徐曉 張川洋 肖剛鋒 夏琴香

（華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣東廣州 510640）

薄壁深杯形件是航空航天、汽車、核能等領(lǐng)域的關(guān)鍵核心部件中一類基礎(chǔ)零部件，在設(shè)備中主要起承載及傳遞運(yùn)動的作用，如航天器燃料儲箱、變速箱殼體及反應(yīng)堆外殼等［1］。目前，對于此類薄壁深杯形件，傳統(tǒng)的加工方法為采用多道次沖壓拉深成形工藝制備［2］，由于深杯形件薄壁、大長徑比的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及拉深成形工藝本身的局限，成形后的零件存在較大程度的壁厚減薄和壁厚不均現(xiàn)象，導(dǎo)致拉深成形工藝所能獲得的極限尺寸公差較難滿足高精度的要求，且成形效率低、成本高，無法滿足此類基礎(chǔ)零部件龐大的市場需求。

旋壓是借助于旋輪的進(jìn)給運(yùn)動，加壓于隨芯模沿同一軸線旋轉(zhuǎn)的金屬毛坯，使其產(chǎn)生連續(xù)局部塑性成形而成為所需空心零件的一種近凈精密塑性成形方法，可分為拉深旋壓、流動旋壓等［3-4］。對于深杯形零件，可采用拉深旋壓成形出杯形預(yù)制件，然后通過流動旋壓的方法通過壁厚減薄獲得深杯形件［5］。由于不同的旋壓工藝所需的旋輪結(jié)構(gòu)不同，成形過程中需更換旋輪，從而增加生產(chǎn)成本，降低生產(chǎn)效率。為降低因單工序旋壓逐步成形帶來的加工硬化、成形效率低等問題，提出將不同旋壓工藝組合在一起的多工藝復(fù)合旋壓成形方法，多工藝復(fù)合旋壓成形使變形金屬在一道次同時完成拉深、流動等旋壓成形工序，極大地提高成形效率。目前對于多工藝復(fù)合旋壓成形方面的研究較少，僅Xu等［6］采用拉深-流動復(fù)合旋壓方法，利用一個圓弧形拉深旋壓用旋輪與兩個雙錐面流動旋壓用旋輪進(jìn)行合理配置，在一道次旋壓成形中同時完成拉深旋壓與流動旋壓兩個工序，成功制備出帶內(nèi)齒的杯形件。以上關(guān)于多工藝復(fù)合旋壓成形的研究主要集中在輪輻及帶內(nèi)齒杯形件等復(fù)雜構(gòu)件的成形方法，關(guān)于多工藝復(fù)合旋壓成形機(jī)理的研究還未見相關(guān)報道。由于深杯形件旋壓成形時壁厚減薄率較大，且復(fù)合旋壓時，不同旋輪作用下的材料變形還存在相互影響，其材料流動及塑性變形規(guī)律極為復(fù)雜，因此研究薄壁深杯形件多工藝復(fù)合旋壓成形規(guī)律與變形機(jī)理，對實(shí)現(xiàn)此類零件的高效、高精度成形具有重要的指導(dǎo)意義。

本文基于Abaqus軟件，構(gòu)建長徑比為0.9、壁厚為1.3 mm 的深杯形件拉深-流動復(fù)合旋壓成形有限元模擬模型，研究深杯形件復(fù)合旋壓成形時的應(yīng)力應(yīng)變分布及材料流動行為，揭示了復(fù)合旋壓成形機(jī)理，并結(jié)合旋壓成形試驗，驗證了有限元模擬的準(zhǔn)確性。

1 多工藝復(fù)合旋壓工藝參數(shù)的選擇

本文中以SPHC（Steel plate of hot rolled for com?mercial）熱軋鋼板深杯形件為研究對象，采用拉深-流動復(fù)合旋壓進(jìn)行成形，如圖1所示。

圖1 多工藝復(fù)合旋壓成形示意圖Fig.1 Schematic diagram of multi-process compound spinning

多工藝復(fù)合旋壓使用1 個拉深旋輪（旋輪1）和兩個流動旋輪（旋輪2、旋輪3），3個旋輪在圓周方向上均勻分布，在軸向方向上分別錯開一定的距離，旋壓時3個旋輪同時進(jìn)給，將圓板毛坯成形為杯形件的同時，使壁厚減薄，在一道工序中同時完成板坯的拉深成形和壁厚減薄。

參考錯距旋壓成形工藝與拉深旋壓工藝［7-8］，多工藝復(fù)合旋壓工藝參數(shù)如表1所示。

表1 旋壓工藝參數(shù)Table 1 Spinning process parameters

毛坯與芯模參數(shù)的選取如表2所示。由于有關(guān)多工藝復(fù)合旋壓拉深旋輪與流動旋輪之間的軸向錯距量的研究還未見報道，為研究軸向錯距量a12對旋壓的影響，軸向錯距量a12在保證旋輪之間不發(fā)生幾何干涉的條件下，應(yīng)滿足a12≥［Δ2-rρ（1-cos（αρ）］/tanαρ+rρsin（αρ），（其中，a12為拉深用旋輪與流動用旋輪軸向錯距量，mm；αρ為流動旋輪成形角，°；rρ為流動旋壓用旋輪過渡圓角半徑，mm）。本文分別取a12為2.5、5.3、8mm進(jìn)行研究。

表2 毛坯和芯模參數(shù)Table 2 Parameters of blank and mandrel

拉深旋輪采用復(fù)合型面旋輪（如圖2所示），在旋壓成形時，旋輪大圓弧工作面產(chǎn)生拉深變形，小圓弧型面主要產(chǎn)生扎壓、彎曲變形；其中小圓弧半徑Rρ2≥5t0，本文中取18 mm 進(jìn)行研究［9］，拉深旋輪最終幾何形面參數(shù)如表3所示。

表3 拉深旋輪幾何型面參數(shù)Table 3 Geometric parameters of deep drawing roller

圖2 拉深旋壓用旋輪Fig.2 Roller for deep-drawing spinning

兩個流動旋壓用旋輪采用帶光整段的雙錐面旋輪（如圖3所示）［10］，幾何參數(shù)如表4所示。

表4 流動旋壓用旋輪幾何參數(shù)Table 4 Geometric parameters of flowing roller

圖3 流動旋壓用旋輪Fig.3 Roller for flowing spinning

2 有限元模型的建立

通過有限元模擬，可獲取成形過程中的應(yīng)力、應(yīng)變及材料流動分布規(guī)律，研究多工藝復(fù)合旋壓成形機(jī)理。圖4為Abaqus模擬軟件構(gòu)建的深杯形件多工藝復(fù)合旋壓有限元模型。

圖4 多工藝復(fù)合旋壓有限元模型Fig.4 Finite element model of multi-process compound spinning

毛坯的材料是SPHC 酸洗熱軋鋼板，含碳量≤0.15%［11］，擁有較好的塑性，其力學(xué)性能參數(shù)如表5所示。在有限元模型中，忽略材料的各向異性及旋輪與毛坯間的熱效應(yīng)，假設(shè)材料均勻連續(xù)。

表5 SPHC熱軋鋼板力學(xué)性能Table 5 Mechanical properties of SPHC hot rolled steel

在有限元模型中將毛坯設(shè)置為變形體，旋輪、芯模設(shè)置為解析剛體［12］。為了控制“沙漏模式”，單元類型采用六面體單元C3D8r。為了減少網(wǎng)格數(shù)量，毛坯底部不變形區(qū)域的中心孔設(shè)置為Ф32 mm，網(wǎng)格總數(shù)為49 212個。摩擦關(guān)系使用庫倫摩擦，毛坯與芯模之間的摩擦系數(shù)為0.10；毛坯與旋輪之間為滾動摩擦，摩擦系數(shù)取值應(yīng)小一些，本文取值0.05［13-14］。

3 多工藝復(fù)合旋壓成形機(jī)理研究

如圖5所示，多工藝復(fù)合旋壓成形過程按照旋壓進(jìn)程可以分為3個階段：拉深旋壓階段、流動旋壓起始階段和復(fù)合旋壓穩(wěn)定階段。

圖5 多工藝復(fù)合旋壓不同階段Fig.5 Different stages of multi-process compound spinning

拉深旋壓階段，只有旋輪1和坯料接觸，該階段材料只發(fā)生拉深變形；流動旋壓起始階段，從旋輪2 與坯料開始接觸到旋輪3 與坯料完全接觸，在該階段流動旋輪與坯料接觸的區(qū)域受到流動的作用發(fā)生進(jìn)一步的變形；在流動旋壓用旋輪完全參與旋壓變形后，旋壓進(jìn)入到穩(wěn)定旋壓階段，該階段圓柱段部分按照材料變形特點(diǎn)可以將旋壓件劃分為軸向拉應(yīng)變最大的已成形區(qū)域、在流動用旋輪作用下徑向應(yīng)變由拉應(yīng)變開始轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變的過渡區(qū)域、徑向應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變的拉深成形區(qū)域。

3.1 應(yīng)變分析

多工藝復(fù)合旋壓不同旋壓階段外層區(qū)域等效應(yīng)變沿母線的分布規(guī)律如圖6 所示。由圖6 可知，在拉深旋壓階段，最大等效應(yīng)變出現(xiàn)在旋壓件的口部位置（Ⅰ區(qū)）。在流動旋壓起始階段，最大等效應(yīng)變出現(xiàn)在流動旋輪與坯料接觸的外層區(qū)域（Ⅱ區(qū)）。到了復(fù)合旋壓穩(wěn)定階段后，最大等效應(yīng)變出現(xiàn)在壁部的中部位置（Ⅲ區(qū)），這是由于采用較大的減薄率（總減薄率53%），流動旋輪對壁部材料會產(chǎn)生較為嚴(yán)重的擠壓，使壁部材料發(fā)生較大的變形。旋壓穩(wěn)定階段的最大等效應(yīng)變遠(yuǎn)大于拉深旋壓最大等效應(yīng)變，說明在本文模擬條件下流動旋輪所造成的塑性變形遠(yuǎn)大于拉深旋輪造成的塑性變形。

圖6 不同階段等效應(yīng)變沿母線的分布Fig.6 Equivalent strain distribution along the bus at different stage

旋壓過程最大等效應(yīng)變隨時間變化的曲線如圖7所示。

圖7 最大等效應(yīng)變隨時間的變化Fig.7 Change of maximum equivalent strain with time

由圖7可知，最大等效應(yīng)變隨旋壓時間的增加而增大，在拉深變形階段最大等效應(yīng)變變化較小，在流動旋壓起始階段由于壁部材料在流動旋輪的作用下出現(xiàn)劇烈的變形，旋壓件的最大等效應(yīng)變開始快速增加，隨著流動旋輪完全參與變形，旋壓進(jìn)行到穩(wěn)定旋壓階段，最大等效應(yīng)變隨旋壓的進(jìn)行不會再出現(xiàn)明顯的增大趨勢。

復(fù)合旋壓穩(wěn)定階段三向應(yīng)變沿母線的分布規(guī)律如圖8所示，根據(jù)材料變形特點(diǎn)，可以將多工藝復(fù)合旋壓主要變形區(qū)域分為拉深成形區(qū)域、過渡區(qū)域，已成形區(qū)域。

由圖8 可知，拉深成形區(qū)域為旋輪1 與坯料接觸的區(qū)域，該區(qū)域材料還未緊貼芯模，該部分的材料應(yīng)變狀態(tài)為切向壓縮、徑向與軸向拉伸；過渡區(qū)域為流動旋輪與坯料接觸的區(qū)域，該區(qū)域應(yīng)變狀態(tài)為軸向受拉、徑向與切向受壓；已成形區(qū)域應(yīng)變狀態(tài)為軸向拉伸、徑向壓縮和切向拉伸。

圖8 三向應(yīng)變沿母線方向的分布Fig.8 Three-direction strain distribution along the direction of the generatrix

由圖8可知，已成形區(qū)域在過渡區(qū)域徑向應(yīng)變沿著母線方向由壓應(yīng)變轉(zhuǎn)為拉應(yīng)變；切向應(yīng)變由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變，這說明過渡材料在流動旋輪的作用下受到徑向壓縮、切向拉伸的變形趨勢，而軸向和切向拉應(yīng)變最大值出現(xiàn)在已成形區(qū)域，說明未和旋輪直接接觸的已成形區(qū)域還會隨著旋壓的進(jìn)行，進(jìn)一步產(chǎn)生軸向拉伸的變形。

3.2 應(yīng)力分析

復(fù)合旋壓穩(wěn)定階段三向應(yīng)力分布情況如圖9所示。

圖9 旋輪與坯料接觸的區(qū)域應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of the contact area between the roller and the blank

流動旋壓用旋輪與坯料的接觸區(qū)域受到三向壓應(yīng)力作用，這和流動旋壓的應(yīng)力狀態(tài)一致［1］。而拉深旋壓用旋輪與坯料接觸區(qū)域外側(cè)受到三向壓應(yīng)力作用，內(nèi)側(cè)區(qū)域受到三向拉應(yīng)力作用，該區(qū)域和單純的拉深旋壓過程中旋輪與坯料接觸區(qū)域軸向受拉應(yīng)力［15］有所不同，這是由于旋壓過程流動旋壓和拉深旋壓同時進(jìn)行，使得貼模區(qū)域的材料有沿口部方向的流動趨勢，因此拉深旋壓用旋輪所接觸的材料區(qū)域軸向受到擠壓作用。而拉深旋輪接觸區(qū)域內(nèi)層材料受到彎曲的作用，主要表現(xiàn)為三向受拉的應(yīng)力狀態(tài)。

3.3 材料流動行為分析

復(fù)合旋壓工序包括拉深旋壓和流動旋壓，為了消除材料的剛性位移的影響，本文中選擇用一小段時間內(nèi)的位移增量來表征材料流動行為。在流動旋壓起始階段，不同軸向錯距量材料的位移增量在縱截面的分布如圖10所示。

圖10 流動旋壓起始階段不同軸向錯距量材料的軸向流動行為Fig10 Flow behavior of materials with different axial offsets in the initial stage of flow spinning

由圖10 可知流動旋壓起始階段，貼模部分材料均在流動旋輪的擠壓下產(chǎn)生徑向靠近芯模方向的材料流動，但是在不同的軸向錯距量下會有不同的軸向流動。圖10（a）為a12取值2.5 mm 時的材料流動分布，由圖10（a）可知，材料在貼模區(qū)域發(fā)生反向（朝底部方向）的軸向流動；將軸向錯距量增大到5.3 mm 后，貼模區(qū)域材料大部分可以沿軸向正向（朝口部方向）流動，但是貼模區(qū)域仍存在部分內(nèi)側(cè)材料反向流動，同時貼模區(qū)域材料的徑向材料流動大于軸向材料流動，如圖10（b）所示；錯距量增加到8 mm 后，在流動旋壓起始階段，流動旋輪接觸同時貼模區(qū)域材料主要流動為軸向材料流動，如圖10（c）所示。這說明軸向錯距量取值越小，材料沿軸向流動阻力越大，這是由于軸向錯距量a12越小，流動旋壓起始階段未貼模區(qū)域越多，對材料的軸向流動阻礙越大，甚至貼模部分的坯料在流動旋壓剛開始進(jìn)行時可能出現(xiàn)反向的軸向流動，不利于復(fù)合旋壓成形的進(jìn)行。

4 試驗驗證

多工藝復(fù)合旋壓試驗在課題組自行研制的HGPX-WSM 型多功能臥式數(shù)控旋壓機(jī)（如圖11 所示）上進(jìn)行。成形所用工藝裝備包括框架式三旋輪旋壓成形裝置、芯模以及尾座等。

圖11 HGPX-WSM型多功能臥式數(shù)控旋壓機(jī)Fig.11 HGPX-WSM CNC spinning machine

針對壁厚為1.3 mm、長徑比0.9 的深杯形件，通過復(fù)合旋壓成形試驗對前文所得模擬結(jié)果進(jìn)行驗證，采取與有限元模擬相同的工藝參數(shù)進(jìn)行多工藝復(fù)合旋壓成形試驗，圖12為錯距量a12=8 mm時，模擬旋壓壁厚分布與試驗旋壓的壁厚分布對比，模擬與實(shí)際壁厚最大誤絕對誤差為0.11 mm，相對誤差為8.1%；誤差在可接受范圍內(nèi)，可以認(rèn)為模擬是可靠的。

圖12 模擬壁厚與試驗壁厚對比Fig.12 Comparison of wall thickness between simulated and test values

在不同軸向錯距量實(shí)驗條件下，旋壓實(shí)驗得到的杯形旋壓件如圖13所示。

圖13 不同軸向錯距量的旋壓件Fig.13 Spinning parts with different axial offset

從試驗結(jié)果可以看出，當(dāng)軸向錯距量為2.5 mm時，旋壓件出現(xiàn)了明顯的橘皮缺陷；而軸向錯距量為5.3 mm 時，旋壓件的橘皮問題明顯小于錯距量為2.5 mm 的旋壓件；當(dāng)軸向錯距量增大到8 mm時，旋壓件橘皮缺陷消除，成形表面質(zhì)量良好，壁厚誤差僅有0.12 mm，相對誤差為9.2%，成形精度較高。由此可知，軸向錯距量太小，流動旋壓用旋輪接觸坯料時候，已貼模區(qū)域材料太少，進(jìn)而導(dǎo)致旋壓過程中貼模區(qū)域材料無法沿軸向正向流動，最終旋壓件出現(xiàn)橘皮缺陷，與模擬結(jié)果吻合。

5 結(jié)論

（1）采用多工藝復(fù)合旋壓工藝可實(shí)現(xiàn)深杯形零件的短流程高效成形，通過一道次旋壓，直接將圓形板坯成形為高精度的深杯形件。

（2）多工藝復(fù)合旋壓時，在穩(wěn)定旋壓階段最大等效應(yīng)變出現(xiàn)在已成形區(qū)域，已成形區(qū)域變形狀態(tài)為軸向與切向拉伸、徑向壓縮，而過渡區(qū)域變形狀態(tài)為軸向拉伸、徑向與切向壓縮。在該階段與拉深旋輪接觸的外層區(qū)域受到三向壓應(yīng)力的作用，而內(nèi)層材料受到三向拉應(yīng)力的作用；流動旋輪接觸區(qū)域受三向壓應(yīng)力作用。

（3）多工藝復(fù)合旋壓在流動旋壓起始階段材料的正向軸向流動隨軸向錯距量a12的增大而增大，在a12取值增大到8 mm 后，材料主要流動轉(zhuǎn)變?yōu)檠剌S向的正向材料流動。

（4）當(dāng)軸向錯距量a12取值小于5.3 mm 的時候材料軸向流動受阻，旋壓件出現(xiàn)了橘皮的缺陷；旋輪錯距量a12取值8 mm 后旋壓件成形表面質(zhì)量良好，壁厚最大相對誤差為9.2%；對于多工藝復(fù)合旋壓而言拉深用旋輪與流動用旋輪軸向錯距量取值應(yīng)大于5.3 mm。