不同模具組合對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響

魯世強(qiáng)　方　軍　唐金星　王克魯

1.南昌航空大學(xué)，南昌,3300632.江西科技師范大學(xué)江西省材料表面工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌,330013

?

不同模具組合對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響

魯世強(qiáng)1方軍2唐金星1王克魯1

1.南昌航空大學(xué)，南昌,3300632.江西科技師范大學(xué)江西省材料表面工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌,330013

摘要：采用有限元法研究了不同模具組合下0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲應(yīng)力應(yīng)變分布、壁厚變化和截面畸變規(guī)律。研究結(jié)果表明：在彎曲模、夾塊和壓塊組成的基本模塊的基礎(chǔ)上，添加防皺塊會(huì)導(dǎo)致等效應(yīng)力、切向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)變?cè)黾?，而切向壓?yīng)力、等效應(yīng)變和切向壓應(yīng)變減?。惶砑有景魰?huì)導(dǎo)致切向應(yīng)力和等效應(yīng)變減小，而等效應(yīng)力和切向應(yīng)變?cè)龃螅煌瑫r(shí)添加防皺塊和芯棒則會(huì)導(dǎo)致等效應(yīng)力、切向應(yīng)力和切向應(yīng)變?cè)龃螅刃?yīng)變減小。添加防皺塊會(huì)導(dǎo)致彎管截面畸變率增大，但對(duì)壁厚變化率影響不大；添加芯棒能夠有效抑制彎管截面畸變，且壁厚減薄率僅為9.0%～9.15%，遠(yuǎn)小于15%的航空標(biāo)準(zhǔn)。綜合考慮0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量和生產(chǎn)成本，可確定出最優(yōu)的模具組合為彎曲模+壓塊+夾塊+芯棒。

關(guān)鍵詞：0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管；數(shù)控彎曲；模具組合；應(yīng)力/應(yīng)變；成形質(zhì)量

0引言

數(shù)控彎管技術(shù)因具有高效、經(jīng)濟(jì)、加工過(guò)程穩(wěn)定、容易實(shí)現(xiàn)數(shù)字化精密成形和大批量生產(chǎn)等特點(diǎn)，在管材彎曲加工中得到了廣泛應(yīng)用[1]。數(shù)控彎管過(guò)程是一個(gè)多模具約束下的復(fù)雜物理成形過(guò)程，模具的合理選用和模具與管材的相互作用都影響著彎管件最終的成形質(zhì)量。0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管具有強(qiáng)度高、磁導(dǎo)率低、耐腐蝕性能好、使用溫度下組織結(jié)構(gòu)穩(wěn)定等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域的氣體和液體輸送管道，但其抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度的差值較小，材料均勻塑性變形所允許的應(yīng)力變化空間較小[2]，相比其他材料其彎曲成形難度更大。以上兩方面共同制約了0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼彎管件成形質(zhì)量的提高，因此有必要研究不同模具組合對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)管材彎曲成形過(guò)程展開了大量的研究。Li等[3-5]采用有限元模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了不同變形條件下的不銹鋼管和鋁合金管的彎曲變形行為，包括管材與模具間隙、芯棒參數(shù)、助推塊助推行為等對(duì)管材彎曲成形質(zhì)量的影響。Zhan等[6-7]研究了芯棒參數(shù)對(duì)TA18管數(shù)控彎曲成形缺陷的影響，提出了快速預(yù)測(cè)芯棒伸出量的方法，并揭示了不同模具組合下TA18管的彎曲變形行為。S?zen等[8]采用有限元數(shù)值模擬的方法研究了彎曲角度、管材直徑、管材壁厚、彎曲半徑和摩擦因數(shù)等對(duì)管材繞彎回彈的影響規(guī)律。張靜靜等[9]以Dynaform為平臺(tái)，建立了鋁合金大口徑薄壁管數(shù)控彎曲及回彈的有限元模型，分析了壓塊助推速度和壓塊與管材之間的摩擦因數(shù)對(duì)壁厚減薄和回彈角的影響規(guī)律。針對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管材，方軍等[10-13]基于ABAQUS有限元軟件平臺(tái)，建立了可靠的管材數(shù)控彎曲及回彈全過(guò)程三維彈塑性有限元模型，并研究了材料參數(shù)、工藝參數(shù)和摩擦條件對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響以及回彈對(duì)材料參數(shù)的敏感性。

以上研究工作主要集中在成形參數(shù)對(duì)彎管成形質(zhì)量的影響，鮮有涉及模具組合對(duì)管材彎曲成形質(zhì)量的影響。因此，本文采用有限元模擬方法，研究不同模具組合對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響，在高質(zhì)量、低成本的前提下獲得管材數(shù)控彎曲成形的最佳模具組合。

1研究方法

以規(guī)格為φ6.35mm×0.41mm×19.05mm(外徑×壁厚×彎曲半徑)的0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼彎管為研究對(duì)象，基于ABAQUS有限元軟件平臺(tái)，分別建立4種模具組合(表1)的0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型，其中，第四種模具組合的有限元模型如圖1所示，其建模過(guò)程所采用的工藝參數(shù)如表2所示。第一種模具組合是由彎曲模、夾塊和壓塊組成的基本模塊；第二種和第三種模具組合是在基本模塊的基礎(chǔ)上分別添加了防皺塊和芯棒；第四種模具組合則是同時(shí)添加防皺塊和芯棒。管材力學(xué)性能參數(shù)和建模過(guò)程的關(guān)鍵技術(shù)處理方法與文獻(xiàn)[11]相同。

表1　不同模具組合所包含的模具

注：表中“O”表示此模具組合中包含此類模具。

圖1　管材數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型

表2　第四種模具組合下建模所采用的工藝參數(shù)

注：Rough表示兩接觸面一旦接觸就不發(fā)生分離，其值取∞。

圖2所示為采用第一種模具組合進(jìn)行0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲實(shí)驗(yàn)獲得的結(jié)果和模擬結(jié)果的對(duì)比。從圖2中可以看出，有限元模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大壁厚減薄率Δto的相對(duì)誤差為10.42%，絕對(duì)誤差為0.77%，說(shuō)明本文所建立的0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型是可靠的,可用于研究不同模具組合對(duì)0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響。

圖2　模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2結(jié)果與討論

2.1應(yīng)力分析

圖3為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)力分布云圖。從圖3中可以看出，除第四種模具組合外，其他各種模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)力的大小及分布差別不大，等效應(yīng)力的最大值位于彎曲平面附近的區(qū)域。這主要是因?yàn)榈谒姆N模具組合中包含防皺塊和芯棒，防皺塊和芯棒與管材的摩擦作用以及防皺塊和芯棒的耦合作用對(duì)管材數(shù)控彎曲成形的影響，使得彎管等效應(yīng)力的大小及分布與其他的模具組合不同。

(a)第一種模具組合　　　　(b)第二種模具組合

(c)第三種模具組合　　　　(d)第四種模具組合圖3　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)力分布云圖

圖4為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲切向應(yīng)力分布云圖。從圖4中可以看出，不同模具組合下管材數(shù)控彎曲的切向應(yīng)力分布大致相同，切向應(yīng)力最大值位于管材彎曲平面附近的區(qū)域。相比于第一種模具組合，第二種模具組合的切向拉應(yīng)力略有增大，切向壓應(yīng)力略有減小，這主要是因?yàn)榉腊檳K與管材的摩擦作用阻礙了管材彎曲變形，從而使得外側(cè)切向拉應(yīng)力有所增大，相應(yīng)的內(nèi)側(cè)切向壓應(yīng)力有所減小。第三種模具組合的切向應(yīng)力相對(duì)于第一種模具組合的切向應(yīng)力略有減小，這可能是因?yàn)樵诘谌N模具組合中因添加了芯棒，一方面，由于芯棒對(duì)管材的摩擦力作用，使得外側(cè)切向拉應(yīng)力增大，內(nèi)側(cè)切向壓應(yīng)力減??；另一方面，添加芯棒能夠有效抑制彎管截面畸變，使得外側(cè)材料更容易越過(guò)彎曲平面，在一定程度上減小了切向拉應(yīng)力，以上兩者綜合作用使得切向應(yīng)力略有減小。第四種模具組合的切向應(yīng)力相比于第一種模具組合的切向應(yīng)力增大較多，這是由于防皺塊和芯棒兩者對(duì)管材的摩擦阻力作用，阻礙了管材的彎曲變形，從而導(dǎo)致切向應(yīng)力增大。

(a)第一種模具組合　　　　(b)第二種模具組合

(c)第三種模具組合　　　　(d)第四種模具組合圖4　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲切向應(yīng)力分布云圖

2.2應(yīng)變分析

圖5為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)變分布云圖。從圖5中可以看出，不同模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)變分布及大小差別不大，彎管彎曲段內(nèi)外側(cè)的等效應(yīng)變明顯大于其他區(qū)域的等效應(yīng)變。相對(duì)于第一種模具組合而言，其他三種模具組合的等效應(yīng)變都略有減小，這主要是因?yàn)樵诘谝环N模具組合下彎管內(nèi)側(cè)材料容易產(chǎn)生堆積，彎管外側(cè)壁容易發(fā)生截面畸變或塌陷，使得彎曲變形難度增加，而在其他三種模具組合中添加防皺塊或芯棒，使得彎管內(nèi)側(cè)材料能夠順利越過(guò)彎曲切點(diǎn)，彎管外側(cè)壁截面畸變減小，因此等效應(yīng)變較第一種模具組合的減小。

(a)第一種模具組合　　　　(b)第二中模具組合

(c)第三種模具組合　　　　(d)第四種模具組合圖5　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲等效應(yīng)變分布云圖

圖6為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲切向應(yīng)變分布云圖。從圖6中可以看出，不同模具組合下管材數(shù)控彎曲切向應(yīng)變分布規(guī)律相同，彎管外側(cè)切向受拉應(yīng)變，內(nèi)側(cè)切向受壓應(yīng)變。相比于第一種模具組合，第二種模具組合的切向壓應(yīng)變減小，切向拉應(yīng)變?cè)龃螅@是因?yàn)樵诘诙N模具組合中添加了防皺塊，防皺塊與管材的摩擦作用使得外側(cè)壁厚減薄增大，內(nèi)側(cè)壁厚增厚減小，相應(yīng)的切向拉應(yīng)變?cè)龃?，切向壓?yīng)變減小。第三種模具組合的切向應(yīng)變大于第一種模具組合的切向應(yīng)變，這是由于在第三種模具組合中添加了芯棒，芯棒和管材的摩擦力導(dǎo)致管材彎曲成形難度增大，從而使得切向應(yīng)變?cè)黾?。第四種模具組合的切向拉應(yīng)變大于第三種模具組合的切向拉應(yīng)變，但其切向壓應(yīng)變小于第三種模具組合的切向壓應(yīng)變，這同樣是由于在第四種模具組合中因添加了防皺塊，防皺塊與管材的摩擦使得外側(cè)切向拉應(yīng)變?cè)黾?，?nèi)側(cè)切向壓應(yīng)變減小。

2.3截面畸變分析

(a)第一種模具組合　　　　(b)第二中模具組合

(c)第三種模具組合　　　　(d)第四種模具組合圖6　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲切向應(yīng)變分布云圖

圖7所示為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲的截面畸變率ΔD。截面畸變率ΔD=(D-D′)/D，其中，D為管材原始外徑，D′為管材彎曲后縱向外徑。從圖7中可以看出，第一種和第二種模具組合下的無(wú)芯棒彎曲截面畸變率比較嚴(yán)重，分別為6.95%和7.45%，這已超出5%的航空標(biāo)準(zhǔn)上限值。第二種模具組合的截面畸變率(7.45%)比第一種模具組合的(6.95%)要大些，這是因?yàn)樘砑臃腊檳K增大了管材彎曲受到的軸向拉力，從而使得管材彎曲段截面畸變率增大。第三種模具組合中，因添加了芯棒而有效抑制了彎管截面的畸變，此時(shí)截面畸變率最小，為1.87%。第四種模具組合的截面畸變率為2.76%，要大于第三種模具組合的截面畸變率，這同樣是因?yàn)樘砑臃腊檳K使截面畸變率增大所致。

圖7　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲的截面畸變率

2.4壁厚變化分析

圖8所示為不同模具組合下管材數(shù)控彎曲的壁厚變化率Δt。壁厚變化率Δt= |t-t′| /t，其中，t為管材原始壁厚，t′為管材彎曲后最大或最小壁厚。當(dāng)t′

(a)壁厚增厚率

(b)壁厚減薄率圖8　不同模具組合下管材數(shù)控彎曲的壁厚變化率

2.5模具組合的確定

綜合上述有限元模擬分析結(jié)果可知，并不是模具配置越多，0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量越好，而且選配的模具越多，彎管的成本也越高。因此，在實(shí)際彎管過(guò)程中，在保證彎管件質(zhì)量的前提下盡可能選用簡(jiǎn)單的模具組合，以降低生產(chǎn)成本。

對(duì)比圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn)，0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲的截面畸變率較壁厚變化率對(duì)模具匹配的改變更加敏感。添加防皺塊會(huì)增加彎管截面畸變率，但對(duì)壁厚變化率影響不大；添加芯棒能夠有效抑制彎管截面畸變，并且能夠使壁厚減薄率控制在航空標(biāo)準(zhǔn)范圍以內(nèi)。因此，綜合考慮0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量和生產(chǎn)成本，其最優(yōu)的模具組合確定為第三種，即彎曲模+壓塊+夾塊+芯棒。

3結(jié)論

(1)在彎曲模、夾塊和壓塊組成的基本模塊基礎(chǔ)上，添加防皺塊會(huì)導(dǎo)致等效應(yīng)力、切向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)變?cè)黾?，而切向壓?yīng)力、等效應(yīng)變和切向壓應(yīng)變減小；添加芯棒會(huì)導(dǎo)致切向應(yīng)力和等效應(yīng)變減小，而等效應(yīng)力和切向應(yīng)變?cè)龃?；添加防皺塊和芯棒會(huì)導(dǎo)致等效應(yīng)力、切向應(yīng)力和切向應(yīng)變?cè)黾?，而等效?yīng)變減小。

(2)添加防皺塊會(huì)導(dǎo)致彎管截面畸變率增大，但對(duì)壁厚變化率影響不大；添加芯棒能夠有效抑制彎管截面畸變，并且壁厚減薄率仍遠(yuǎn)小于15%的航空標(biāo)準(zhǔn)上限。

(3)綜合考慮0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管數(shù)控彎曲成形質(zhì)量和生產(chǎn)成本，其最優(yōu)的模具組合為彎曲模+壓塊+夾塊+芯棒。

參考文獻(xiàn)：

[1]YanJ,YangH,ZhanM,etal.FormingLimitsunderMulti-indexConstraintsinNCBendingofAluminumAlloyThin-walledTubeswithLargeDiameters[J].ScienceChinaTechnologicalSciences, 2010, 53(2): 326-342.

[2]王振華, 田野，張龍.不銹鋼管力學(xué)性能的拉伸試驗(yàn)[J].塑性工程學(xué)報(bào),2012,19(2):56-59.

WangZhenhua,TianYe,ZhangLong.TensileTestandStudyontheMechanicalPropertiesofStainlessSteelTubes[J].JournalofPlasticityEngineering, 2012,19(2):56-59.

[3]LiH,YangH.AStudyonMulti-defectConstrainedBendabilityofThin-walledTubeNCBendingunderDiffrentClearance[J].ChineseJournalofAeronautics, 2011,24(1):102-112.

[4]LiH,YangH,ZhanM,etal.RoleofMandrelinNCPrecisionBendingProcessofThin-walledTube[J].InternationalJournalofMachineToolsandManufacture, 2007,47(7):1164-1175.

[5]LiH,YangH,ZhanM,etal.DeformationBehaviorsofThin-walledTubeinRotaryDrawBendingunderPushAssistantLoadingConditions[J].JournalofMaterialsProcessingTechnology,2010,210(1):143-158.

[6]ZhanM,HuangT,JiangZQ,etal.DeterminationofProcessParametersfortheNCBendingofaTA18Tube[J].TheInternationalJournalofAdvancedManufacturingTechnology, 2013, 68(4):663-672.

[7]ZhanM,JiangZQ,YangH,etal.NumericallyControlledBendingPerformanceofMediumStrengthTA18TitaniumAlloyTubesUnderDifferentDieSets[J].ScienceChinaTechnologicalSciences,2011,54(4):841-852.

[8]S?zenL,GulerMA,BekarD,etal.InvestigationandPredictionofSpringbackinRotary-drawTubeBendingProcessUsingFiniteElementMethod[J].MechanicalEngineeringScience, 2012, 226(12): 2967-2981.

[9]張靜靜,楊合,詹梅,等.助推作用對(duì)大口徑鋁合金薄壁管數(shù)控彎曲壁厚減薄和回彈的影響[J].塑性工程學(xué)報(bào),2008, 15(1):60-65.

ZhangJingjing,YangHe,ZhanMei,etal.EffectsofPressingDie’sBoostingFunctiononWallThinningandSpringbackinNCBendingProcessofThin-walledTubewithLargeDiameter[J].JournalofPlasticityEngineering, 2008, 15(1):60-65.

[10]FangJun,LuShiqiang,WangKelu,etal.Three-dimensionalFiniteElementModelofHighStrength21-6-9StainlessSteelTubeinRotaryDrawBendingandItsApplication[J].IndianJournalofEngineeringandMaterialsSciences, 2015, 22(2): 141-152.

[11]方軍,魯世強(qiáng),王克魯,等.21-6-9高強(qiáng)不銹鋼管數(shù)控彎曲回彈對(duì)材料參數(shù)的敏感性[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2015,49(3)：136-142.

FangJun,LuShiqiang,WangKelu,etal.SensitivityAnalysisofSpringbacktoMaterialParamentersinHighStrength21-6-9StainlessSteelTubeNCBending[J].JournalofXi’anJiaotongUnviersity, 2015,49(3):136-142.

[12]FangJun,LuShiqiang,WangKelu,etal.DeformationBehaviorsof21-6-9StainlessSteelTubeNumericalControlBendingunderDifferentFrictionConditions[J].JournalofCentralSouthUniversity.2015, 22(8):2864-2874.

[13]方軍, 魯世強(qiáng), 王克魯,等.工藝參數(shù)對(duì)21-6-9高強(qiáng)不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性分析[J].中國(guó)機(jī)械工程，2015,26(9):1233-1238,1277.

FangJun,LuShiqiang,WangKelu,etal.SignificanceAnalysisofEffectofProcessParametersonWallThinningfor21-6-9HighStrengthStainlessSteelTubeNCBending[J].ChinaMechanicalEngineering, 2015,26(9):1233-1238,1277.

(編輯袁興玲)

收稿日期：2015-08-30

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51164030)

中圖分類號(hào)：TG386.4

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.12.020

作者簡(jiǎn)介：魯世強(qiáng)，男，1962年生。南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。研究方向?yàn)樗苄约庸み^(guò)程有限元模擬、難變形材料鍛造理論及工藝優(yōu)化方法。方軍，男，1984年生。江西科技師范大學(xué)江西省材料表面工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室講師。唐金星，男，1990年生。南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院碩士研究生。王克魯，男，1968年生。南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。

EffectsofDifferentDieSetsonFormingQualityof0Cr21Ni6Mn9NStainlessSteelTubeduringNCBending

LuShiqiang1FangJun2TangJinxing1WangKelu1

1.NanchangHangkongUniversity,Nanchang,330063 2.JiangxiKeyLaboratoryofSurfaceEngineering,JiangxiScienceandTechnologyNormalUniversity,Nanchang,330013

Abstract:The laws of stress/strain distribution, wall thickness variation and cross section deformation of 0Cr21Ni6Mn9N stainless steel tube during NC bending under different die sets were studied by using the finite element method. The results show that adding a wiper die to the base die set including bending die, clamp die and pressure die increases the effective stress, tangential tensile stress and tangential tensile strain, but decreases tangential compressive stress, effective strain and tangential compressive strain; adding a mandrel to the base die set decreases the tangential stress and effective strain, but increases effective stress and tangential strain; adding the wiper die and mandrel simultaneously to the base die set increases effective stress, tangential stress and tangential strain, while decreases the effective strain. Adding the wiper die increases the cross section deformation ratio, but has no obvious effects on wall thickness variation ratio; adding the mandrel can restrain cross section deformation effectively, and the wall thinning ratio is far less than 15% of the aviation standard, which is only 9.0%～9.15%. Considering the forming quality and cost of 0Cr21Ni6Mn9N stainless steel tube during NC bending, the optimal die sets are bending die, pressure die, clamp die and mandrel.

Key words:0Cr21Ni6Mn9N stainless steel tube; NC bending; die set; stress/strain; forming quality