趙琳瑜，張鋒，寫旭，溫樹斌，王猛，張立平，李忻婷

西安航天動(dòng)力機(jī)械有限公司 陜西西安 710025

1 序言

隨著航天用發(fā)動(dòng)機(jī)金屬殼體輕質(zhì)化、高強(qiáng)度、高精度要求的不斷提升，殼體結(jié)構(gòu)和剛度設(shè)計(jì)不斷得到優(yōu)化，帶臺(tái)階變壁厚圓筒殼體由于能同時(shí)滿足薄壁輕質(zhì)和高強(qiáng)度的要求，因此已成為殼體結(jié)構(gòu)的重要組成部分，其應(yīng)用型號(hào)逐年增加。采用整體旋壓成形可有效解決殼體帶臺(tái)階圓筒焊接成形工藝流程復(fù)雜、焊縫干涉、與外部件裝配變形等質(zhì)量問題，且減少了圓筒環(huán)焊縫數(shù)量，有效提升了發(fā)動(dòng)機(jī)殼體的可靠性，因此整體旋壓成形變壁厚帶臺(tái)階圓筒工藝方法已成為殼體圓筒制造中一項(xiàng)非常重要和關(guān)鍵的工藝方法[1]。

由于該結(jié)構(gòu)圓筒帶臺(tái)階、壁厚梯度大、形狀精度高、臺(tái)階環(huán)間距要求嚴(yán)格等特點(diǎn)，致使圓筒成形幾何精度低、形位精度難以控制。哈爾濱工業(yè)大學(xué)李萍等[2]對帶臺(tái)階圓筒旋輪運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行研究，確定了處于斜坡時(shí)各旋輪的壓下量之間的匹配關(guān)系。中國三江航天集團(tuán)通過兩種旋壓工藝試驗(yàn)對比，分析了帶臺(tái)階薄壁圓筒旋壓過程中出現(xiàn)的內(nèi)徑一致性較差的問題。試驗(yàn)表明，帶臺(tái)階薄壁圓筒內(nèi)徑一致性較差時(shí)，應(yīng)合理布置旋壓道次，分配道次減薄率，能夠有效控制圓筒內(nèi)徑尺寸，提高產(chǎn)品內(nèi)徑的一致性[3]。本文針對以上問題，開展帶臺(tái)階薄壁圓筒整體旋壓成形工藝研究，對大梯度變壁厚圓筒旋壓成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬，探尋更加合理的工藝參數(shù)，通過試驗(yàn)驗(yàn)證優(yōu)化，最終確定了適合臺(tái)階旋壓成形精度控制的工藝參數(shù)。

2 產(chǎn)品及工藝設(shè)計(jì)

大梯度變壁厚帶臺(tái)階薄壁圓筒旋壓毛坯材料為航天用30CrMnSiA高強(qiáng)度鋼環(huán)鍛件，退火狀態(tài)。產(chǎn)品結(jié)構(gòu)如圖1所示。臺(tái)階壁厚是薄壁段壁厚的2.5倍，壁厚變化梯度大。壁厚公差控制在0.15mm，臺(tái)階長度公差±0.5mm，圓度0.5mm，臺(tái)階處圓跳動(dòng)1.35mm。

圖1 大梯度變壁厚圓筒結(jié)構(gòu)

初步確定旋壓工藝參數(shù)如下。

（1）減薄率 30CrMnSiA鋼鍛件經(jīng)退火后具有良好的可旋性，毛坯壁厚為16mm，旋壓道次為4道次。

（2）進(jìn)給比 初步確定終旋道次主軸轉(zhuǎn)速為80r/m、進(jìn)給比為1.2mm/r。

（3）旋壓輪圓角半徑 選用圓角為R8mm的旋壓輪。

3 數(shù)值模擬

3.1 模擬計(jì)算

建立臺(tái)階圓筒強(qiáng)力旋壓成形有限元仿真模型，參考計(jì)算和旋壓經(jīng)驗(yàn)確定旋輪攻角為25°，設(shè)定旋壓毛坯為均質(zhì)變形體，旋輪和芯模均定義為解析剛體。芯模、毛坯和三旋輪旋壓模型如圖2所示。

圖2 旋壓模型

根據(jù)相關(guān)研究顯示，芯模帶動(dòng)毛坯自旋轉(zhuǎn)相比旋輪繞芯模公轉(zhuǎn)，在計(jì)算時(shí)間成本、模型貼膜性、成形壁厚均勻性等方面均有優(yōu)勢[4]。因此，本次模擬選擇與實(shí)際旋壓過程一致的方法，即芯模帶動(dòng)毛坯自旋轉(zhuǎn)。采用六面體結(jié)構(gòu)化中性軸算法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，厚度方向劃分4層網(wǎng)格，采用ALE（網(wǎng)格自適應(yīng)重劃）技術(shù)。

圖3所示為采用主軸轉(zhuǎn)速80r/m、進(jìn)給比為1.2mm/r時(shí)產(chǎn)生的網(wǎng)格畸變。從圖3可看出，旋壓過程中有明顯的材料反擠和嚴(yán)重隆起現(xiàn)象，從而導(dǎo)致計(jì)算報(bào)錯(cuò)中止。

圖3 旋壓過程中網(wǎng)格畸變

將主軸轉(zhuǎn)速設(shè)定為60r/m、進(jìn)給比為1.0mm/r時(shí)，模擬過程平穩(wěn)進(jìn)行。起旋部位產(chǎn)生反擠和翻邊，但未影響后續(xù)模擬過程，如圖4所示。

圖4 旋壓模擬過程

3.2 過程分析

（1）應(yīng)力分析 圖5所示紅色部位為毛坯與旋輪接觸最大應(yīng)力處，旋壓毛坯終旋端受到軸向和旋轉(zhuǎn)固定約束，旋壓過程中，在旋輪三向壓力作用下，旋輪與毛坯接觸以外的未旋壓區(qū)域存在軸向壓力和周向扭力作用。

圖5 一道次旋壓中應(yīng)力云圖

圖6所示為同一母線方向旋輪與材料接觸處的三向應(yīng)力分布情況。旋壓徑向力是旋輪對毛坯沿徑向的壓力，在毛坯與旋輪的接觸區(qū)域較大。軸向力最大值比徑向力最大值略小，作用范圍較廣。周向力在旋壓區(qū)域的分布規(guī)律與軸向力相似，其應(yīng)力值比其他兩向應(yīng)力小。

圖6 同一母線上三向應(yīng)力分布

（2）應(yīng)變位移分析 圖7所示為二道次旋壓時(shí)不同時(shí)刻材料等效塑性應(yīng)變云圖。起旋時(shí)，材料受約束端頭位置的等效塑性應(yīng)變很小，隨著從起旋階段到旋壓平穩(wěn)，等效塑性應(yīng)變也逐漸增大，到旋壓穩(wěn)定時(shí)，等效塑性應(yīng)變基本保持不變。

圖7 不同時(shí)刻材料等效塑性應(yīng)變云圖

隨著旋壓過程的進(jìn)行，變形金屬向軸向和周向流動(dòng)，旋輪前方材料受到約束，會(huì)產(chǎn)生隆起和內(nèi)凹。旋輪正下方材料發(fā)生塑性變形，旋輪前方材料產(chǎn)生彈塑性變形，上下臺(tái)階處壓下量不一致，旋壓力梯度變化較大，筒體將產(chǎn)生內(nèi)壁凹陷和外壁隆起現(xiàn)象。隨著旋壓的持續(xù)進(jìn)行，變形高度逐漸增大，旋壓穩(wěn)定后，內(nèi)外變形趨于平緩，高度不再增加。

（3）臺(tái)階位置應(yīng)力應(yīng)變情況 圖8所示為成形臺(tái)階時(shí)應(yīng)力突變情況。從圖8可看到，上下臺(tái)階位置變形梯度大、應(yīng)力發(fā)生突變，材料變形狀態(tài)不穩(wěn)定，這時(shí)旋壓過程對參數(shù)異常敏感，特別是進(jìn)給率、減薄率，會(huì)直接影響旋壓材料變形穩(wěn)定性，稍有異常將導(dǎo)致旋輪前材料隆起失穩(wěn)，甚至開裂。

圖8 終旋道次材料變形云圖及臺(tái)階成形應(yīng)力變化情況

4 結(jié)果分析

4.1 道次減薄率對擴(kuò)徑量的影響

以25%、40%、50%、65%和75%的減薄率進(jìn)行模擬分析，道次減薄率與圓筒擴(kuò)徑量的關(guān)系如圖9所示。當(dāng)?shù)来螠p薄率取25%、40%、50%時(shí)，圓筒擴(kuò)徑量隨著減薄率增大降幅較大；當(dāng)減薄率取65%、75%時(shí)，圓筒擴(kuò)徑量變化不大，為0.2～0.5mm，說明在此范圍內(nèi)金屬塑性變形時(shí)切向變形量趨于平衡。因此，為獲得良好的形狀精度，在抗拉強(qiáng)度允許的情況下，應(yīng)采用較大減薄率。對于臺(tái)階位置，小的減薄率會(huì)產(chǎn)生擴(kuò)徑現(xiàn)象，因此采用在終旋前道次形成臺(tái)階壁厚，而在終旋道次一次成形臺(tái)階方案。

圖9 旋壓減薄率和擴(kuò)徑量的關(guān)系

4.2 旋輪進(jìn)給比對擴(kuò)徑量的影響

旋輪進(jìn)給比分別取0.6mm/r、0.8mm/r、1.0mm/r、1.2mm/r和1.5mm/r，隨著進(jìn)給比增大，圓筒直徑擴(kuò)徑量有減小趨勢，但過大或多小的旋輪進(jìn)給比均會(huì)使擴(kuò)徑量有不同程度的增大，如圖10所示。綜合考慮試驗(yàn)曲線和旋壓件表面質(zhì)量，旋輪進(jìn)給比取1.0mm/r時(shí)，圓筒直徑擴(kuò)徑量控制效果最好。

圖10 旋輪進(jìn)給比與擴(kuò)徑量的關(guān)系

4.3 旋輪圓角半徑對擴(kuò)徑量的影響

旋輪圓角半徑分別為R3mm、R4mm、R6mm和R8mm，隨著旋輪圓角半徑的增大，旋輪與工件接觸區(qū)面積增大，接觸區(qū)材料環(huán)向流動(dòng)劇烈，擴(kuò)徑量增加，如圖11所示。

圖11 旋輪圓角半徑與擴(kuò)徑量的關(guān)系

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

5.1 試驗(yàn)件工藝實(shí)施情況

（1）旋壓工藝參數(shù)

1）旋壓減薄率：30CrMnSiA鍛件經(jīng)退火后具有良好的可旋性，依據(jù)前述減薄率對產(chǎn)品精度影響的模擬分析結(jié)果，針對帶臺(tái)階產(chǎn)品結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，確定旋壓毛坯壁厚為16mm，旋壓道次為4道次，終旋道次減薄率為43%。

2）進(jìn)給比：進(jìn)給比對旋壓零件壁厚的回彈量、內(nèi)徑擴(kuò)徑量、表面粗糙度以及旋壓力大小都有較大的影響。依據(jù)前述旋壓進(jìn)給比對圓筒精度影響數(shù)值仿真模擬結(jié)果，初步確定帶臺(tái)階圓筒4個(gè)道次每道次旋輪進(jìn)給比分別為0.85mm/r、1.1mm/r。

3）旋壓輪圓角半徑：仿真模擬結(jié)果顯示，旋壓輪圓角為R6mm/25°，在適當(dāng)?shù)男龎簻p薄率和進(jìn)給率情況下，有利于控制圓筒貼膜率，即可以滿足臺(tái)階處成形精度，避免內(nèi)型面突起，也可以保證直線度和圓度精度要求。與此同時(shí)，考慮生產(chǎn)效率，圓筒整個(gè)多道次旋壓過程采用一種旋壓輪，中間道次不用更換工裝。

（2）試驗(yàn)結(jié)果 試驗(yàn)階段旋壓工藝參數(shù)見表1，對3件帶臺(tái)階圓筒檢測結(jié)果見表2。

表1 帶臺(tái)階圓筒工藝試驗(yàn)各道次旋壓工藝參數(shù)

表2 帶臺(tái)階圓筒仿真驗(yàn)證試件檢測記錄 （mm）

分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得出如下結(jié)論。

1）壁厚尺寸基本達(dá)到試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)值。

2）直徑尺寸與目標(biāo)值相差較大，上臺(tái)階處的斜坡外部有凸起、內(nèi)部有凹陷。

3）實(shí)際旋壓圓筒直徑值偏大，造成圓筒貼模程度嚴(yán)重下降，其圓跳動(dòng)和圓度指標(biāo)均與要求值有較大差距。

5.2 優(yōu)化后旋壓工藝實(shí)施情況

基于試驗(yàn)旋壓結(jié)果，針對圓筒旋壓貼模率問題，對仿真模擬參數(shù)進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整，將終旋道次旋壓減薄率由43%提高到60%、終旋道次進(jìn)給比優(yōu)化為1.0mm/r，再次進(jìn)行了仿真模擬計(jì)算，其模擬結(jié)果較之前直徑減小了近0.1%。根據(jù)仿真結(jié)果，開展了優(yōu)化后的工藝參數(shù)試驗(yàn)研究，適當(dāng)將粗旋道次的減薄量分配給后兩個(gè)道次。為防止材料因徑向流量增加而出現(xiàn)明顯的擴(kuò)徑現(xiàn)象，采用貼膜旋壓方法，依靠模胎的形狀精度來約束臺(tái)階圓筒形狀變化。上下臺(tái)階位置由于要保證材料變形均勻性和旋壓過程平緩，因此進(jìn)給率應(yīng)保持穩(wěn)定。優(yōu)化后其詳細(xì)工藝參數(shù)見表3，檢測結(jié)果見表4。

表3 帶臺(tái)階圓筒優(yōu)化后的旋壓工藝參數(shù)

表4 帶臺(tái)階圓筒工藝參數(shù)優(yōu)化后旋壓檢測記錄（mm）

從表4可看出，按優(yōu)化方案進(jìn)行了6件帶臺(tái)階產(chǎn)品的旋壓加工，其中僅有5號(hào)試件在旋壓成形后圓度最大值超過0.5mm，達(dá)0.6mm，且臺(tái)階圓跳動(dòng)達(dá)到1.4mm，其余圓跳動(dòng)和圓度均在要求范圍內(nèi)，臺(tái)階形狀表觀質(zhì)量良好。工藝優(yōu)化后旋壓的臺(tái)階圓筒實(shí)物如圖12所示。

圖12 工藝優(yōu)化后旋壓的臺(tái)階圓筒實(shí)物

6 結(jié)束語

通過模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證分析可以得到以下結(jié)論。

1）道次減薄率：臺(tái)階宜采用一次旋壓成形，增大道次減薄率有利于控制圓度和臺(tái)階圓跳動(dòng)精度，但筒體直徑將減小，脫模卸料將存在劃傷內(nèi)壁和芯模表面的風(fēng)險(xiǎn)。根據(jù)薄壁帶臺(tái)階圓筒產(chǎn)品結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，終旋道次減薄率宜控制在60%左右。

2）進(jìn)給比：增大進(jìn)給比對減小圓筒擴(kuò)徑量有積極作用，旋輪進(jìn)給比取較大值，考慮到道次減薄率偏大，易產(chǎn)生材料堆積隆起，臺(tái)階前后內(nèi)凹和外凸將急劇增加，圓筒表觀質(zhì)量將變差，因此薄壁段旋輪進(jìn)給比取1.0mm/r較為適宜。

3）旋壓輪圓角半徑：綜合考慮減薄率、進(jìn)給比和臺(tái)階尺寸，以及臺(tái)階前后材料內(nèi)凹和外凸精度控制，旋壓輪圓角半徑選擇為R6mm較為合適。