束學道，鄭學著，李又春，楊云峰，王云，李子軒，王雨

1. 寧波大學 機械工程與力學學院，浙江 寧波 315211

2. 中國航發(fā)南方工業(yè)有限公司，湖南 株洲 412000

3. 南昌航空大學 飛行器工程學院，江西 南昌 330063

航空工業(yè)是一個國家核心科技競爭力的體現，堅定不移地發(fā)展航空事業(yè)是我國現階段的主要任務之一。為此，提高航空工業(yè)中的零部件質量，改善零部件成形工藝對航空事業(yè)的發(fā)展具有重要意義。對于某航空發(fā)動機機匣類零件（材料為高溫合金GH3030）——帶凸緣深錐形薄壁回轉零件的加工，目前主要采用焊接組合的成形方法。該方法成形零件尺寸精度低、次品率高，零件焊接部位易變形，難以滿足服役要求。因此對于帶凸緣深錐形薄壁回轉零件，可以考慮采用多道次旋壓整體成形工藝。國內外學者不乏對高溫合金熱旋壓成形工藝的研究，趙云豪[1]通過高溫合金管材不同旋壓變薄率的試驗，探討了常用高溫合金的旋壓工藝參數。結果表明，在高溫合金管材可旋性試驗的基礎上，有效控制塑性變形的穩(wěn)定流動，可以旋壓高精度薄壁管材。王大力等[2]論述了GH4169高溫合金筒形件流動旋壓成形的工藝路線的制定和試驗方法，并采用錯距旋壓成形方法，探索了錯距流動旋壓的工藝參數對尺寸精度的影響，為該類產品的旋壓成形提供了技術支持。劉繼強等[3]對用于成形波紋管的GH4169高溫合金薄壁管的旋壓成形進行了試驗研究，分析了焊接管坯質量、旋壓工藝等因素對薄壁管成形精度的影響，給出了旋壓工藝設計方法。黎波等[4]采用仿真和試驗相結合的方法，對GH625高溫合金管縮頸旋壓成形過程進行分析研究，研究結果表明，高溫合金變徑管在旋壓過程中，隨旋輪的軸向進給，不同的區(qū)域截面變化趨勢不同；軸向進給速度及旋輪圓角半徑增大時，壁厚增大；旋輪安裝角對零件壁厚無明顯影響。安震等[5]基于ABAQUS軟件建立了Ni-Cr-W-Mo合金異形件熱旋成形的多道次熱力耦合三維有限元模型，研究了Ni-Cr-W-Mo合金異形件熱旋成形過程中的應力應變場的分布以及成形規(guī)律和常見缺陷。結果表明，工件在靠近中心軸的部分貼膜性非常好，但越靠近工件口部，不貼模的趨勢越明顯。Li等[6]采用DEFORM有限元分析軟件，對Inconel718高溫合金薄壁筒形件滾珠旋壓過程進行了仿真模擬，分析了芯模轉速、軸向進給速度和壁厚減薄率等工藝參數對成形質量的影響，并對仿真模擬進行了試驗驗證，仿真結果和實驗結果相符合。Hiuhu[7]對Inconel 718高溫合金剪切旋壓過程進行了試驗分析，得到了旋輪進給量和旋輪與芯模間隙對成形質量的影響，并在不同的溫度和保溫時間下，對旋壓成品件進行固溶處理，得到了其對應的晶粒尺寸和硬度水平。陸鵬等[8-9]采用滾珠熱旋壓的方法對鎳鈦記憶合金管的成形工藝進行了應力應變溫度場分析，并針對管件的減薄量對旋壓載荷進行了研究。對于以高溫合金GH3030為材料，帶凸緣深錐形薄壁回轉件的旋壓成形工藝研究未見報道。

由此可見，室溫下高溫合金GH3030材料成形過程中的硬化速度較快，抗拉強度較高。為了保證材料的可旋性并減小旋壓力，宜采用多道次熱旋壓成形工藝，本文為此分析了第1、4道次旋壓的成形機理，即不同成形階段各工件應力、應變狀態(tài)；又由于零件的深錐形導致在其不同錐面位置的直徑相差較大，若采用相同的芯模轉速和旋輪進給速度，則旋輪在不同位置成形時的線速度相差巨大，易造成零件的成形受力不均、壁厚不均勻。為此，提出了芯模的分段不同轉速來保證零件成形壁厚均勻性的方法，得到了成形的工藝方案。

1 成形工藝方案分析

1.1 原工藝缺陷及改進工藝分析

圖1為帶凸緣深錐形薄壁回轉件的零件圖，其由錐形零件XX9.55.005A-1和凸緣零件XX9.55.004-1焊接組成。在焊接過程中，焊接處變形大，零件的尺寸精度達不到要求，且焊接后對零件進行整形處理的工序較為復雜，效果也較差。為了避免由于焊接引起的變形問題，采用零件整體旋壓成形工藝，再利用車削加工保證零件的尺寸要求。

圖1 帶凸緣深錐形薄壁回轉件零件

而采用熱旋壓整體成形工藝，必然要求最終旋壓毛坯件的法蘭邊厚度為6 mm，所以平板坯料的厚度要求至少為6 mm，同時為了減小旋壓力大小，考慮將平板坯料的厚度定為6 mm。由于錐形筒壁厚為2 mm，將厚度為6 mm的平板坯料旋壓成2 mm，必須考慮每道次旋輪減薄率的大小。對于板料厚度為6 mm的高溫合金GH3030，每道次減薄率不宜過小，以免工件回彈過大，一般每道次減薄率控制在30%左右，每道次強力旋壓中工件半錐角的變化不少于5°為宜[10]。綜合分析，應采用4個道次熱旋壓成形。

1.2 毛坯尺寸計算

依據圖1可以推算出車削加工前旋壓毛坯件的體積，再考慮車削余量和旋壓成形余量，并結合等體積原則，可得到圓形平板坯料的直徑[11]。如圖2所示為毛坯的反推過程圖，圖2（a）為產品零件 P，其體積Vp，theo= 602 576 mm3；圖 2（b）為第4道次旋壓毛坯件P4，其體積VP4=756 373 mm3；圖2（c）為圓形平板坯料P0，按等體積原則，其圓形平板坯料的理論體積VP理等于毛坯件P4的體積VP4，即Vp由此可以得到圓形平板坯料的理論直徑Dtheo≈400 mm。此外，每道次旋壓的工藝余量留12 mm左右。

圖2 毛坯尺寸反推過程

1.3 工藝方案的確定

將圓形平板坯料P0加工成第4道次旋壓毛坯件P4需要4道次熱旋壓成形。

第1道次旋壓是將材料為GH3030的圓形平板坯料加工成半錐角α1=48°、錐形筒身壁厚t1=4.5 mm的預制件P1，預制件P1的尺寸如圖3所示。顯然，第1道次旋壓屬于強力旋壓。之所以將平板坯料旋壓加工成半錐角α1=48°，錐形筒身壁厚t1=4.5 mm的預制件P1，是因為多道次強力旋壓成形過程中應盡量遵循正弦定律，即

式中：β1為第n次旋壓后的錐形件半錐角；t1為第i次旋壓后的錐形件筒身壁厚；β2為第i+1次旋壓后的錐形件半錐角；t2為第i+1次旋壓后的錐形件筒身壁厚（i=0，1，2，3，······）。

圖3 預制件P1尺寸(mm)

旋壓成形的具體工藝參數如表1所示，其中，芯模轉速沿芯模主軸呈一定的分布，是因為如果采用恒定轉速時，大小兩端的軸向線速度相差很大。當主軸轉速較高時，大端的線速度過大，容易產振動；而當低轉速時加工效率降低；恒轉速會使工件兩端面旋壓螺紋痕跡差別很大。因此，考慮采用變轉速，恒周向線速度控制。對于GH3030高溫合金材料，旋速為200 m/min左右，由其轉換而來的芯模轉速分布如表2所示。旋輪和毛坯剛接觸時，旋輪沿主軸的進程定義為0。此外，旋輪軌跡與芯模母線平行。

表1 第1道次工藝參數

表2 第1道次芯模轉速分布

第2道次旋壓是將預制件P1加工成半錐角α2=30°、錐形筒身壁厚t2=3 mm的預制件P2，預制件P2的尺寸如圖4所示。第2道次旋壓屬于強力旋壓。其中，α2、t2與α1、t1也滿足正弦定律。旋壓成形的具體工藝參數如表3所示，芯模轉速分布如表4所示。旋輪軌跡與芯模母線平行。

圖4 預制件P2尺寸(mm)

表3 第2、3道次工藝參數

表4 第2道次芯模轉速分布

第3道次旋壓是將預制件P2加工成成半錐角α3=20°、錐形筒身壁厚t3=3 mm的預制件P3，預制件P3的尺寸如圖5所示。第3道次旋壓過程中壁厚保持不變，屬于普通貼膜旋壓，旋輪軌跡與芯模母線平行。旋壓成形的具體工藝參數與第2道次相同如表3所示，芯模轉速分布如表5所示。

圖5 預制件P3尺寸(mm)

表5 第3道次芯模轉速分布

第4道次旋壓是將預制件P3加工成半錐角α4=13.5°、錐形筒身壁厚t4=2 mm的旋壓毛坯件P4，毛坯件P4的尺寸如圖6所示。第4道次旋壓過程中壁厚減薄，屬于強力旋壓，成形錐形筒身時，旋輪軌跡與芯模母線平行，最后旋輪沿芯模徑向進給，且旋輪與芯模周向凸臺的間隙為6 mm，以達到校平凸緣的目的。具體的工藝參數如表6所示，芯模轉速見表7。

圖6 預制件P4尺寸(mm)

表6 第4道次工藝參數

表7 第4道次芯模轉速分布

2 仿真分析與結果

2.1 有限元模型的建立

第1道次和第4道次旋壓成形包含了整個旋壓成形過程的特點，因此，將第1、4道次旋壓成形的仿真分析闡述清楚，整個旋壓過程的仿真分析隨之闡明。如下所述的有限元模型建立和成形機理分析只針對第1、4道次旋壓成形。

圖7為第4道次建立的有限元模型，由圖可知，毛坯在頂緊塊的壓緊作用下隨芯模一起轉動，同時旋輪沿芯模軸向做進給運動并繞自身軸被動旋轉，毛坯在轉動的同時受旋輪的壓下作用而逐漸成形。

圖7 第4道次有限元模型

平板毛坯定義為彈塑性變形體，單元網格類型為八節(jié)點六面體實體板單元。為保證計算精度，平板毛坯沿厚度方向有3個單元層，單元總數為28 644個，平均單元尺寸為4.2 mm，并以平均單元尺寸不變?yōu)榫W格重劃分原則；芯模、旋輪和頂緊塊均定義為剛體，毛坯和頂緊塊的接觸類型定義為粘結，毛坯和芯模、旋輪的接觸類型定義為接觸；旋輪與坯料的摩擦類型定義為剪切摩擦，摩擦系數設置為0.12；材料設置為GH3030高溫合金[12]；為減少模擬計算時間，在平板坯料圓心處設置一定大小的開孔，以減少網格數量；忽略成形過程中旋輪與坯料因摩擦而產生的熱量，環(huán)境溫度、工件溫度以及模具溫度均設置為780 ℃。第4道次旋壓成形預制件P3中的數據（包括網格數、材料等）繼承第3道次得到的旋壓件。

2.2 成形機理分析

第1道次旋壓成形中，工件在不同成形階段的等效應力分布如圖8所示?？芍刃χ饕植荚谧冃螀^(qū)及變形區(qū)附近區(qū)域，且變形區(qū)等效應力最大，越是遠離變形區(qū)，等效應力越小。其中，旋輪與工件接觸處的等效應力最大；錐形筒身處的等效應力分布較為均勻；錐形筒和凸緣過渡處等效應力最大；凸緣處的等效應力分布也較為均勻，但等效應力值較小。

圖8 第1道次旋壓各成形階段等效應力分布

第1道次旋壓成形中，工件在不同成形階段的等效塑性應變分布如圖9所示。由圖可知，等效塑性應變沿軸向分層分布，且同一層圓周方向上的等效塑性應變值的大小基本相等。最大等效塑性應變的分布在靠近錐形小端圓角處，表明此處出現破裂的趨勢較大。凸緣處的等效塑性應變很小，基本為零。錐形筒身處的等效塑性應變分布總體上較為均勻。

圖9 第1道次旋壓各成形階段等效塑性應變分布

第4道次旋壓成形中，工件在不同成形階段的等效應力分布如圖10所示。等效應力主要分布在變形區(qū)及其附近區(qū)域，越遠離變形區(qū)，等效應力值越小。錐形小端圓角處附近等效應力較大，工件與旋輪接觸處等效應力較大。以預制件P3為毛坯的旋壓過程中，工件開始呈現階梯錐形筒，預制件P3的錐形筒部分逐漸減小直至消失，旋壓毛坯件P4的錐形筒逐漸變大。特別是當P3的錐形筒部分即將消失時，隨著旋輪的進給，凸緣會產生較為嚴重的上翹現象（見圖10（c）），此時，凸緣處的等效應力會急劇增大。工件在不同成形階段的等效塑性應變分布如圖11所示。

圖10 第4道次旋壓各成形階段等效應力分布

圖11 第4道次旋壓各成形階段等效塑性應變分布

等效塑性應變沿工件軸向分層分布，但整個成形錐形筒的等效塑性應變較大，凸緣處的等效塑性應變很小，錐形筒身處的等效塑性應變分布總體上較為均勻。

壁厚均勻性是衡量旋壓成形零件質量的重要指標之一。芯模分段不同轉速而保持恒定線速度的方法是保證金屬均勻流動的一種有效方法，也是控制壁厚均勻性的有效方法之一。圖12顯示的是表7中芯模在旋輪位于不同主軸進程時，由于半徑不同而采用不同芯模轉速以保證旋輪與坯料接觸區(qū)域恒定線速度的成形方法。

速度分段后壁厚沿主軸方向分布較為均勻，壁厚差最大值為0.64 mm，壁厚最大值為2.42 mm，壁厚最小值為1.78 mm，此初坯再經機加工后能夠滿足零件精度要求。

由圖12可知，壁厚值沿零件軸向從小端到大端呈現先減小后增大的分布規(guī)律。這主要是因為初始成形階段，材料變形不均勻，金屬流動不充分，壁厚增厚；成形后期，金屬變形較快，金屬沿軸向從小端到大端加快流動，導致壁厚變薄。

3 結論

1）錐形筒身處的等效塑性應變分布總體上較為均勻，錐形筒身處的等效應力分布較為均勻，錐形筒和凸緣過渡處等效應力最大；凸緣處的等效應力分布也較為均勻，但等效應變值較小。

2）以預制件為毛坯的旋壓成形中，當預制件的錐形筒部分即將消失時，隨著旋輪的進給，凸緣會產生較為嚴重的上翹現象，成形時應增大旋輪安裝角或者將上翹的凸緣校平后再進行成形，以免上翹的凸緣與旋輪產生干涉。

3）旋壓成形后，工件的壁厚沿工件軸向從錐形小端至大端呈現先增厚后減薄的分布規(guī)律。采用變轉速、恒周向線速度控制芯模轉速的方法可有效保證成形過程中坯料的壁厚均勻性。