凹模進行貼合，因此要保證液壓脹形力不低于25 MPa，才能使零件順利成形。

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Processing Parameters Optimization of Drawing-Hydraulic-Bulging Forming of High-Precision 17-4PH Stainless Steel Spacer

LAI Liang-qing1,2, CHEN Gao-sheng1,2, FENG Lin-zhao1,2, SU Zheng-tao1,2, LIU Jia1,2, LI Xiao-jun3

(1. Beijing Institute of Aeronautical Materials, AECC, Beijing 100095, China; 2. Key Lab of Materials and Application Research for Vibration & Noise Reduction, AECC, Beijing 100095, China; 3. Beihang University, Beijing 100191, China)

In view of the large springback and poor moldability of 17-4PH stainless steel during cold forming, thispaper analyzes the deep drawing and hydraulic bulging forming law of the high-precision 17-4PH stainless steel spacer parts, and determines the best process and parameters for the deep drawing and hydraulic bulging of the spacer parts. The finite element method was used to determine and optimize the process parameters in deep drawing pre-forming and hydraulic bulging. Based on the optimized results, related molds were designed and manufactured, and finally the effectiveness of the finite element method was verified through experiments. Combining the methods of numerical simulation and experiment, a multi-step forming scheme was proposed, in which the parts were preformed by deep drawing and then hydrobulged, the forming process parameters were gradually optimized, and finally a high-precision spacer part meeting the size and accuracy requirements was formed. Through numerical simulation, the best blank diameter and key process parameters in multi-step forming are obtained. Based on the design and manufacturing concept of numerical simulation optimization and experimental verification, the problems of large springback and poor moldability of 17-4PH stainless steel during cold forming are solved.

deep drawing; hydraulic bulging; numerical simulation; springback

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.03.012

TG386.3

A

1674-6457(2021)03-0104-08

2021-01-31

民用飛機專項科研（MJ-2018-F-15）

賴亮慶（1980—），男，碩士，高級工程師，主要研究方向為橡膠彈性元件。

李小軍（1984—），男，工程師，主要研究方向為金屬板料成形性能。