工藝參數(shù)對(duì)鎳基合金薄壁筒旋壓穩(wěn)定性的影響

張懷亮 ，鄒佰文，肖 雷，周 勝，鄧 銳

(1.中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410083；2.中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083)

第三代核主泵定子屏蔽套的尺寸要求為d560 mm×2 000 mm×0.4 mm，徑厚比達(dá)到了1 400。其中直徑精度為±0.078 mm，壁厚精度為±0.05 mm，屬于超薄壁大徑厚比筒類(lèi)零件，是核主泵自主制造的關(guān)鍵技術(shù)之一，其尺寸精度、力學(xué)性能和耐腐蝕性能直接影響到核電機(jī)組的工作效率與反應(yīng)堆的安全[1]。高強(qiáng)度、超薄壁、大直徑、大長(zhǎng)度的特點(diǎn)對(duì)其加工制造提出了苛刻的要求[2]。旋壓技術(shù)是實(shí)現(xiàn)這類(lèi)零件成形的一種先進(jìn)制造技術(shù)，已廣泛應(yīng)用于航空航天、國(guó)防工業(yè)、石油化工等領(lǐng)域，成為精密塑性成形的重要發(fā)展方向[3-5]。

2001年，有色金屬研究總院采用離心鑄造鎳基合金坯料，經(jīng)機(jī)械加工后，采用變薄旋壓工藝成形了d220 mm×1 600 mm×0.5 mm的筒形件，旋壓徑厚比達(dá)到440，是當(dāng)時(shí)國(guó)內(nèi)旋壓的最高水平[6]。前蘇聯(lián)科學(xué)家采用旋壓與拉伸組合成形技術(shù)，旋壓出d400 mm×2 000 mm×0.4 mm的不銹鋼零件，旋壓徑厚比達(dá)到1 000，是國(guó)外報(bào)道的最高紀(jì)錄[7]。圍繞著極限徑厚比的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外有關(guān)學(xué)者做了多方面的研究，認(rèn)為旋壓過(guò)程變形失穩(wěn)是徑厚比無(wú)法逾越1 000的關(guān)鍵原因[8]。筒形件變薄旋壓時(shí)，旋輪局部加載，旋輪與坯料接觸區(qū)產(chǎn)生塑性變形，旋輪不斷改變加載位置，坯料連續(xù)塑性變形，在穩(wěn)定變形時(shí)，變形區(qū)金屬受周?chē)饘偌s束發(fā)生有序流變[9-12]，但是對(duì)于超薄壁大徑厚比筒形件來(lái)說(shuō)，由于工件的高柔性，很難形成有序流變所需要的約束邊界，旋壓過(guò)程很容易出現(xiàn)變形失穩(wěn)，使旋壓件出現(xiàn)一定程度的缺陷[13-15]。

因此，為了實(shí)現(xiàn)對(duì)大徑厚比回轉(zhuǎn)零件的極限減薄旋壓，徑厚比達(dá)到1 400，并且使制造的屏蔽套質(zhì)量和尺寸精度方面能滿(mǎn)足第三代核主泵使役要求，必須對(duì)旋壓過(guò)程的變形穩(wěn)定性進(jìn)行系統(tǒng)研究，探求突破旋壓減薄加工極限的有效工藝參數(shù)組合以及有效工藝參數(shù)組合下旋壓過(guò)程材料的流變規(guī)律。本文作者以實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式系統(tǒng)地分析了不同工藝參數(shù)對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響，探討旋壓過(guò)程中金屬材料的流變規(guī)律，并基于模擬分析結(jié)果，成功旋壓出徑厚比達(dá)1 400、質(zhì)量和精度滿(mǎn)足要求的鎳基合金薄壁筒，為大徑厚比、高精度、高強(qiáng)度的薄壁筒形件旋壓加工提供理論依據(jù)。

1 小直徑薄壁筒旋壓實(shí)驗(yàn)

為探索鎳基合金薄壁筒旋壓穩(wěn)定性的影響因素，進(jìn)行小直徑薄壁筒旋壓實(shí)驗(yàn)。

將C-276板材利用氬弧焊焊接成壁厚2 mm、直徑100 mm的圓筒毛坯，對(duì)毛坯特別是焊縫部位進(jìn)行探傷檢查，確定沒(méi)有微裂紋、空洞或夾雜，毛坯表面打磨毛刺，清洗表面斑痕、加工印記、污垢、銹跡，檢查毛坯筒的尺寸，確定沒(méi)有發(fā)生扭曲。在臥式數(shù)控旋壓實(shí)驗(yàn)臺(tái)上經(jīng)4道次旋壓減薄到0.4 mm，累計(jì)旋壓減薄率達(dá)80%，并進(jìn)行多組旋壓試驗(yàn)。

實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：主軸轉(zhuǎn)速、旋輪進(jìn)給速度、旋輪圓角半徑、減薄率、工模間隙率等工藝參數(shù)選擇不當(dāng)時(shí)，薄壁筒旋壓變形過(guò)程失穩(wěn)，旋壓件的表面會(huì)出現(xiàn)各種缺陷，如起皮、螺旋狀波紋、鼓包、斷裂等；鎳基合金薄壁筒在旋壓過(guò)程變形穩(wěn)定的時(shí)候，旋輪底部靠前的工件內(nèi)壁出現(xiàn)一個(gè)寬度約5 cm左右、與芯模緊密接觸的鎖模環(huán)，如圖1所示。為保證薄壁筒形件在旋壓過(guò)程中的穩(wěn)定性，需分析各工藝參數(shù)對(duì)薄壁筒旋壓穩(wěn)定性的影響，研究鎖模環(huán)的形成機(jī)制及其對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響，考慮到時(shí)間及成本限制，基于有限元理論建立旋壓數(shù)值模型并對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行分析。

圖1 旋壓筒形件上的鎖模環(huán)Fig.1 Mold-lock ring of spinning tube

2 旋壓數(shù)值模型的建立

基于有限元軟件MSC.Marc建立薄壁筒旋壓仿真數(shù)值模型，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)模型做以下假設(shè)：1) 材料采用各向同性的模型且均質(zhì)；2) 忽略變形中的熱效應(yīng)影響；3) 忽略重力和慣性力的影響。

采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元對(duì)薄壁筒毛坯模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分；將旋輪和芯模設(shè)置為剛性體，薄壁筒毛坯設(shè)置為彈性體，由于采用反旋方式，故將未成形端節(jié)點(diǎn)固定；工件與芯模間的摩擦和旋輪與工件間的摩擦均選用修正后的Coulomb摩擦模型。

薄壁筒形件所用材料為鎳基合金 C-276，根據(jù)材料板料的拉伸試驗(yàn)，其真實(shí)應(yīng)力—應(yīng)變曲線(xiàn)如圖2所示，其他力學(xué)性能如表1所列。

改變主軸轉(zhuǎn)速、旋輪進(jìn)給速度等工藝參數(shù)進(jìn)行多次模擬仿真，對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析，研究各工藝參數(shù)對(duì)旋壓變形穩(wěn)定性的影響。

圖2 C-276材料真實(shí)應(yīng)力—應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.2 True stress—strain curve of C-276

表1 C-276材料力學(xué)性能Table1 Mechanical properties of C-276

3 仿真結(jié)果與分析

薄壁筒旋壓仿真中發(fā)現(xiàn)，旋輪正下方加載區(qū)域的單元由于受到徑向載荷的作用而出現(xiàn)貼膜現(xiàn)象，加載區(qū)兩端的材料單元受到軸向和切向載荷的作用向外鼓出，當(dāng)鼓形高度較大時(shí)，輪前的力流傳遞經(jīng)過(guò)鼓形區(qū)發(fā)生力流畸變，切向擠壓應(yīng)力部分轉(zhuǎn)化為徑向剪切應(yīng)力，等效變形應(yīng)力增加并發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致塑性鼓形，當(dāng)鼓起高度超過(guò)極限值時(shí)，鼓形區(qū)局部屈服，旋輪輾過(guò)鼓形區(qū)，旋壓過(guò)程出現(xiàn)變形失穩(wěn)現(xiàn)象，最終導(dǎo)致旋壓件內(nèi)外表面都出現(xiàn)螺旋形波紋，嚴(yán)重鼓形時(shí)會(huì)使材料折疊、撕裂，工件報(bào)廢。可見(jiàn)，鼓形高度是旋壓變形穩(wěn)定性的重要指標(biāo)，因而，研究了旋輪進(jìn)給速度等工藝參數(shù)對(duì)鼓形高度的影響，各工藝參數(shù)的研究范圍根據(jù)小直徑薄壁筒旋壓實(shí)驗(yàn)及經(jīng)驗(yàn)確定。

3.1 旋輪進(jìn)給速度對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響

圖3所示為旋輪圓角半徑為6 mm、主軸轉(zhuǎn)速為160 r/min、工模間隙率為5%、減薄率為30%、毛坯直徑為565 mm的情況下旋輪進(jìn)給速度對(duì)鼓形高度的影響規(guī)律。從圖3可以看出，鼓形高度隨著旋輪進(jìn)給速度的增加而明顯增高，當(dāng)旋輪進(jìn)給速度達(dá)到 80 mm/min時(shí)，鼓形高度達(dá)到0.25 mm，比旋輪進(jìn)給速度為40 mm/min的時(shí)候增加200%左右。

旋壓成形時(shí)，旋輪與工件之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)為螺旋線(xiàn)，因此，旋輪與工件接觸的變形區(qū)軌跡是一個(gè)螺旋帶，而旋輪進(jìn)給速度可視為螺旋帶的螺距。隨著旋輪進(jìn)給速度的增加，螺旋帶與已加工區(qū)域重合的部分減少，而與未加工區(qū)域重合的部分則增加，使得參與變形材料的體積增加，相應(yīng)的旋壓力也隨著增加。相比之下，徑向和切向旋壓力的增長(zhǎng)比軸向旋壓力快，材料的隆起現(xiàn)象也就越明顯。實(shí)際加工中，在保證材料穩(wěn)定變形的前提下，可適當(dāng)提高旋輪進(jìn)給速度，以提高生產(chǎn)效率。

圖3 旋輪進(jìn)給速度對(duì)鼓形高度的影響Fig.3 Effects of spin roller feed rate on drum height

3.2 旋輪圓角半徑對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響

圖4 旋輪圓角半徑對(duì)鼓形高度的影響Fig.4 Effects of spin roller fillet radius on drum height

圖4所示為旋輪進(jìn)給速度為40 mm/min、主軸轉(zhuǎn)速為160 r/min、工模間隙率為5%、減薄率為30%、毛坯直徑為565 mm的情況下旋輪圓角半徑對(duì)鼓形高度的影響規(guī)律。從圖4中可以看出，隨著旋輪圓角半徑的增大，工件的鼓形高度呈減小趨勢(shì)，當(dāng)旋輪圓角半徑為6 mm時(shí)，鼓形高度最小。如果旋輪圓角半徑繼續(xù)增大，旋輪與工件接觸面積增大，旋壓力和工件擴(kuò)徑量增大，鼓形高度反而增高。這說(shuō)明對(duì)于薄壁體旋壓來(lái)說(shuō)，旋輪圓角半徑并非越大越好，而是存在一個(gè)確定的范圍，使鼓形高度較小，旋壓穩(wěn)定性較好。

3.3 減薄率對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響

圖5所示為旋輪進(jìn)給速度為40 mm/min、主軸轉(zhuǎn)速為160 r/min、工模間隙率為5%、旋輪圓角半徑為6 mm，毛坯直徑為565 mm的情況下減薄率對(duì)鼓形高度的影響規(guī)律。由圖5可以看出，隨著減薄率的增加，材料徑向流動(dòng)趨勢(shì)增大，對(duì)工件與芯模間隙的填充更加充分，使得材料鼓形高度呈減小趨勢(shì)。當(dāng)減薄率達(dá)到30%后，鼓形高度的增長(zhǎng)趨勢(shì)出現(xiàn)逆轉(zhuǎn)。這是由于隨著壓下量的增加，不僅參與變形的材料量有所增加，旋壓力也隨著增大，過(guò)大的旋壓力使得材料很容易出現(xiàn)鼓形現(xiàn)象。當(dāng)減薄率超過(guò)40%后，鼓形高度急劇增加，可見(jiàn)30%左右是最適合穩(wěn)定變形的減薄率值。

圖5 減薄率對(duì)鼓形高度的影響Fig.5 Effects of thinning rate on drum height

3.4 工模間隙率對(duì)鼓形現(xiàn)象的影響規(guī)律

圖6所示為旋輪圓角半徑為6 mm、旋輪進(jìn)給速度為40 mm/min、毛坯直徑為565 mm、主軸轉(zhuǎn)速為160 mm/min、減薄率為30%的情況下工模間隙率對(duì)鼓形高度的影響規(guī)律。由圖6可以看出，當(dāng)工模間隙率在0～10%時(shí)，鼓形高度在0.1 mm以?xún)?nèi)，鼓形高度變化趨勢(shì)平緩；當(dāng)間隙率超過(guò)10%以后，鼓形高度隨間隙率基本呈正比增加；當(dāng)間隙率達(dá)到30%時(shí)，鼓形高度達(dá)到了0.25 mm以上。因此，在不影響裝模的情況下，要實(shí)現(xiàn)大徑厚比超薄壁筒形件的穩(wěn)定旋壓，較理想的工模間隙率應(yīng)該是在5%～10%之間。

圖6 工模間隙率對(duì)鼓形高度的影響Fig.6 Effects of clearance rate on drum height

3.5 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)旋壓穩(wěn)定性的影響

圖7所示為旋輪圓角半徑為6 mm、旋輪進(jìn)給速度為40 mm/min、毛坯直徑為565 mm、工模間隙率為5%、減薄率為30%的情況下主軸轉(zhuǎn)速對(duì)鼓形高度的影響規(guī)律。從圖7中可以看出，主軸轉(zhuǎn)速在160r/min時(shí)，鼓形高度較小，轉(zhuǎn)速過(guò)大或過(guò)小會(huì)增加鼓形高度。且轉(zhuǎn)速過(guò)高時(shí)易引起機(jī)床振動(dòng)，變形熱量增加，特別對(duì)于大口徑筒形件，周向線(xiàn)速度會(huì)變很高，擴(kuò)徑明顯且圓度降低，容易使材料與芯模、旋輪粘連、燒傷。轉(zhuǎn)速過(guò)低時(shí)，為保持一定的進(jìn)給率需用低進(jìn)給率配合，機(jī)床易出現(xiàn)爬行。

圖7 主軸轉(zhuǎn)速對(duì)鼓形高度的影響Fig.7 Effects of spindle speed on drum height

3.6 鎖模環(huán)的形成機(jī)理及作用機(jī)制

根據(jù)上述分析，選取使旋壓過(guò)程鼓形高度較小的工藝參數(shù)進(jìn)行旋壓仿真，模擬過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，旋輪底部靠前的工件內(nèi)壁出現(xiàn)了一個(gè)寬度約5 cm左右、與芯模緊密接觸的鎖模環(huán)(見(jiàn)圖8)。與小直徑薄壁筒旋壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合，也說(shuō)明了數(shù)值模型的正確性。

超薄壁筒體起旋后，在載荷作用下，下層材料向后流動(dòng)的速度大于上層，使得起旋端起翹出現(xiàn)喇叭口，旋輪的前進(jìn)側(cè)內(nèi)徑縮徑貼模，外徑材料隆起堆積。隨著旋壓過(guò)程的進(jìn)行，未成形區(qū)下層材料向內(nèi)側(cè)流動(dòng)，產(chǎn)生材料的內(nèi)填縮徑效應(yīng)，材料連續(xù)內(nèi)填，擠入工件與芯模之間，其結(jié)果使旋輪底部稍靠前的工件內(nèi)側(cè)形成一個(gè)與芯模緊密接觸的均勻鎖模環(huán)。

均勻的鎖模環(huán)對(duì)薄壁件旋壓穩(wěn)定性有重要的影響，加載區(qū)局部材料在周?chē)牧系募s束下發(fā)生定向流變，即周?chē)s束與局部變形協(xié)調(diào)。當(dāng)超薄壁體不能對(duì)局部材料的變形方向構(gòu)成有效約束時(shí)，局部材料的流變方向就會(huì)紊亂，破壞原有的約束邊界。而鎖模環(huán)實(shí)際上對(duì)局部材料的流動(dòng)形成了一種約束，使材料能夠有序的流動(dòng)，從而使超薄壁筒形件在旋壓過(guò)程中保持足夠的穩(wěn)定性。

圖8 模擬結(jié)果中的鎖模環(huán)示意圖Fig.8 Mold-lock ring in simulated result

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 材料與設(shè)備

實(shí)驗(yàn)材料：鎳基合金C-276；

實(shí)驗(yàn)設(shè)備：SY-4強(qiáng)力旋壓機(jī)；

工藝參數(shù)：根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果選定(見(jiàn)表2)。

表2 工藝參數(shù)Table2 Process parameters

試件制作：采用厚度為2 mm的C-276板材，用氬弧焊焊接成外徑為561.5 mm、長(zhǎng)度為300 mm的圓筒，修磨焊縫。

4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

在上述條件下進(jìn)行大徑厚比超薄壁筒形件旋壓實(shí)驗(yàn)，成功旋壓出徑厚比達(dá)1 400的鎳基合金筒形件，旋壓完后工件表面光滑無(wú)裂紋及起皮現(xiàn)象，但存在明顯旋壓紋路，只在終止端位置存在微螺旋狀鼓起，達(dá)到實(shí)驗(yàn)預(yù)期要求。對(duì)減薄旋壓后的焊縫與基體進(jìn)行X射線(xiàn)掃描探傷，結(jié)果未發(fā)現(xiàn)宏微缺陷，且用超聲波測(cè)厚儀測(cè)量壁厚，測(cè)量結(jié)果為旋壓件壁厚誤差小于±0.03 mm，直徑誤差為±0.1 mm，滿(mǎn)足屏蔽泵使役要求。

5 結(jié)論

1) 主軸轉(zhuǎn)速、旋輪進(jìn)給速度等工藝參數(shù)通過(guò)改變鼓形高度影響旋壓過(guò)程中薄壁筒的變形穩(wěn)定性，隨著主軸轉(zhuǎn)速、旋輪圓角半徑、減薄率的提高，鼓形高度呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，存在確定的參數(shù)范圍，鼓形高度為極小值；隨著旋輪進(jìn)給速度的增加，鼓形高度明顯增大；工模間隙率在5%～10%之間時(shí)，鼓形高度較小。

2) 均勻鎖模環(huán)的出現(xiàn)是薄壁筒形件穩(wěn)定旋壓過(guò)程中的一種普遍現(xiàn)象，對(duì)保持旋壓過(guò)程的穩(wěn)定性有重要意義。薄壁筒旋壓件未成形區(qū)下層材料的內(nèi)填縮徑效應(yīng)使工件內(nèi)壁形成一個(gè)與芯模緊密接觸的均勻鎖模環(huán)，均勻的鎖模環(huán)約束加載區(qū)局部材料，使其定向有序地流動(dòng)，保證旋壓變形過(guò)程的穩(wěn)定性。

[1]關(guān) 銳, 高永軍.AP1000反應(yīng)堆主泵屏蔽套制造工藝淺析[J].中國(guó)核電, 2008, 1(1): 49-50.GUAN Rui, GAO Yong-jun.The brief analysis of manufacturing process for the AP1000 main pump reactor shielding[J].China’s Nuclear Power, 2008, 1(1): 49-50.

[2]MUSIC O, ALLWOOD J M, KAWAI K.A review of the mechanics of metal spinning[J].Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(1): 3-23.

[3]BAI Qian, YANG He, ZHAN Mei.Finite element modeling of power spinning of thin-walled shell with hoop inner rib[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2008, 18(1):6-13.

[4]MA F, YANG H, ZHAN M.Plastic deformation behaviors and their application in power spinning process of conical parts with transverse inner rib[J].Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(1): 180-189.

[5]雷玉成, 汪敏建, 賈志宏.金屬材料成型原理[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社, 2006: 75-92.LEI Yu-cheng, WANG Min-jian, JIA Zhi-hong.The principle of material forming[M].Beijing: Chemical Industry Press, 2006:75-92.

[6]趙云豪, 張順福.國(guó)內(nèi)旋壓技術(shù)發(fā)展的回顧與展望[C]//全國(guó)鍛壓學(xué)術(shù)年會(huì)論文集.廈門(mén): 中國(guó)機(jī)械工程學(xué)院, 1999:419-421.ZHAO Yun-hao, ZHANG Fu-shun.A review and prospect:development of spinning technology in China[C]//The Seventh Academic Conference on Spinning.Xiamen: Chinese Mechanical Engineering Society, 1999: 419-421.

[7]PRAKASH R, SINGHAL R P.Shear spinning technology for manufacture of long thin wall tubes of small bore[J].Journal of Materials Processing Technology, 1995, 54(1/4): 186-192.

[8]WONG C C, DEAN T A, LIN J.A review of spinning, shear forming and flow forming processes[J].International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2003, 43(14): 1419-1435.

[9]JIANG Shu-yong, ZHENG Yu-feng, REN Zheng-yi, LI Chun-feng.Multi-pass spinning of thin-walled tubular part with longitudinal inner ribs[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2009, 19(1): 215-221.

[10]LIN W, HUI L.Investigation of material deformation in multi-pass conventional metal spinning[J].Materials and Design,2011, 32(5): 2981-2899.

[11]張懷亮, 鄧 銳, 李新和.工模間隙率對(duì)大徑厚比筒形件旋壓穩(wěn)定性的影響研究[J].制造技術(shù)與機(jī)床, 2011(1): 97-100.ZHANG Huai-liang, DENG Rui, LI Xin-he.Study on the influence of clearance ratio on the spinning stability of cylindrical workpiece with high diameter/thickness ratio[J].Manufacturing and Machine Tools, 2011(1): 97-100.

[12]SUNGSOO N, HYUNGWON Y, LIVIU L.Effect of taper ratio on vibration and stability of a composite thin-walled spinning shaft[J].Thin-Walled Structures, 2006, 44(3): 362-371.

[13]SHAN D B, YANG G P, XU W C.Deformation history and the resultant microstructure and texture in backward tube spinning of Ti-6Al-2Zr-1Mo-1V[J].Journal of Materials Processing Technology, 2009, 209(17): 5713-5719.

[14]XIA Q X, CHENG X Q, HU Y, RUAN F.Finite element simulation and experimental investigation on the forming forces of 3D non-axisymmetrical tubes spinning[J].International Journal of Mechanical Sciences, 2006, 48(7): 726-735.

[15]MA Fei, YANG He, ZHAN Mei.Effects of material properties on power spinning process of parts with transverse inner rib[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2010, 20(8):1476-1481.