张怀亮 ，邹佰文，肖 雷，周 胜，邓 锐

(1.中南大学 高性能复杂制造国家重点实验室，长沙410083；2.中南大学 机电工程学院，长沙 410083)

第三代核主泵定子屏蔽套的尺寸要求为d560 mm×2 000 mm×0.4 mm，径厚比达到了1 400。其中直径精度为±0.078 mm，壁厚精度为±0.05 mm，属于超薄壁大径厚比筒类零件，是核主泵自主制造的关键技术之一，其尺寸精度、力学性能和耐腐蚀性能直接影响到核电机组的工作效率与反应堆的安全[1]。高强度、超薄壁、大直径、大长度的特点对其加工制造提出了苛刻的要求[2]。旋压技术是实现这类零件成形的一种先进制造技术，已广泛应用于航空航天、国防工业、石油化工等领域，成为精密塑性成形的重要发展方向[3-5]。

2001年，有色金属研究总院采用离心铸造镍基合金坯料，经机械加工后，采用变薄旋压工艺成形了d220 mm×1 600 mm×0.5 mm的筒形件，旋压径厚比达到440，是当时国内旋压的最高水平[6]。前苏联科学家采用旋压与拉伸组合成形技术，旋压出d400 mm×2 000 mm×0.4 mm的不锈钢零件，旋压径厚比达到1 000，是国外报道的最高纪录[7]。围绕着极限径厚比的问题，国内外有关学者做了多方面的研究，认为旋压过程变形失稳是径厚比无法逾越1 000的关键原因[8]。筒形件变薄旋压时，旋轮局部加载，旋轮与坯料接触区产生塑性变形，旋轮不断改变加载位置，坯料连续塑性变形，在稳定变形时，变形区金属受周围金属约束发生有序流变[9-12]，但是对于超薄壁大径厚比筒形件来说，由于工件的高柔性，很难形成有序流变所需要的约束边界，旋压过程很容易出现变形失稳，使旋压件出现一定程度的缺陷[13-15]。

因此，为了实现对大径厚比回转零件的极限减薄旋压，径厚比达到1 400，并且使制造的屏蔽套质量和尺寸精度方面能满足第三代核主泵使役要求，必须对旋压过程的变形稳定性进行系统研究，探求突破旋压减薄加工极限的有效工艺参数组合以及有效工艺参数组合下旋压过程材料的流变规律。本文作者以实验和数值模拟相结合的方式系统地分析了不同工艺参数对旋压稳定性的影响，探讨旋压过程中金属材料的流变规律，并基于模拟分析结果，成功旋压出径厚比达1 400、质量和精度满足要求的镍基合金薄壁筒，为大径厚比、高精度、高强度的薄壁筒形件旋压加工提供理论依据。

1 小直径薄壁筒旋压实验

为探索镍基合金薄壁筒旋压稳定性的影响因素，进行小直径薄壁筒旋压实验。

将C-276板材利用氩弧焊焊接成壁厚2 mm、直径100 mm的圆筒毛坯，对毛坯特别是焊缝部位进行探伤检查，确定没有微裂纹、空洞或夹杂，毛坯表面打磨毛刺，清洗表面斑痕、加工印记、污垢、锈迹，检查毛坯筒的尺寸，确定没有发生扭曲。在卧式数控旋压实验台上经4道次旋压减薄到0.4 mm，累计旋压减薄率达80%，并进行多组旋压试验。

实验发现：主轴转速、旋轮进给速度、旋轮圆角半径、减薄率、工模间隙率等工艺参数选择不当时，薄壁筒旋压变形过程失稳，旋压件的表面会出现各种缺陷，如起皮、螺旋状波纹、鼓包、断裂等；镍基合金薄壁筒在旋压过程变形稳定的时候，旋轮底部靠前的工件内壁出现一个宽度约5 cm左右、与芯模紧密接触的锁模环，如图1所示。为保证薄壁筒形件在旋压过程中的稳定性，需分析各工艺参数对薄壁筒旋压稳定性的影响，研究锁模环的形成机制及其对旋压稳定性的影响，考虑到时间及成本限制，基于有限元理论建立旋压数值模型并对模拟结果进行分析。

图1 旋压筒形件上的锁模环Fig.1 Mold-lock ring of spinning tube

2 旋压数值模型的建立

基于有限元软件MSC.Marc建立薄壁筒旋压仿真数值模型，为了简化计算，对模型做以下假设：1) 材料采用各向同性的模型且均质；2) 忽略变形中的热效应影响；3) 忽略重力和惯性力的影响。

采用八节点六面体单元对薄壁筒毛坯模型进行网格划分；将旋轮和芯模设置为刚性体，薄壁筒毛坯设置为弹性体，由于采用反旋方式，故将未成形端节点固定；工件与芯模间的摩擦和旋轮与工件间的摩擦均选用修正后的Coulomb摩擦模型。

薄壁筒形件所用材料为镍基合金 C-276，根据材料板料的拉伸试验，其真实应力—应变曲线如图2所示，其他力学性能如表1所列。

改变主轴转速、旋轮进给速度等工艺参数进行多次模拟仿真，对仿真结果进行分析，研究各工艺参数对旋压变形稳定性的影响。

图2 C-276材料真实应力—应变曲线Fig.2 True stress—strain curve of C-276

表1 C-276材料力学性能Table1 Mechanical properties of C-276

3 仿真结果与分析

薄壁筒旋压仿真中发现，旋轮正下方加载区域的单元由于受到径向载荷的作用而出现贴膜现象，加载区两端的材料单元受到轴向和切向载荷的作用向外鼓出，当鼓形高度较大时，轮前的力流传递经过鼓形区发生力流畸变，切向挤压应力部分转化为径向剪切应力，等效变形应力增加并发生塑性变形，导致塑性鼓形，当鼓起高度超过极限值时，鼓形区局部屈服，旋轮辗过鼓形区，旋压过程出现变形失稳现象，最终导致旋压件内外表面都出现螺旋形波纹，严重鼓形时会使材料折叠、撕裂，工件报废。可见，鼓形高度是旋压变形稳定性的重要指标，因而，研究了旋轮进给速度等工艺参数对鼓形高度的影响，各工艺参数的研究范围根据小直径薄壁筒旋压实验及经验确定。

3.1 旋轮进给速度对旋压稳定性的影响

图3所示为旋轮圆角半径为6 mm、主轴转速为160 r/min、工模间隙率为5%、减薄率为30%、毛坯直径为565 mm的情况下旋轮进给速度对鼓形高度的影响规律。从图3可以看出，鼓形高度随着旋轮进给速度的增加而明显增高，当旋轮进给速度达到 80 mm/min时，鼓形高度达到0.25 mm，比旋轮进给速度为40 mm/min的时候增加200%左右。

旋压成形时，旋轮与工件之间的相对运动为螺旋线，因此，旋轮与工件接触的变形区轨迹是一个螺旋带，而旋轮进给速度可视为螺旋带的螺距。随着旋轮进给速度的增加，螺旋带与已加工区域重合的部分减少，而与未加工区域重合的部分则增加，使得参与变形材料的体积增加，相应的旋压力也随着增加。相比之下，径向和切向旋压力的增长比轴向旋压力快，材料的隆起现象也就越明显。实际加工中，在保证材料稳定变形的前提下，可适当提高旋轮进给速度，以提高生产效率。

图3 旋轮进给速度对鼓形高度的影响Fig.3 Effects of spin roller feed rate on drum height

3.2 旋轮圆角半径对旋压稳定性的影响

图4 旋轮圆角半径对鼓形高度的影响Fig.4 Effects of spin roller fillet radius on drum height

图4所示为旋轮进给速度为40 mm/min、主轴转速为160 r/min、工模间隙率为5%、减薄率为30%、毛坯直径为565 mm的情况下旋轮圆角半径对鼓形高度的影响规律。从图4中可以看出，随着旋轮圆角半径的增大，工件的鼓形高度呈减小趋势，当旋轮圆角半径为6 mm时，鼓形高度最小。如果旋轮圆角半径继续增大，旋轮与工件接触面积增大，旋压力和工件扩径量增大，鼓形高度反而增高。这说明对于薄壁体旋压来说，旋轮圆角半径并非越大越好，而是存在一个确定的范围，使鼓形高度较小，旋压稳定性较好。

3.3 减薄率对旋压稳定性的影响

图5所示为旋轮进给速度为40 mm/min、主轴转速为160 r/min、工模间隙率为5%、旋轮圆角半径为6 mm，毛坯直径为565 mm的情况下减薄率对鼓形高度的影响规律。由图5可以看出，随着减薄率的增加，材料径向流动趋势增大，对工件与芯模间隙的填充更加充分，使得材料鼓形高度呈减小趋势。当减薄率达到30%后，鼓形高度的增长趋势出现逆转。这是由于随着压下量的增加，不仅参与变形的材料量有所增加，旋压力也随着增大，过大的旋压力使得材料很容易出现鼓形现象。当减薄率超过40%后，鼓形高度急剧增加，可见30%左右是最适合稳定变形的减薄率值。

图5 减薄率对鼓形高度的影响Fig.5 Effects of thinning rate on drum height

3.4 工模间隙率对鼓形现象的影响规律

图6所示为旋轮圆角半径为6 mm、旋轮进给速度为40 mm/min、毛坯直径为565 mm、主轴转速为160 mm/min、减薄率为30%的情况下工模间隙率对鼓形高度的影响规律。由图6可以看出，当工模间隙率在0～10%时，鼓形高度在0.1 mm以内，鼓形高度变化趋势平缓；当间隙率超过10%以后，鼓形高度随间隙率基本呈正比增加；当间隙率达到30%时，鼓形高度达到了0.25 mm以上。因此，在不影响装模的情况下，要实现大径厚比超薄壁筒形件的稳定旋压，较理想的工模间隙率应该是在5%～10%之间。

图6 工模间隙率对鼓形高度的影响Fig.6 Effects of clearance rate on drum height

3.5 主轴转速对旋压稳定性的影响

图7所示为旋轮圆角半径为6 mm、旋轮进给速度为40 mm/min、毛坯直径为565 mm、工模间隙率为5%、减薄率为30%的情况下主轴转速对鼓形高度的影响规律。从图7中可以看出，主轴转速在160r/min时，鼓形高度较小，转速过大或过小会增加鼓形高度。且转速过高时易引起机床振动，变形热量增加，特别对于大口径筒形件，周向线速度会变很高，扩径明显且圆度降低，容易使材料与芯模、旋轮粘连、烧伤。转速过低时，为保持一定的进给率需用低进给率配合，机床易出现爬行。

图7 主轴转速对鼓形高度的影响Fig.7 Effects of spindle speed on drum height

3.6 锁模环的形成机理及作用机制

根据上述分析，选取使旋压过程鼓形高度较小的工艺参数进行旋压仿真，模拟过程中发现，旋轮底部靠前的工件内壁出现了一个宽度约5 cm左右、与芯模紧密接触的锁模环(见图8)。与小直径薄壁筒旋压实验结果吻合，也说明了数值模型的正确性。

超薄壁筒体起旋后，在载荷作用下，下层材料向后流动的速度大于上层，使得起旋端起翘出现喇叭口，旋轮的前进侧内径缩径贴模，外径材料隆起堆积。随着旋压过程的进行，未成形区下层材料向内侧流动，产生材料的内填缩径效应，材料连续内填，挤入工件与芯模之间，其结果使旋轮底部稍靠前的工件内侧形成一个与芯模紧密接触的均匀锁模环。

均匀的锁模环对薄壁件旋压稳定性有重要的影响，加载区局部材料在周围材料的约束下发生定向流变，即周围约束与局部变形协调。当超薄壁体不能对局部材料的变形方向构成有效约束时，局部材料的流变方向就会紊乱，破坏原有的约束边界。而锁模环实际上对局部材料的流动形成了一种约束，使材料能够有序的流动，从而使超薄壁筒形件在旋压过程中保持足够的稳定性。

图8 模拟结果中的锁模环示意图Fig.8 Mold-lock ring in simulated result

4 实验验证

4.1 材料与设备

实验材料：镍基合金C-276；

实验设备：SY-4强力旋压机；

工艺参数：根据数值模拟结果选定(见表2)。

表2 工艺参数Table2 Process parameters

试件制作：采用厚度为2 mm的C-276板材，用氩弧焊焊接成外径为561.5 mm、长度为300 mm的圆筒，修磨焊缝。

4.2 实验结果与分析

在上述条件下进行大径厚比超薄壁筒形件旋压实验，成功旋压出径厚比达1 400的镍基合金筒形件，旋压完后工件表面光滑无裂纹及起皮现象，但存在明显旋压纹路，只在终止端位置存在微螺旋状鼓起，达到实验预期要求。对减薄旋压后的焊缝与基体进行X射线扫描探伤，结果未发现宏微缺陷，且用超声波测厚仪测量壁厚，测量结果为旋压件壁厚误差小于±0.03 mm，直径误差为±0.1 mm，满足屏蔽泵使役要求。

5 结论

1) 主轴转速、旋轮进给速度等工艺参数通过改变鼓形高度影响旋压过程中薄壁筒的变形稳定性，随着主轴转速、旋轮圆角半径、减薄率的提高，鼓形高度呈现先减小后增大的趋势，存在确定的参数范围，鼓形高度为极小值；随着旋轮进给速度的增加，鼓形高度明显增大；工模间隙率在5%～10%之间时，鼓形高度较小。

2) 均匀锁模环的出现是薄壁筒形件稳定旋压过程中的一种普遍现象，对保持旋压过程的稳定性有重要意义。薄壁筒旋压件未成形区下层材料的内填缩径效应使工件内壁形成一个与芯模紧密接触的均匀锁模环，均匀的锁模环约束加载区局部材料，使其定向有序地流动，保证旋压变形过程的稳定性。

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