航天鋁合金深腔零件整體成形預(yù)制坯優(yōu)化設(shè)計(jì)

張志超，王 煜，王建光，劉斯琪，曹 曉，胡 藍(lán)

（上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

0 引言

航天領(lǐng)域板材結(jié)構(gòu)件的加工，用傳統(tǒng)制造方式難以滿足高密度、高效率、高可靠發(fā)射需求。典型復(fù)雜曲面板材結(jié)構(gòu)件包括空間站核心艙體封頭、箭體結(jié)構(gòu)貯箱箱底以及增壓輸送管路復(fù)雜多通零件等。傳統(tǒng)成形方法是按照幾何特征將整體構(gòu)件分割成多個(gè)簡(jiǎn)單的板材零件，逐個(gè)成形，然后拼裝、調(diào)配和焊接，存在尺寸精度差、生產(chǎn)周期長(zhǎng)的缺點(diǎn)。同時(shí)，由于補(bǔ)償焊縫對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，需對(duì)焊縫區(qū)域加厚，導(dǎo)致了零件整體增重。此外，焊前裝配及焊后檢測(cè)也嚴(yán)重限制了航天制造效率。對(duì)于空間站艙體、貯箱及燃料管路等密封艙體，研究整體成形替代傳統(tǒng)拼焊結(jié)構(gòu)，消除焊縫帶來的減重困難、可靠性差和生產(chǎn)效率低的難題，是該類零件加工制造的必然趨勢(shì)，對(duì)提高航天結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和可靠性具有重要意義。

整體液壓成形是利用流體壓力使板料發(fā)生塑性變形，通過控制流體介質(zhì)作用在板料上的區(qū)域和壓力，實(shí)現(xiàn)不同形狀板材構(gòu)件的成形。該方法能夠提高成形極限，得到深度更大、局部超極限變形量的復(fù)雜整體零件，具有生產(chǎn)周期短、成本低的優(yōu)點(diǎn)，特別適合大尺寸、小批量航天鋁合金深腔板材零件的成形［1-3］。

隨著零件幾何特征越來越復(fù)雜，局部非均勻塑性變形量超過材料極限，導(dǎo)致了板材整體液壓成形工藝影響因素越來越復(fù)雜。其中，預(yù)制坯設(shè)計(jì)對(duì)液壓成形精度影響顯著。以封閉殼體液壓成形為例，預(yù)制坯結(jié)構(gòu)具有籃球殼、足球殼、橢球殼、網(wǎng)球殼和環(huán)形殼等多種形式。預(yù)制空間對(duì)稱性越好，液壓成形變形分布越均勻，成形零件尺寸精度高［4-6］。軸對(duì)稱橢球殼液壓成形時(shí)，當(dāng)長(zhǎng)短軸比大于時(shí)，脹形過程發(fā)生起皺現(xiàn)象，在環(huán)形殼的液壓成形過程中，同樣會(huì)觀察到脹形過程中起皺現(xiàn)象的發(fā)生。為了獲得長(zhǎng)短軸比大于的橢球殼，設(shè)計(jì)一種雙母線預(yù)制坯，用脹形過程中曲率半徑趨同的變形特點(diǎn)可成功消除變形過程中的起皺缺陷［7-11］。對(duì)半封閉殼體液壓成形，預(yù)制坯一般為板坯或預(yù)制筒坯，通過控制板坯和預(yù)制筒坯流料，能夠?qū)崿F(xiàn)復(fù)雜形狀的成形，這是航天領(lǐng)域深腔復(fù)雜零件的有效成形方法。

為了研究航天鋁合金深腔零件整體成形規(guī)律，采用預(yù)制筒坯液壓成形方法，以開口球殼零件為驗(yàn)證對(duì)象，針對(duì)關(guān)鍵預(yù)制筒坯進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過不同底部圓角條件下的液壓成形數(shù)值模擬，研究預(yù)制筒坯形狀對(duì)液壓成形的影響規(guī)律，對(duì)預(yù)制筒坯形狀和尺寸進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)優(yōu)化結(jié)果，進(jìn)行預(yù)制筒坯液壓成形試驗(yàn)，分析液壓成形球形件的壁厚分布規(guī)律，為航天領(lǐng)域超大型深腔整體板材零件的成形提供參考依據(jù)。

1 航天鋁合金深腔零件整體液壓成形工藝原理

航天鋁合金深腔零件整體液壓成形過程如圖1所示。首先，圓形板材壓制成形為淺筒；然后，淺筒經(jīng)過拉深變形得到預(yù)制坯；最后，預(yù)制坯經(jīng)過脹形成形為橢球底件。本研究針對(duì)預(yù)制坯進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，研究其對(duì)液壓成形的影響規(guī)律。

圖1 航天鋁合金深腔零件整體成形工藝Fig.1 Integral forming process of the aerospace aluminum alloy deep-cavity shell parts

1.1 預(yù)制坯優(yōu)化方案

開口球形試件如圖2 所示，球內(nèi)徑為360 mm，開口內(nèi)徑為240 mm，球殼壁厚為5.0 mm。開口與球殼相貫位置圓角R=50 mm。材料選用退火態(tài)、厚度為4.5 mm 的5A06 鋁合金板材。設(shè)計(jì)預(yù)制筒坯形狀如圖3 所示。為控制筒底部的脹形變形量，分別設(shè)計(jì)變徑筒坯和直筒坯。變徑管預(yù)制筒坯分為端口、錐面、直壁區(qū)、底部圓角和筒底部。直筒內(nèi)徑為240 mm，變徑預(yù)制筒坯內(nèi)徑為300 mm，開口直徑為240 mm，端口高度為30 mm，錐面部分半錐角為22°，錐面與端口和筒段過渡位置圓角為50 mm。設(shè)計(jì)3 種不同底部圓角r，分別為40、60 和80 mm。其預(yù)制筒坯底部圓角大小與筒底脹形高度h0之間的關(guān)系見表1。

圖2 開口球殼Fig.2 Spherical shell with an opened end

表1 筒底部圓角與底部脹形高度的關(guān)系Tab.1 Relationships between the bottom radius and the bulging height of the straight-wall and necked cups

圖3 預(yù)制筒坯Fig.3 Precast straight-wall cups

開口球殼的筒內(nèi)徑（D）和底部圓角（r）的大小影響開口球殼壁厚分布，分別設(shè)計(jì)不同的底部圓角和不同筒壁直徑的預(yù)制筒坯，進(jìn)行液壓成形模擬，直筒坯液壓成形筒端口無約束；變徑筒設(shè)定筒端口無約束和完全約束兩種邊界條件，分析底部圓角對(duì)液壓成形的影響，對(duì)預(yù)制筒坯參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

1.2 數(shù)值模擬模型

采用Abaqus/Explicit 有限元軟件進(jìn)行液壓成形過程數(shù)值模擬，模型如圖4 所示。

圖4 數(shù)值模擬模型Fig.4 Numerical simulation model

模具為剛性體單元，網(wǎng)格大小為1.5。預(yù)制筒坯采用8 節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體減縮積分單元（C3D8R），網(wǎng)格大小為1.0 mm。預(yù)制筒坯厚度方向網(wǎng)格為5 層。預(yù)制筒坯選用各向同性材料模型，材料應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖1 所示。預(yù)制筒坯與模具接觸關(guān)系采用庫(kù)倫摩擦模型，摩擦系數(shù)為0.12。

2 液壓成形過程變形規(guī)律分析

2.1 直筒液壓成形分析

底部圓角r=60 mm 條件下直預(yù)制筒坯液壓成形過程如圖5 所示。由圖可知，當(dāng)壓力小于10 MPa時(shí)，筒底部首先發(fā)生變形，由平面脹形為球冠；筒直壁基本不發(fā)生變形。當(dāng)脹形壓力增大時(shí)，筒底部曲率半徑逐漸減小，同時(shí)筒壁經(jīng)向也不斷減小，緯向的曲率半徑逐漸增大。當(dāng)脹形壓力為10 MPa 時(shí)，筒底部貼模，球冠半徑為180 mm。隨著脹形壓力的繼續(xù)增大，筒壁部分在緯向和經(jīng)向變形不斷增大，經(jīng)向曲率半徑逐漸小，而緯向的曲率半徑逐漸增大。當(dāng)脹形壓力為16.9 MPa 時(shí)，筒壁部分開裂。

圖5 直筒液壓成形過程Fig.5 Hydroforming process of straight-wall cups

由上述分析可知，整個(gè)變形過程是預(yù)制筒坯各變形區(qū)曲率半徑趨同的過程。直筒液壓成形時(shí)的變形順序是球底首先變形，隨著球底曲率半徑的減小，筒壁開始變形，筒壁變形過程中緯向曲率半徑逐漸增大，經(jīng)向曲率半徑逐漸減小。底部圓角r=60 mm 的預(yù)制直筒液壓成形時(shí)，筒壁上變形量最大，貼模之前開裂。

2.2 底部圓角對(duì)直預(yù)制筒坯脹形過程的影響

不同底部圓角直預(yù)制筒坯液壓成形開裂時(shí)赤道位置的曲率半徑如圖6 所示。由圖可知，當(dāng)?shù)撞繄A角為r=40 mm 時(shí)，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為242 mm，緯向的曲率半徑為142 mm。脹形破裂時(shí)，緯向曲率半徑小于球殼半徑，經(jīng)向大于球殼半徑，脹形未貼模；當(dāng)?shù)撞繄A角為r=60 mm 時(shí)，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為238 mm，緯向曲率半徑為168 mm，同樣脹形未貼模。與底部圓角r=40 mm 的情況相比，緯向曲率半徑增大18.3%，經(jīng)向曲率半徑略有減小；當(dāng)?shù)撞繄A角為r=80 mm 時(shí)，開裂時(shí)未貼模，赤道位置經(jīng)向曲率半徑為262 mm，緯向曲率半徑為163 mm。相對(duì)于底部圓角r=40 mm 的情況，緯向曲率半徑增大14.8%，經(jīng)向曲率半徑略有增大，增大為8%。由以上結(jié)果分析可知，改變底部圓角時(shí)，預(yù)制筒坯變形過程中曲率半徑不同。隨著底部圓角的增大，緯向曲率半徑逐漸增大，說明直預(yù)制筒坯在緯向的變形量有所提高。同時(shí)，不同底部圓角條件下，經(jīng)向曲率半徑變化不明顯，底部圓角半徑為40 和60 mm 時(shí)，經(jīng)向曲率半徑最小，此時(shí)，經(jīng)向的變形相對(duì)較大。綜上所述，當(dāng)?shù)撞繄A角為r=60 mm時(shí)，有利于筒壁脹形量的增大。

圖6 不同圓角條件下開裂時(shí)赤道位置曲率半徑Fig.6 Equatorial curvature radii during cracking under different bottom radius conditions

2.3 變徑筒液壓成形分析

底部圓角r=60 mm 條件下變徑筒液壓成形過程如圖7 所示。由圖可知，當(dāng)脹形壓力小于5 MPa時(shí)，筒底部首先脹形為球冠，未貼模。而筒壁和錐面未發(fā)生變形。隨著脹形壓力的增大，筒底部的曲率半徑逐漸減小，同時(shí)筒壁緯向曲率半徑增大，經(jīng)向曲率半徑減小，錐面經(jīng)向曲率半徑減小，緯向曲率半徑增大。當(dāng)脹形壓力達(dá)到15 MPa 時(shí)，預(yù)制筒坯各變形區(qū)曲率半徑相同為180 mm，即液壓成形過程結(jié)束。

圖7 變徑筒液壓成形過程Fig.7 Hydroforming process of the necked cup

由上述分析可知，變徑預(yù)制筒坯液壓成形過程與直預(yù)制筒坯液壓成形過程相同，脹形過程中預(yù)制筒坯曲率半徑趨近一致。與直預(yù)制筒坯相比，變徑預(yù)制筒坯液壓成形時(shí)，所需的脹形壓力小，成形的球形件各部分變形量相對(duì)均勻。變形區(qū)最大位置位于赤道及以上位置。

端口自由條件下不同底部圓角液壓成形應(yīng)變分布結(jié)果如圖8 所示。由圖可知，變徑預(yù)制筒坯在端口自由邊界條件下進(jìn)行液壓成形時(shí)，總體等效應(yīng)變明顯減小，以r=60 mm 的條件下的液壓成形結(jié)果進(jìn)行對(duì)比可知，端口約束時(shí)，等效應(yīng)變最大為0.25，且上半球靠近赤道的部分等效應(yīng)變較大。端口自由時(shí)，最大等效應(yīng)變減小為0.19，下降了24%，赤道上半球的等效應(yīng)變均勻分布，明顯大于下半球。對(duì)比不用的底部圓角下的液壓成形結(jié)果可知，底部圓角增大能夠顯著減小筒底部等效應(yīng)變，整個(gè)赤道以下的半球等效應(yīng)變顯著減小。當(dāng)?shù)撞繄A角為r=60 mm 時(shí)，整個(gè)下半球的等效應(yīng)最小。

圖8 不同底部圓角下等效應(yīng)變分布Fig.8 Equivalent strain distributions of the spherical part with different bottom radii

3 開口球形件液壓成形實(shí)驗(yàn)

根據(jù)脹形模擬優(yōu)化結(jié)果，設(shè)計(jì)脹形模具，進(jìn)行液壓成形實(shí)驗(yàn)，測(cè)量模具壁厚的分布。設(shè)計(jì)的變徑預(yù)制筒坯和模具如圖9 所示。端口在脹形過程中成形為開口球殼端口，同時(shí)也為脹形變形進(jìn)行補(bǔ)料；錐面、直壁、底部圓角和筒底經(jīng)脹形變形為開口球殼的球體部分。設(shè)定的液壓成形試驗(yàn)壓力加載曲線如圖10 所示，壓力加載過程分為預(yù)充填、升壓、保壓和泄壓4 個(gè)部分。預(yù)充填壓力為0.5 MPa，保壓壓力為25 MPa。

圖9 液壓成形模具與變徑預(yù)制筒坯Fig.9 Hydroforming mould and precast necked cup

對(duì)底部圓角為r=60 mm 的變徑預(yù)制筒坯進(jìn)行液壓成形試驗(yàn)得到的開口球形件如圖11 所示。由圖可知，當(dāng)脹形壓力達(dá)到16 MPa 時(shí)，脹形零件即貼模，利用25 MPa 保壓時(shí)間達(dá)到30 s 時(shí)，得到的開口球殼。

圖10 液壓成形試驗(yàn)壓力加載曲線Fig.10 Pressure loading curve of the hydroforming test

對(duì)開口球殼進(jìn)行壁厚的測(cè)量，由壁厚分布可知，赤道位置壁厚最小為4.00 mm，壁厚減薄率為11.1%，赤道上半球整體壁厚減薄率較大，由口部至赤道壁厚減薄率逐漸增大。赤道下半球，底部圓角位置壁厚不變，而筒底部中心的減薄逐漸增大。其中，筒底部減薄率最大為9.8%。由上述結(jié)果可知，變徑預(yù)制筒坯液壓成形后零件壁厚分布相對(duì)均勻，最大減薄率僅為11.1%，上半球壁厚差為0.17 mm，下半球壁厚差為0.43 mm。

圖11 液壓成形筒形件及壁厚分布Fig.11 Hydroforming cup and the wall thickness distribution

4 結(jié)束語

針對(duì)開口球形件液壓成形方法設(shè)計(jì)兩種形狀筒坯，進(jìn)行了不同底部圓角條件下的液壓成形數(shù)值模擬，獲得優(yōu)化的筒坯形狀及尺寸，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，得到主要結(jié)論如下：

1）開口球形件液壓成形過程是預(yù)制筒坯各變形區(qū)曲率半徑趨同的過程。筒底首先變形，隨著筒底曲率半徑的減小，筒壁開始發(fā)生變形，緯向曲率半徑增大，經(jīng)向曲率半徑減小，最終成形為曲率半徑均勻的球殼。

2）直預(yù)制筒坯液壓成形時(shí)，筒底部的變形量較小，筒壁變形量較大，脹形時(shí)未貼模，筒壁即發(fā)生破裂。變徑預(yù)制筒坯液壓成形時(shí)，筒底部與筒壁的變形量基本一致，脹形壓力為14 MPa時(shí)，脹形貼模。變徑預(yù)制筒坯脹形時(shí)所需壓力小，且變形量分布更均勻。

3）采用變徑筒坯，在筒底部圓角r=60 mm 條件下，液壓成形開口球殼的壁厚分布更均勻，消除液壓成形開裂缺陷，球殼最大減薄率為11.1%，上半球壁厚差為0.17 mm，下半球壁厚差為0.43 mm。