12Cr17Ni7不銹鋼“鼓形”隔片充液成形工藝研究

賴亮慶，張輝，陳高升，劉嘉，李小軍

12Cr17Ni7不銹鋼“鼓形”隔片充液成形工藝研究

賴亮慶1,2，張輝3，陳高升1,2，劉嘉1,2，李小軍4

（1.中國航發北京航空材料研究院，北京 100095；2.中國航發減振降噪材料及應用技術重點實驗室，北京 100095；3.陸軍裝備部航空軍事代表局駐北京地區航空軍事代表室，北京 100101；4.北京航空航天大學 機械工程及自動化學院，北京 100191）

研究充液成形工藝參數對直升機旋翼球面徑向彈性軸承球面“鼓形”隔片零件成形質量的影響規律。針對“鼓形”隔片零件形狀復雜、成形難度大、精度和生產效率要求高等問題，選用充液成形工藝，通過有限元仿真技術，分析初始液室壓力、凸模位移、成形壓力對零件起皺、破裂、厚度分布、成形精度等的影響規律。數值模擬得到的優化工藝參數為初始液室壓力3 MPa、凸模位移3 mm、成形壓力30 MPa，驗證試驗成形出的“鼓形”隔片零件未發生破裂、起皺等缺陷，且零件成形精度良好、厚度分布較為均勻。對于“鼓形”隔片零件充液成形，凸模位移過小易造成流料不充分，導致后續成形過程減薄嚴重、厚度分布不均勻，凸模位移過大易造成零件起皺。合理的初始液室壓力可在一定程度上減少起皺缺陷發生。成形壓力過小易造成成形精度差，過大則易導致破裂發生。

充液成形；12Cr17Ni7不銹鋼；“鼓形”隔片；有限元仿真；工藝參數優化

旋翼是直升機唯一的升力面、推力面和操縱面，是直升機特有的關鍵動部件，是直升機區別于固定翼飛機最顯著的特點，也是直升機先進性的標志之一[1-3]。經過不斷變革發展，1970年代出現了以層狀彈性軸承為設計基礎的結構簡單的先進球柔性旋翼系統。層狀彈性軸承是由金屬接頭、多層金屬隔片和橡膠按設計交替排列并通過高溫硫化黏接復合而成為整體的一類結構件[4-7]。隨著層狀彈性軸承技術的不斷完善，直升機旋翼系統已廣泛采用各種構型的彈性軸承，典型的彈性軸承構型有推力彈性軸承、徑向彈性軸承、球面彈性軸承、球面徑向彈性軸承、錐形彈性軸承[8]，其中金屬隔片是層狀彈性軸承的關鍵零件，其厚度一般為0.5～1.2 mm，屬薄壁結構。

球面徑向彈性軸承采用球面“鼓形”隔片，“鼓形”隔片形狀復雜，精度和生產效率要求高，一般的成形技術很難滿足其生產要求。板材充液成形是針對沖壓件采用柔性的液壓介質代替部分傳統剛性模具，通過高壓使板料貼模的先進成形工藝，具有成形精度高、模具數量少等優點[9]。Bay等[10]通過試驗研究了典型充液拉深件在不同拉深比下的破裂情況，確立了零件在各拉深比下深度拉入時的臨界破壞曲線。Siegert等[11]研究了壓邊力對充液拉深成形的影響，提出了采用多點彈性壓邊圈來實現非均勻壓邊的方法。張士宏等[12-13]通過對板材零件液壓成形機理進行研究，理論分析了充液成形的工藝過程，提出了提高成形極限的措施，并對這些措施進行了試驗驗證，試驗結果基本與理論分析結果相符。

精密鈑金技術的工藝參數復雜繁多、自動化程度高，很難以理論計算或經驗去設計工序及優化工藝參數。近年來，數值模擬技術和方法在板料塑性成形工藝方面得到了廣泛的應用。有限元模擬技術能夠對充液成形過程中出現的開裂、變薄、起皺及回彈等現象進行預評估，從而優化成形工藝參數，提高零件成形質量。與以往經驗性工藝設計相比，大大減少了設計周期和制造成本。曾一畔等[14]研究了充液拉深工藝參數對飛機復雜曲面蒙皮零件成形質量的影響規律，利用有限元方法分析了零件起皺和破裂等缺陷，通過優化工藝參數和拉延筋參數獲得了合格的構件。唐景林等[15-16]研究了錐形件的充液拉深成形過程，通過有限元仿真方法深入研究了凸模圓角破裂和側壁破裂的產生原因。Naceur等[17]用逆向有限元法結合梯度優化算法，對盒形件的坯料形狀進行了優化。張志遠等[18]分析了筒形件拉深破裂失穩的各影響因素。

文中選用充液成形技術加工制造“鼓形”隔片，通過有限元仿真技術，分析了初始液室壓力、凸模位移、成形壓力對“鼓形”隔片零件起皺、破裂、厚度分布、成形精度等的影響規律，從而獲得了優化后的工藝參數組合，并通過工藝試驗驗證了有限元模型及優化工藝參數的有效性。

1 有限元模型建立

1.1 材料成形性能試驗

試驗所用材料為0.8 mm厚的12Cr17Ni7不銹鋼板材（即301不銹鋼），其硬度為1/4H。根據GB/T 228.1—2010，采用線切割機沿板料軋制方向制取單向拉伸試樣，試樣形狀及尺寸如圖1所示。

圖1 單向拉伸試樣形狀及尺寸（mm）

在電子萬能材料試驗機上進行單向拉伸試驗，該試驗機最大載荷為100 kN，載荷控制精度為±0.5%，位移控制精度為±0.5%，速度范圍為0.001～ 500 mm/min。試驗所用引伸計標距長度為50 mm，量程為5 mm，試驗拉伸速度為0.06 mm/s，當變形量達到4.8 mm時摘除引伸計，之后將試樣拉伸至斷裂。通過單向拉伸試驗獲得的材料基本力學性能如表1所示。

表1 材料基本力學性能

Tab.1 Basic mechanical properties of materials

1.2 有限元仿真模型

筒形坯料和充液模具的幾何模型如圖2所示。在有限元仿真軟件中，坯料設置為可變形體，模具設置為剛體。

有限元仿真模型如圖3所示。由于模型具有對稱性，故只建立1/4模型，在對稱面處設置對稱約束。坯料與模具之間的接觸采用罰函數算法，設置摩擦因數為0.1。

圖2 筒形坯料及充液模具

圖3 “鼓形”隔片零件充液成形有限元仿真模型

充液成形工藝過程如圖4所示，在坯料內表面施加一定的初始液壓脹形壓力，同時對凸模施加一定的位移，使坯料立邊向凹模流料，由于送料過程會造成液壓的正向波動，因此在送料過程中設置1 MPa的增壓；送料結束后，脹形壓力增大，完成最終脹形貼模。

圖4 充液成形工藝過程

1.3 工藝參數設計

在充液成形過程中，對零件成形質量影響最大的因素為成形壓力。由于該零件在成形過程中的變形量較大，且對精度及壁厚均勻性均有較高要求，因此，在充液成形初始階段，需要對凸模施加一定的位移，使坯料向凹模內側流動，同時施加一定的初始液室壓力，從而保持坯料不在變形初期發生起皺等缺陷。所以，分別將初始液室壓力、凸模位移、成形壓力作為工藝參數變量，研究它們對零件成形質量的影響規律，各參數的取值如表2所示。

表2 工藝參數

Tab.2 Process parameters

2 工藝參數影響規律分析

2.1 凸模位移

研究不同凸模位移對隔片零件成形質量的影響規律。初始液室壓力3 MPa、成形壓力30 MPa、凸模位移2 mm時的仿真結果如圖5所示。沿零件邊線輪廓提取厚度分布情況，結果如圖6所示。可以看出，零件中部區域減薄最為嚴重，最小厚度為0.725 mm，減薄率為9.4%，這是因為預脹形階段凸模位移較小，造成流料不充分，在后續成形過程中變形主要集中于零件中部，導致該區域減薄嚴重，厚度分布不均勻。

將凸模位移增大到4 mm，仿真結果如圖7所示，其破裂、起皺分布情況如圖8所示。可以看出，在預脹形階段，零件側壁發生明顯起皺現象。這是由于凸模位移過大，導致坯料向壓縮變形嚴重，且由于初始液室壓力無法對預成形階段零件進行充分脹形，因此，零件側壁發生明顯起皺。

圖5 初始液室壓力3 MPa、凸模位移2 mm、成形壓力30 MPa的仿真結果

圖6 厚度分布

圖7 初始液室壓力3 MPa、凸模位移4 mm、成形壓力30 MPa的仿真結果

圖8 零件破裂、起皺分布

2.2 初始液室壓力

在上述仿真結果的基礎上，增大初始液室壓力至4 MPa，仿真結果如圖9所示，其零件破裂、起皺趨勢分布如圖10所示。可以看出，增大初始液室壓力后，零件在預脹形階段的起皺趨勢明顯減弱。這是由于雖然凸模位移不變，但隨著初始液室壓力的增大，零件可以發生充分的預脹形，有效抑制了起皺趨勢的發生。

凸模位移和初始液室壓力的確定需進行綜合考慮，在保證零件減薄率滿足要求的前提下，盡量選擇較小凸模位移，并配以與之相匹配的初始液室壓力，從而避免起皺發生。經仿真分析，該隔片零件的凸模位移設置為3 mm，初始液室壓力設置為3 MPa。

圖9 初始液室壓力4 MPa、凸模位移4 mm、成形壓力30 MPa的仿真結果

圖10 零件破裂、起皺分布

2.3 成形壓力

當凸模位移為3 mm、初始液室壓力為3 MPa時，分別采用不同成形壓力進行仿真，研究成形壓力對零件成形精度的影響規律。當成形壓力為20、30、40 MPa時，仿真結果如圖11所示。可以看出，當成形壓力為20 MPa時，零件成形精度明顯較差，這是由于脹形壓力不足，導致零件變形不充分，不能與凹模很好貼合；當成形壓力為30 MPa時，零件成形精度良好；當成形壓力繼續增大至40 MPa時，對成形精度的影響已不再明顯，而零件減薄率增大至8.5%，增加了零件破裂風險，因此，成形壓力選擇30 MPa最為合理。

圖11 不同成形壓力對零件成形質量的影響

3 工藝驗證試驗

3.1 模具設計與成形工藝設置

根據“鼓形”隔片零件的成形工藝分析及有限元模擬結果，可知“鼓形”隔片零件的充液成形是可行的，隔片零件的充液成形模具裝配圖如圖12所示。

圖12 零件充液成形模具裝配圖（mm）

在充液成形模具的設計中，為了保證成形零件的球面形狀，需要將脹形凹模與壓邊圈設計為緊配合，否則在成形過程中容易因偏離中心致使成形件的尺寸超差。為了保證成形零件的高度滿足公差要求，將凹模設計成為分瓣無底凹模，文中在凹模中增加了一個凹模限位裝置，凹模限位與凹模之間采用螺紋配合，凹模限位裝置可以通過轉動螺紋來調節高度，充液由高壓源提供。

充液成形過程如下：上下分瓣用凹模定位，放入帶底圓筒毛坯（精加工高度60 mm）中，蓋上上模座（帶密封裝置）進行壓邊合模；初始液室壓力升至3 MPa，同時凸模下壓至3 mm，使坯料立邊向凹模流料，由于送料過程會造成液壓的正向波動，因此在送料過程中設置1 MPa的增壓，之后壓缸壓力升至30 MPa進行成形；最后泄壓，壓邊退回，拆模具取出成形件。

3.2 成形工藝和缺陷分析

根據仿真得到的優化工藝參數進行工藝試驗，成形出的零件如圖13所示，可以發現所得零件未發生破裂、起皺等缺陷。對零件成形精度和厚度進行測量，結果如圖14所示，可以發現最大貼模間隙為0.09 mm，最大減薄量為0.046 mm。零件成形精度良好，厚度分布較為均勻。

圖13 優化工藝參數成形出的零件

圖14 零件成形精度及厚度測量結果

成形過程中出現的缺陷形式主要為成形精度差和破裂，如圖15所示。成形精度差主要是因為成形過程中的液室壓力過小，零件毛坯承受切向壓應力，在成形后期材料增厚較大，流入凹模的阻力增大，使材料徑向拉應力增大，脹形不充分，成形精度不足。成形精度測量結果如圖16所示，可以發現，最大貼模間隙為2.3 mm。而破裂主要發生在零件中部，如圖15b所示，主要是因為液室壓力過大，送料不及時，板料與凹模之間的摩擦力大，使坯料發生過度減薄進而破裂。

圖15 “鼓形”隔片成形工藝缺陷

圖16 零件成形精度測量結果

4 結論

通過有限元方法對球面徑向彈性軸承“鼓形”隔片零件充液成形的過程工藝參數進行了模擬計算，并進行了工藝驗證試驗，主要結論如下。

1）凸模位移過小易造成流料不充分進而導致后續成形過程減薄嚴重，厚度分布不均勻；凸模位移過大易造成零件起皺。

2）合理的初始液室壓力可在一定程度上減少起皺缺陷發生。

3）成形壓力過小易造成成形精度差，過大則易導致破裂發生。

4）通過試驗和有限元相結合的方法確定了“鼓形”隔片充液成形的最佳工藝參數，即初始液室壓力為3 MPa、凸模位移為3 mm、成形壓力為30 MPa。

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Hydroforming Process of 12Cr17Ni7 Stainless Steel “Drum Type” Spacer

LAI Liang-qing1,2, ZHANG Hui3, CHEN Gao-sheng1,2, LIU Jia1,2, LI Xiao-jun4

(1. Beijing Institute of Aeronautical Materials, AECC, Beijing 100095, China; 2. Key Lab of Materials and Application Research for Vibration & Noise Reduction, AECC, Beijing 100095, China; 3. Army Aviation Representative Office in Beijing, Affiliated with the Equipment Department of People’s Liberation Army Ground Force, Beijing 100101, China; 4. School of Mechanical Engineering and Automation, Beihang University, Beijing 100191, China)

The works aims to study the effects of hydroforming process parameters on the forming quality of spherical “drum type” spacer parts for spherical radial elastic bearing of helicopter rotor. To solve the complex shape, difficult forming, high precision and production efficiency requirements of “drum type” spacer parts, the effects of initial liquid chamber pressure, punch displacement and forming pressure on wrinkling, fracture, thickness distribution and forming accuracy were analyzed by finite element simulation. The optimized process parameters obtained by numerical simulation were initial liquid chamber pressure 3 MPa, punch displacement 3 mm and forming pressure 30 MPa. The “drum type” spacer parts formed in the verification test had no wrinkling, fracture and other defects. The forming accuracy was good, and the thickness distribution was uniform. In hydroforming of “drum type” spacer parts, too small initial liquid chamber pressure is easy to cause insufficient flow, resulting in serious thinning and uneven thickness distribution in the subsequent forming process; excessive punch displacement is likely to cause wrinkling of parts. Reasonable initial liquid chamber pressure can reduce wrinkling defects to a certain extent. Too small forming pressure is likely to cause poor forming accuracy, and too large forming pressure is likely to cause fracture.

hydroforming; 12Cr17Ni7 stainless steel; “drum type” spacer; finite element simulation; process parameter optimization

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.08.008

TG386.3

A

1674-6457(2022)08-0055-07

2021–10–09

民用飛機專項科研（MJ–2018–F–15）

賴亮慶（1980—），男，碩士，高級工程師，主要研究方向為橡膠彈性元件。

責任編輯：蔣紅晨