黎 波，袁其煒，靳 凱，萬柏方，王 輝，郭訓(xùn)忠，陶 杰

( 1.南京航空航天大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 211100；2.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 211100；3.江蘇圖南合金股份有限公司，鎮(zhèn)江212352 )

鎳基高溫合金因具有良好的抗氧化性、耐腐蝕性和優(yōu)異的高溫性能，廣泛應(yīng)用于航空、航天、核能、石化和海洋工程等重要領(lǐng)域[1-2]。GH625高溫合金變徑管主要應(yīng)用于航空航天發(fā)動(dòng)機(jī)當(dāng)中，其工作環(huán)境的溫度高，表面需要加工細(xì)小的通孔用于與其他部件相接，并輸送高溫介質(zhì)。因此，為提高管表面小孔的加工精度以及降低管內(nèi)高溫介質(zhì)的運(yùn)輸阻力，GH625細(xì)長(zhǎng)變徑管應(yīng)滿足尺寸精度高、內(nèi)外表面質(zhì)量好、力學(xué)性能及機(jī)械性能良好等要求。目前，高溫合金變徑管采用的制造方法主要是將不同管徑的管坯焊接起來。在高溫服役環(huán)境下，焊接變徑管因焊縫中存在的各種缺陷，其承載能力影響或產(chǎn)生變形甚至裂紋，從而影響使用壽命。為避免現(xiàn)有焊接成形方法的工藝缺點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)整體成形，提高零件的使用壽命，本文采用縮徑旋壓技術(shù)整體制造高溫合金變徑管。

近幾年，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于管材的旋壓成形技術(shù)進(jìn)行了大量研究。Yao等[3]研究了一種鋁合金變徑管的末端近軸無?？s頸旋壓成形工藝，通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)隨著管末端直徑的減小和旋輪軸向進(jìn)給的增大，鋁合金制件的厚度、應(yīng)變、旋壓力、扭轉(zhuǎn)角及表面粗糙度增大。Balasubramanian等[4]對(duì)退火AA6061薄壁管進(jìn)行了強(qiáng)力旋壓試驗(yàn)研究，分析了工藝參數(shù)選擇不當(dāng)所產(chǎn)生的缺陷，得到了旋壓成形AA6061薄壁管的具體參數(shù)。同時(shí)，研究人員通過試驗(yàn)獲得了工藝參數(shù)對(duì)AA6061薄壁管的延伸率以及零件表面粗糙度的影響規(guī)律[5-6]。試驗(yàn)結(jié)果表明，壓下量對(duì)薄壁管的延伸率影響最大，軸向進(jìn)給速度對(duì)零件表面粗糙度的影響最大。Xia等[7-8]通過數(shù)值模擬及試驗(yàn)，研究了6061T1鋁合金管件非對(duì)稱無?？s徑旋壓成形的變形機(jī)理。Huang等[9]對(duì)JIS G3141鋼管進(jìn)行了無?？s徑旋壓，研究了摩擦系數(shù)、旋輪軸向運(yùn)動(dòng)速度及旋輪圓角半徑對(duì)旋壓成形的影響。研究結(jié)果表明，摩擦系數(shù)對(duì)旋壓件扭轉(zhuǎn)角有重要影響；旋輪進(jìn)給速度對(duì)零件表面粗糙度影響較大；旋輪圓角半徑增大時(shí)，零件橢圓度增大。詹梅等[10]通過模擬及試驗(yàn)，研究了鋁合金波紋管無模縮徑旋壓成形過程中應(yīng)力應(yīng)變的分布規(guī)律及工藝參數(shù)對(duì)旋壓件成形質(zhì)量的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明，芯模轉(zhuǎn)速對(duì)成形件的質(zhì)量影響較大，旋輪進(jìn)給速度對(duì)成形件的質(zhì)量影響較小。杜軍等[11]通過數(shù)值模擬研究了Haynes230鎳基高溫合金的第一道次反向熱強(qiáng)旋成形，試驗(yàn)結(jié)果表明，進(jìn)給比適當(dāng)增大有利于改善工件的貼模性，獲得高成形質(zhì)量的旋壓件，但是進(jìn)給比過大則會(huì)引起材料流動(dòng)不平穩(wěn)，材料在旋輪前方堆積隆起，不利于旋壓成形的進(jìn)行。王大力等[12]通過試驗(yàn)探索了GH4169薄壁管強(qiáng)力旋壓工藝參數(shù)對(duì)尺寸精度的影響，發(fā)現(xiàn)旋壓此類薄壁管零件時(shí)，減薄率與進(jìn)給比的合理配比是旋壓成形的關(guān)鍵。上述研究結(jié)果表明，管材旋壓工藝參數(shù)對(duì)于旋壓件成形質(zhì)量影響較大，但上述研究的對(duì)象主要是鋁合金及不銹鋼，且研究對(duì)象的長(zhǎng)徑比小，而對(duì)于高溫合金細(xì)長(zhǎng)變徑管的縮徑旋壓成形工藝研究較少。本文所研究的GH625高溫合金管整體尺寸較小，長(zhǎng)徑比值較大，成形前后壁厚公差要求高。在旋壓成形過程中，若采用無?？s頸旋壓技術(shù)，高溫合金管易產(chǎn)生壁厚嚴(yán)重增厚、軸向彎曲、內(nèi)表面光潔度低等現(xiàn)象；若采用強(qiáng)力旋壓技術(shù)，則壁厚易減薄甚至產(chǎn)生破裂。因此，本文主要采用帶芯?？s頸旋壓技術(shù)，防止高溫合金管旋壓過程中出現(xiàn)壁厚嚴(yán)重增厚及減薄現(xiàn)象，提高變徑管的尺寸精度。然而，由于管坯較長(zhǎng)，隨著旋輪的進(jìn)給，管坯會(huì)產(chǎn)生一定程度的跳動(dòng)，使得不同區(qū)域材料流動(dòng)的規(guī)律不同，對(duì)變徑管的成形質(zhì)量有一定的影響。因此，對(duì)于高溫合金變徑管縮徑旋壓成形材料的變形規(guī)律和工藝的探索及其重要。又因試驗(yàn)研究成本高、周期長(zhǎng)，所以基于ABAQUS / Explicit平臺(tái)建立GH625高溫合金管縮徑旋壓模型，分析縮徑旋壓成形過程中材料的變形機(jī)理，研究了工藝參數(shù)對(duì)旋壓成形質(zhì)量的影響規(guī)律，并根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行實(shí)際試驗(yàn)，獲得較好的試驗(yàn)結(jié)果。

圖2 拉伸試樣及管塞尺寸Fig.2 Dimensions of tensile specimen and tube plugs

圖3 GH625高溫合金管應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖Fig.3 Stress-strain curve of GH625 tube

變徑管幾何模型

GH625高溫合金變徑管壁厚為1mm，基本尺寸如圖1所示。其特點(diǎn)是細(xì)長(zhǎng)，成形前后壁厚須保持不變，尺寸精度及內(nèi)外表面質(zhì)量要求高。考慮加工余量并根據(jù)體積不變條件計(jì)算得到管坯尺寸為Φ12mm×1 mm×220mm。

有限元模型建立

1 材料參數(shù)

按照國(guó)標(biāo)GB/T 228-2002設(shè)計(jì)拉伸試樣。對(duì)于Φ12mm×1mm的管材截取管段試樣，管坯兩端配有管塞，拉伸試樣及管塞尺寸見圖2。拉伸試驗(yàn)在新三思電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)速度為4.8mm/min。通過拉伸試驗(yàn)獲得GH625高溫合金管工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線和真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3所示。

2 模型建立

在ABAQUS/Explicit模塊中建立如圖4（a）所示的有限元模型，旋輪尺寸如圖4（b）所示。定義旋輪和芯棒為解析剛體，管坯定義為變形體并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。將零件未成形區(qū)域劃分成大網(wǎng)格，將旋壓成形區(qū)域網(wǎng)格細(xì)化。材料的密度為8440kg/m3，彈性模量為203GPa，泊松比為0.308。采用庫(kù)侖摩擦條件定義坯料和模具之間的接觸，設(shè)置旋輪與坯料之間的摩擦系數(shù)為0.1，坯料與芯模之間的摩擦系數(shù)為0.2。在模擬中將管坯和芯模設(shè)置為固定，定義旋輪沿管坯表面以螺旋形路徑移動(dòng)，以減小質(zhì)量放大技術(shù)所產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)副作用[13]。

3 模擬工藝參數(shù)

合理的工藝參數(shù)是決定旋壓件成形質(zhì)量的重要條件[14]。根據(jù)零件形狀及零件尺寸精度，對(duì)主要工藝參數(shù)進(jìn)行綜合考慮，確定合適的工藝參數(shù)范圍或最佳值[15]。本文主要研究的工藝參數(shù)有軸向進(jìn)給速度f、旋輪圓角半徑R、旋輪安裝角度α。具體模型參數(shù)設(shè)置如表1所示。

圖4 有限元模型及旋輪尺寸Fig.4 Finite element model and dimensions of roller

圖5 旋壓變形過程橫向截面應(yīng)力分布云圖及截面變化圖Fig.5 Stress distribution nephogram and variation of the cross-section in tube spinning

表1 旋壓模擬工藝參數(shù)l

模擬結(jié)果與討論

在旋壓過程中，由于管坯較長(zhǎng)，隨著旋輪的進(jìn)給，管坯會(huì)產(chǎn)生一定程度的跳動(dòng)，使得不同區(qū)域材料流動(dòng)的規(guī)律不同。將管坯變形區(qū)域分為4個(gè)部分，對(duì)周向截面A-D(如圖4（a）所示)進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變及截面變化分析。

1 旋壓進(jìn)程應(yīng)力分析

圖5所示為高溫合金變徑管旋壓成形過程截面應(yīng)力分布云圖及截面變化圖?？芍?等效應(yīng)力隨著旋輪沿管坯軸向移動(dòng)而逐漸增大。圖5（a）表示，當(dāng)成形進(jìn)程為25%（旋輪處于截面A處）時(shí)，截面等效應(yīng)力分布均勻，兩輪對(duì)管坯的壓力夾角呈180°，未成形區(qū)域（截面B、C、D）無明顯變化。圖5（b）、（c）表示，當(dāng)成形進(jìn)程達(dá)到50% (旋輪處于截面B處)和75% (旋輪處于截面C處)時(shí)，管坯逐漸向一側(cè)偏移，B、C、D截面均出現(xiàn)畸變且等效應(yīng)力分布不均勻。這主要是因?yàn)楫?dāng)成形進(jìn)程達(dá)到50%時(shí)，管坯開始隨旋輪的進(jìn)給而產(chǎn)生跳動(dòng)，左右旋輪與管坯的接觸面積開始趨于不同，并且兩輪在旋壓過程中相對(duì)位置稍有偏移，使得兩輪對(duì)管坯的壓力夾角小于180°[16]，管坯截面發(fā)生畸變。當(dāng)成形進(jìn)程為75%時(shí)，兩輪對(duì)管坯的壓力夾角變化最大，旋輪所處截面畸變最嚴(yán)重。圖5（d）表示，當(dāng)成形進(jìn)程為100%時(shí)(旋輪處于截面D處)，已成形區(qū)域截面（截面A、B、C）有所改善，但管坯末端網(wǎng)格畸變嚴(yán)重，等效應(yīng)力最大值區(qū)域增大。

2 旋壓進(jìn)程應(yīng)變分析

圖6所示為旋壓變形過程中旋輪所處位置橫向截面應(yīng)變分布云圖?？梢钥闯觯?dāng)旋輪處于截面A時(shí)，管坯等效應(yīng)變分布均勻，外表面等效應(yīng)變大于內(nèi)層等效應(yīng)變。隨著旋輪的進(jìn)給，材料流動(dòng)不均勻，管坯等效應(yīng)變分布出現(xiàn)差異。當(dāng)旋輪處于截面B時(shí)，管坯等效應(yīng)變分布最不均勻。這主要是因?yàn)閮奢喰c管坯的接觸面積相差較大，左側(cè)旋輪與管坯接觸面積大，變形量大，等效應(yīng)變相對(duì)于右側(cè)大。

3 工藝參數(shù)對(duì)旋壓成形質(zhì)量的影響規(guī)律

圖7所示為工藝參數(shù)對(duì)高溫合金變徑管壁厚尺寸的影響規(guī)律。由圖7（a）可知，當(dāng)軸向進(jìn)給速度增大時(shí)，壁厚逐漸增大。這主要是因?yàn)檩S向進(jìn)給速度越大，旋壓壓力越大，使得徑向材料流動(dòng)增加。軸向進(jìn)給速度增大也會(huì)導(dǎo)致旋輪前方材料堆積、隆起，材料軸向流動(dòng)困難，從而沿徑向流動(dòng)，管坯厚度增加。由圖7（b）可知，圓角半徑增大，壁厚有增大趨勢(shì)。原因在于旋輪圓角半徑增大，會(huì)阻礙材料的軸向流動(dòng)，且芯模于坯料間存在一定間隙，材料沿徑向流動(dòng)，壁厚增大。由圖7（c）可知，旋輪安裝角度對(duì)變徑管壁厚的影響較小，但壁厚都增厚較大。

圖6 旋壓變形過程旋輪所處位置橫向截面應(yīng)變分布云圖Fig.6 Strain distribution nephogram of the cross-section in tube spinning

圖7 工藝參數(shù)對(duì)高溫合金變徑管壁厚尺寸的影響Fig.7 Influence of spinning process parameters on tube thickness

上述結(jié)果分析說明，高溫合金變徑管縮徑旋壓成形存在壁厚增厚現(xiàn)象，并且軸向進(jìn)給速度對(duì)壁厚的影響最大。在高溫合金變徑管縮徑旋壓成形中，為保持旋壓成形前后壁厚存在較小誤差，應(yīng)選擇較小的旋壓進(jìn)給速度及旋輪圓角半徑，降低旋壓力，促進(jìn)材料的軸向流動(dòng)。

由圖8（a）可知，軸向進(jìn)給速度越大，截面橢圓度越大。原因在于管坯受壓，兩旋輪所處的位置為截面橢圓的短軸處，旋壓力增大，截面橢圓長(zhǎng)軸與短軸的差值增大，致使截面橢圓度增大[4]。由圖8（b）可以看出，軸向進(jìn)給速度過大會(huì)導(dǎo)致波紋產(chǎn)生，對(duì)管坯的表面質(zhì)量有一定的影響。由圖9（a）可知，圓角半徑越大，截面橢圓度越大。這主要是因?yàn)樾唸A角半徑增大，旋輪與管坯的接觸面積增大，不均勻變形程度增大[17]，所以截面橢圓度增大。由圖10（a）可知，距避空段較近時(shí)，安裝角度越小，截面橢圓度越大；越往后距自由端較近時(shí)，橢圓度波動(dòng)嚴(yán)重，且分布不均勻。旋輪安裝角度為45°時(shí)，截面橢圓度波動(dòng)范圍大。這主要是因?yàn)榘惭b角度越小，旋輪與管坯接觸的區(qū)域由旋壓刀尖移到刀背，隨著管坯沿軸向進(jìn)給，旋輪前材料堆積，旋輪與管坯接觸的區(qū)域接觸區(qū)域增大，管坯受力增大，橢圓度增大。

上述結(jié)果分析說明，高溫合金變徑管旋壓過程中存在橢圓度分布不均勻現(xiàn)象，距自由端越近，橢圓度越大。為降低在高溫合金變徑管縮徑旋壓成形中橢圓度誤差，應(yīng)選擇較小的進(jìn)給速度及旋輪圓角半徑，旋輪安裝角度可選擇90°。

圖8 軸向進(jìn)給速度對(duì)變徑管截面橢圓度的影響Fig.8 Influence of the axial feed on tube ellipticity

圖9 旋輪圓角半徑對(duì)變徑管截面橢圓度的影響規(guī)律Fig.9 Influence of the roller nose radius on tube ellipticity

圖10 旋輪安裝角度對(duì)變徑管截面橢圓度的影響Fig.10 Influence of the roller installation angle on tube ellipticity

圖11 旋壓成形裝置Fig.11 Equipment setup of tube spinning

旋壓成形試驗(yàn)

采用雙旋輪強(qiáng)力旋壓設(shè)備PSCNCT600-3X對(duì)GH625高溫合金管進(jìn)行縮徑旋壓成形試驗(yàn)（圖11）。試驗(yàn)中采取軸向進(jìn)給速度為0.25mm/r，旋輪圓角半徑為4mm，旋輪安裝角度為90°。將旋壓試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模擬的可靠性。試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果壁厚分布及外徑分布如圖12所示。模擬結(jié)果略大于試驗(yàn)結(jié)果，但沿軸向分布趨勢(shì)基本一致。成形件及剖開圖如圖13所示。

結(jié)論

（1）高溫合金變徑管在旋壓過程中，隨旋輪的軸向進(jìn)給，不同區(qū)域截面變化趨勢(shì)不同。旋壓進(jìn)程達(dá)到25%時(shí)，截面受力均勻，變形均勻；旋壓進(jìn)程達(dá)到50%以上時(shí)，管坯受力不均勻，截面開始發(fā)生變形；在旋壓進(jìn)程達(dá)到75%時(shí)，變形最嚴(yán)重；在旋壓進(jìn)程達(dá)到100%時(shí)，變形有所改善。

（2）高溫合金變徑管在旋壓過程中，壁厚存在增厚現(xiàn)象。當(dāng)軸向進(jìn)給速度及圓角半徑增大時(shí)，壁厚增大；旋輪安裝角度對(duì)變徑管壁厚的影響較小。軸向進(jìn)給速度越大及圓角半徑越大，截面橢圓度越大；距避空段較近時(shí)，安裝角度越小，截面橢圓度越大；越往后距自由端較近時(shí)，橢圓度波動(dòng)嚴(yán)重，且分布不均勻。

（3）根據(jù)模擬結(jié)果確定了GH625高溫合金管縮徑旋壓工藝參數(shù)為軸向進(jìn)給速度采用0.25mm/r，圓角半徑取值范圍在2～4mm之間，旋輪安裝角度為90°，通過試驗(yàn)得到了較好的成形件。

圖12 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.12 Comparison of experiment and simulation results

圖13 試驗(yàn)結(jié)果Fig.13 Experiment results

參 考 文 獻(xiàn)

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