秦中環(huán) 徐柄桐 李保永 張樹科 李 信 葉志雄

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5A06鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形工藝研究

秦中環(huán)1徐柄桐1李保永1，2張樹科1李 信1葉志雄1

（1.北京航星機(jī)器制造有限公司，北京 100013；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，哈爾濱 150001）

以5A06鋁合金薄壁球形封頭為研制對(duì)象，針對(duì)鈑金工藝加工瓶頸和一步氣脹成形減薄過大問題，開展預(yù)先熱拉深-高溫氣脹成形工藝研究。利用有限元進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究了預(yù)成形、氣壓加載速率對(duì)壁厚分布均勻性的影響，確定預(yù)成形和終成形優(yōu)化方案，設(shè)計(jì)預(yù)成形和終成形模具，采用預(yù)拉深-高溫氣脹成形工藝試制5A06鋁合金薄壁球形封頭。結(jié)果表明，增加預(yù)成形后，球形封頭最大減薄率從48.7%減小到24%，氣壓加載速度過大或過小對(duì)成形均有不利影響。在460～480℃溫度下進(jìn)行試驗(yàn)，加載氬氣至1MPa，保壓5min，成功制備出了5A06鋁合金薄壁球形封頭，封頭表面質(zhì)量好，成形精度高，型面與樣板間隙小于0.2mm，封頭壁厚在1.16～1.52mm之間，符合壁厚不低于1.1mm的要求。

5A06鋁合金；薄壁球形封頭；高溫氣脹成形；數(shù)值模擬；成形精度

1 引言

鋁合金薄壁球形封頭在運(yùn)載火箭貯箱、載人飛行器蒙皮和衛(wèi)星罩體等方面應(yīng)用廣泛。隨著新型產(chǎn)品的研發(fā)，鋁合金薄壁球形封頭整體化、輕量化程度越來越高，制造精度要求也越來越高。在鈑金成形領(lǐng)域，鋁合金球形封頭常用制造方法主要有拼焊成形和整體成形兩種[1]。拼焊成形是先成形出多個(gè)球瓣，然后拼焊，最后校形。拼焊成形不但過程繁瑣、變形難以控制，而且焊后校形較難，尺寸精度難以達(dá)到要求，表面質(zhì)量差，成形周期長[2]。整體成形主要有沖壓成形和旋壓成形，此兩種成形方法成品率不高，易出現(xiàn)開裂等缺陷，成形后表面質(zhì)量粗糙，后續(xù)需要大量機(jī)械加工，加工成本高，制備周期長[3，4][4]。

針對(duì)5A06鋁合金薄壁球形封頭整體化、輕量化、高型面精度和表面質(zhì)量的要求，常規(guī)工藝制備困難。近年來發(fā)展起來的輕質(zhì)合金高溫氣脹成形技術(shù)是解決此類問題的一種有效方法5～[8][6][7][8]。但高溫氣脹成形普遍存在減薄率過高、壁厚均勻性較差等問題，嚴(yán)重影響終成形零件的使用性能[9～11][10] [11]。為改善高溫氣脹成形壁厚均勻性，Y. Luo等人[12]在5083鋁合金氣脹成形前增加預(yù)成形工序，通過數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究驗(yàn)證了此種復(fù)合成形工藝對(duì)提高壁厚分布均勻性、控制減薄率、降低時(shí)間成本的積極作用，減薄率由53%下降至18%，成形時(shí)間從20min以上減少至3min，空洞體積分?jǐn)?shù)由8%下降至3%。G. Luckey Jr.等人[13]通過設(shè)計(jì)正反脹形方法，獲得了厚度均勻、無褶皺、無頸縮的5083鋁合金薄壁構(gòu)件。因此，通過優(yōu)化設(shè)計(jì)預(yù)成形方式，采用預(yù)成形-超塑成形復(fù)合工藝可以制備高質(zhì)量鋁合金薄壁球形封頭[14，15][15]。

本文在高溫氣脹成形前增加熱拉深工序，通過數(shù)值模擬對(duì)比分析預(yù)成形對(duì)壁厚均勻性的改善作用，研究應(yīng)變速率對(duì)壁厚分布的影響規(guī)律，確定高溫氣脹成形工藝參數(shù)，減少試錯(cuò)成本，提高成形效率。采用預(yù)先熱拉深-高溫氣脹成形試驗(yàn)制備5A06鋁合金薄壁球形封頭，驗(yàn)證模擬結(jié)果，探討復(fù)合成形工藝的可行性，解決高質(zhì)量鋁合金薄壁球形封頭制備瓶頸。

2 試驗(yàn)材料和試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料采用東北輕合金生產(chǎn)的5A06-O鋁合金1.5mm厚板材，其化學(xué)成分如表1所示，力學(xué)性能如表2所示。5A06鋁合金為不可熱處理強(qiáng)化防銹鋁鎂合金，具有較高的強(qiáng)度、良好的耐蝕性和焊接性，是航空航天、船舶、汽車制造等領(lǐng)域的重要材料。

表2 試驗(yàn)用5A06鋁合金力學(xué)性能

2.2 高溫氣脹成形有限元模擬

本文所制備的鋁合金薄壁球形封頭由半球面和法蘭構(gòu)成，封頭直徑680mm，高度240mm，如圖1所示，成形后要求壁厚不小于1.2mm，型面與樣板間隙不超過0.3mm。

圖1 薄壁球形封頭示意圖

圖2 有限元模型

對(duì)一步高溫氣脹成形和預(yù)先熱拉深-高溫氣脹復(fù)合成形進(jìn)行有限元模擬。由于零件的對(duì)稱性，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間選擇1/4模型，如圖2所示。板材采用四節(jié)點(diǎn)殼單元，網(wǎng)格單元數(shù)為5200，增加等效塑性應(yīng)變局部自適應(yīng)網(wǎng)格細(xì)分，門檻值為0.5，最大細(xì)化級(jí)數(shù)為2，板材與模具摩擦系數(shù)為0.2。高溫氣脹成形為非線性大變形問題，變形僅對(duì)應(yīng)變速率敏感，因此采用剛塑性材料模型，本構(gòu)方程為：

式中：K是與材料有關(guān)的常數(shù)，m是應(yīng)變速率敏感性指數(shù)，通過高溫拉伸試驗(yàn)，在溫度為470℃時(shí)，K=159MPa，m=0.4。

2.3 熱拉深-高溫氣脹成形試驗(yàn)

圖3 薄壁球形封頭高溫氣脹成形過程

由于單一的高溫氣脹成形會(huì)使板材減薄嚴(yán)重，因此在高溫氣脹成形前增加了熱拉深預(yù)成形。本文中鋁合金薄壁球形封頭預(yù)拉深-高溫氣脹成形過程如圖3所示，首先凸模下行，進(jìn)行板料預(yù)成形，預(yù)成形結(jié)束后正向通入氬氣，進(jìn)行高溫氣脹成形，完全貼膜后即獲得所需形狀零件。鋁合金薄壁球形封頭預(yù)拉深-高溫氣脹成形模具如圖4所示，上模設(shè)有進(jìn)氣管，下模底部設(shè)有排氣孔，模具材料選取45#鋼。由于45#鋼高溫線膨脹系數(shù)小于5A06鋁合金高溫線膨脹系數(shù)，因此在模具設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)型腔尺寸放大了5‰。試驗(yàn)設(shè)備采用法國ACB 500T 熱成形/超塑成形機(jī)。

圖4 薄壁球形封頭高溫氣脹成形模具

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 熱拉深預(yù)成形對(duì)高溫氣脹成形的影響

圖5 一步氣脹成形模擬結(jié)果

圖6 預(yù)拉深+高溫氣脹復(fù)合成形模擬結(jié)果

在一步氣脹成形模擬過程中，對(duì)法蘭材料邊緣節(jié)點(diǎn)進(jìn)行固定約束。圖5a為一步氣脹成形后壁厚分布云圖，圖5b為截面壁厚減薄率分布曲線。可見成形后壁厚從下至上近似呈拋物線遞增狀態(tài)，最薄處為0.77mm，出現(xiàn)在球形封頭底部。最厚處為1.54mm，壁厚變化快、波動(dòng)大，無法滿足壁厚不低于1.1mm的要求。這是由于板料法蘭區(qū)材料不參與變形，造成局部區(qū)域減薄嚴(yán)重。圖6a、圖6b為采用預(yù)拉深+高溫氣脹復(fù)合成形方法的壁厚分布模擬結(jié)果，圖6c為預(yù)成形和終成形后截面壁厚減薄率分布曲線。由向位移可知，預(yù)成形后，板料向凹模中心滑動(dòng)56.7mm，預(yù)成形后壁厚變化不大（1.30～1.46mm），最薄處出現(xiàn)在凸模圓角處。預(yù)拉深時(shí)凸模表面接觸底部，底部變形程度小，避免底面終成形減薄過于嚴(yán)重。終成形后，側(cè)壁截面厚度分布曲線出現(xiàn)三個(gè)峰值，第一個(gè)峰值處于曲線的a點(diǎn)，即終成形凹模底部中心處，此處減薄率最大，為24%。第二個(gè)峰值處于曲線的b點(diǎn)，即預(yù)成形凸模圓角與終成形凹模中心之間交界處，此處減薄率為17%。第三個(gè)峰值處于曲線的c點(diǎn)，即預(yù)成形凸模圓角處，此處減薄率為11.8%。

在拉探過程中，假如毛坯的相對(duì)厚度較小、拉深系數(shù)較小，拉深毛坯的法蘭變形區(qū)在切向壓應(yīng)力的作用下很可能發(fā)生失穩(wěn)起皺現(xiàn)象。在鋁合金薄壁球形封頭預(yù)成形試驗(yàn)過程中，由于壓邊力不夠等原因?qū)е路ㄌm部位起皺，如圖7a所示。雖然高溫氣脹成形有一定消除褶皺的作用，但是經(jīng)過多次試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)法蘭褶皺高度大于板料厚度時(shí)，無論如何調(diào)整高溫氣脹成形工藝參數(shù)，都無法消除鋁合金薄壁球形封頭法蘭部位褶皺，如圖7b所示。因此，在鋁合金薄壁球形封頭預(yù)成形過程中，必須設(shè)置合適的壓邊力，避免鋁合金薄壁球形封頭在預(yù)成形過程中法蘭起皺。如果無法避免起皺，也需使褶皺高度小于板料厚度。

圖7 薄壁球形封頭法蘭褶皺

在預(yù)拉深+高溫氣脹復(fù)合成形中，溫度過高或過低對(duì)成形質(zhì)量均有不利影響。在400℃溫度下進(jìn)行了鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形試驗(yàn)，成形結(jié)果如圖8所示，鋁合金薄壁球形封頭底部開裂。這是由于氣脹成形溫度較低，5A06鋁合金塑性變形能力較差，無法氣脹成形出鋁合金薄壁球形封頭。5A06鋁合金延伸率會(huì)隨著溫度的升高而增加，因此，提高氣脹成形溫度有助于鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形。但是，氣脹成形溫度應(yīng)控制在520℃以下，否則容易出現(xiàn)由局部區(qū)域溫度過高而引起鋁合金薄壁球形封頭材料過燒。

圖8 薄壁球形封頭底部開裂

3.2 應(yīng)變速率對(duì)高溫氣脹成形的影響

進(jìn)行不同應(yīng)變速率高溫氣脹成形有限元模擬，圖9分別為0.0005s-1、0.001s-1和0.005s-1應(yīng)變速率下終成形后截面壁厚減薄率分布曲線對(duì)比圖。可見應(yīng)變速率不同，a處最大壁厚減薄率相近，b處應(yīng)變速率為0.005s-1減薄率峰值最大，c處應(yīng)變速率為0.0005s-1時(shí)減薄率峰值最大。這是由于材料對(duì)應(yīng)變速率敏感，提高應(yīng)變速率，材料超塑性降低，變形不均勻程度增加，使其局部減薄嚴(yán)重。降低應(yīng)變速率，材料變形能力增加，預(yù)成形凸模圓角處在終成形時(shí)更容易發(fā)生變形，減薄率峰值增加。

圖9 應(yīng)變速率0.0005s-1、0.001s-1和0.005s-1下截面壁厚減薄率分布曲線對(duì)比圖

在470℃溫度下，按照應(yīng)變速率0.005s-1加載氣壓，進(jìn)行了鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形試驗(yàn)，成形結(jié)果如圖10所示。鋁合金薄壁球形封頭法蘭與球面交界處開裂，這是由于氣壓加載速度過快，鋁合金薄壁球形封頭法蘭與球面交界處受到的拉應(yīng)力超過了5A06鋁合金在該溫度下的抗拉強(qiáng)度，導(dǎo)致該處迅速發(fā)生頸縮開裂。因此，在鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形過程中要控制氣壓加載速度，但是，氣壓加載速度也不宜過慢，氣壓加載速度太慢會(huì)使5A06鋁合金暴露在高溫環(huán)境下的時(shí)間增加，影響5A06鋁合金薄壁球形封頭成形后的力學(xué)性能，加工成本和周期也會(huì)大幅上升。

圖10 薄壁球形封頭法蘭與球面交界處開裂

3.3 溫氣脹成形鋁合金薄壁球形封頭成形精度分析

圖11 氣壓加載曲線

圖12 鋁合金薄壁球形封頭樣件

在460～480℃溫度下，進(jìn)行了鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形試驗(yàn)，為實(shí)現(xiàn)壁厚均勻性控制，鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形試驗(yàn)中應(yīng)變速率設(shè)為0.001s-1，按照?qǐng)D11曲線加載氣壓，加載至1MPa，保壓5min，成功制備出鋁合金薄壁球形封頭。切除余量、酸洗后的鋁合金薄壁球形封頭如圖12所示，外表光潔，成形效果良好。采用樣板對(duì)鋁合金薄壁球形封頭型面進(jìn)行測量，樣板與鋁合金薄壁球形封頭型面間隙小于0.2mm。

采用超聲波測厚儀對(duì)鋁合金薄壁球形封頭壁厚進(jìn)行了測量，在球面上每間隔50mm測量一點(diǎn)，壁厚分布如圖13所示，從圖中可以看出，薄壁球形封頭壁厚分布與數(shù)值模擬一致性較好。其中法蘭部位厚度為1.52mm，比原始板材1.5mm增厚了0.02mm，這是由于鋁合金薄壁球形封頭在熱拉深預(yù)成形過程中，法蘭部位增厚，并且在鋁合金薄壁球形封頭高溫氣脹成形過程中未參與變形。鋁合金薄壁球形封頭整體壁厚在1.16～1.52mm之間，滿足了設(shè)計(jì)壁厚不低于1.1mm的要求。

圖13 薄壁球形封頭壁厚測量結(jié)果

4 結(jié)束語

a. 熱拉深-高溫氣脹復(fù)合工藝可以解決一步氣脹成形壁厚減薄率過大問題，通過設(shè)計(jì)預(yù)成形模具、控制成形溫度和氣壓加載速率，最大減薄率從48.7%減小到24%；

b. 在460～480℃溫度下，以應(yīng)變速率為0.001s-1的氣壓加載速度，加載至1MPa，保壓5min，采用高溫氣脹成形工藝成功制備出5A06鋁合金薄壁球形封頭。封頭表面質(zhì)量好，成形精度高，型面與樣板間隙小于0.2mm；

c. 采用高溫氣脹成形工藝制備的5A06鋁合金薄壁球形封頭壁厚在1.16～1.52mm之間，滿足了設(shè)計(jì)壁厚不低于1.1mm的要求。

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Research on High Temperature Gas Bulging Forming of Aluminum Alloy 5A06 for Thin Wall Spherical Head

Qin Zhonghuan1Xu Bingtong1Li Baoyong1，2Zhang Shuke1Li Xin1Ye Zhixiong1

(1. Beijing Hangxing Techology Development Co., Ltd., Beijing 100013； 2. Harbin Institute of Technology, Harbin 150001)

Taking 5A06 aluminum alloy thin wall spherical head as the research object, aiming at the bottleneck of the sheet metal processing and the problem of over-slimming in one-step gas bulging forming, the pre-heat drawing-high temperature gas bulging forming process was studied. The finite element method was used for numerical simulation analysis to study the effect of preforming and pressure loading rate on the uniformity of wall thickness distribution. By determining the optimal solution for preforming and final forming and designing preforming and final forming dies, the 5A06 aluminum alloy thin wall spherical heads were trial-manufactured by pre-heat drawing-high temperature gas bulging forming process. The results show that the maximum thinning rate of the spherical head decreases from 48.7% to 24% after the preforming is applied, and too large or too small air pressure loading speed has an adverse effect on the forming. The 5A06 aluminum alloy thin wall spherical head was successfully prepared at temperature of 460～480℃. Argon gas was loaded to 1MPa and maintained for 5 minutes. The surface quality of the head is good and the forming accuracy is high. The gap between the surface and the template is less than 0.2mm. The wall thickness of the head is between 1.16mm and 1.52mm, which meets the requirement of a wall thickness of not less than 1.1mm.

5A06 aluminum alloy；thin wall spherical head；high temperature gas bulging forming；numerical simulation；forming accuracy

2018-11-03

秦中環(huán)（1989），高級(jí)工程師，材料加工工程專業(yè)；研究方向：鈦合金、鋁合金、高溫合金等材料的熱成形和超塑成形工藝。