GH4169彎頭熱推擴(kuò)成形有限元模擬及驗(yàn)證

洪 宇

廣東省半導(dǎo)體產(chǎn)業(yè)技術(shù)研究院，廣東 廣州 510650

鎳基高溫合金以Fe，Ni，Co為基體，具有較好的高溫強(qiáng)度、良好的抗氧化和抗熱腐蝕性能及良好的疲勞性和斷裂韌性等綜合性能，可在600 ℃以上高溫及一定應(yīng)力工況下長期工作[1-2]．隨著鎳基高溫合金應(yīng)用的不斷拓展，GH4169合金等壁厚彎頭已得到越來越廣泛的應(yīng)用．傳統(tǒng)的彎頭生產(chǎn)方法，如滾壓彎制法、軌道彎制法、模壓彎制法、隧道法、板坯壓片法等均有各自的缺點(diǎn)，不能完全滿足需求．熱推擴(kuò)成形技術(shù)可避免傳統(tǒng)彎管工藝成形時彎管凸邊受拉減薄、凹邊受壓增厚而造成的管壁不均勻現(xiàn)象，具有變形均勻、生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，是制備等壁厚彎頭的有效方法[3-7]．

1 實(shí)驗(yàn)部分

首先采用有限元法對GH4169合金管材推制成形過程進(jìn)行了模擬，分析各種工藝參數(shù)如擴(kuò)徑比、芯棒彎曲角、推制速度及溫度等對管材推制成形效果的影響規(guī)律，并優(yōu)選出相應(yīng)的參數(shù)．為驗(yàn)證模擬結(jié)果，在中頻感應(yīng)加熱彎管推制機(jī)上進(jìn)行了GH4169合金環(huán)形管推制實(shí)驗(yàn)．

試驗(yàn)用原料為鎳基高溫合金GH4169，其成分列于表1．圖1為熱推擴(kuò)成形工藝過程示意圖．

表1 鎳基高溫合金GH4169組成成分Table 1 Composition of nickel alloy GH4169

圖1 熱推擴(kuò)成形生產(chǎn)過程示意圖Fig.1 Sketch map of hot push-expanding forming process

2 結(jié)果分析與討論

2.1 有限元模擬

為了獲得理想的熱推制工藝參數(shù)，首先對加工過程進(jìn)行有限元模擬分析．采用彈塑性大變形有限元法，在MARC有限元軟件平臺上進(jìn)行二次開發(fā)，建立電流控制局部加熱的三維耦合計算機(jī)模擬系統(tǒng)．在CAD Interface 模塊中用CATIA造型軟件以IGS格式讀入模具幾何尺寸，假定模具為理想的剛塑性熱傳導(dǎo)材料，選用8節(jié)點(diǎn)六面體單元(ELEMENT 43)進(jìn)行模擬．管坯采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元(ELEMENT 7)，同時進(jìn)行變形和傳熱的熱力耦合分析．模具和坯料之間采用Flux接觸傳熱，模具和坯料與周圍環(huán)境之間分別采用FLIM方式和Radia方式輻射傳熱．熱推擴(kuò)成形采用中頻感應(yīng)加熱，通過調(diào)控用戶子程序?qū)崿F(xiàn)寬度為20 mm的感應(yīng)線圈加熱過程．

本試驗(yàn)所模擬的管材初始直徑D0=65 mm、壁厚t=2.3 mm，制備的環(huán)形管外徑D=85 mm、壁厚t=2.3 mm、環(huán)中徑R=150 mm．管材的加熱溫度控制在800～850 ℃之間，推制速度為2～5 mm/s，工件和模具間的摩察系數(shù)為0.15．利用該模型分別選取不同的加工參數(shù)，包括擴(kuò)徑比K、芯棒的彎曲角、推制速度及溫度等，模擬不同條件下的成形效果，為制定實(shí)際加工參數(shù)提供依據(jù)．圖2為環(huán)形管熱推擴(kuò)成形有限元模型．

圖2 管坯有限元模型Fig.2 Finite element model of tube billet

2.1.1 擴(kuò)徑比優(yōu)化分析

擴(kuò)徑比K是成形羊角芯棒設(shè)計的重要參數(shù)，K=(D-t)/(D0-t)．根據(jù)以往加工經(jīng)驗(yàn)，K值一般取1.2～1.5，本實(shí)驗(yàn)?zāi)M計算時K值分別取1和1.33．圖3為擴(kuò)徑作用對壁厚的影響．從圖3可見：在純彎曲沒有擴(kuò)徑變形作用時，即K=1時，環(huán)管壁厚極不均勻，從外弧到內(nèi)弧環(huán)管內(nèi)弧壁增厚明顯(0對應(yīng)環(huán)管外弧位置，180對應(yīng)環(huán)管內(nèi)弧位置)；當(dāng)在擴(kuò)徑變形作用下，即K=1.33時，環(huán)形管壁厚的均勻性得到明顯改善．

圖3 擴(kuò)徑作用對壁厚的影響Fig.3 Infect of the expending on wall thickness

圖4為不同K值下環(huán)向壁厚的變化曲線．從圖4可見：隨著K值的增加，壁厚均勻性明顯改善；當(dāng)K=1.3時，推制成形的管材壁厚比較均勻，表明擴(kuò)徑比K對壁厚有著明顯的影響，尤其是內(nèi)弧壁厚．理論上，K值增大能減小彎曲變形帶來的內(nèi)弧壁增厚問題，但K值過大會使內(nèi)弧壁厚變薄，而且K值越大，擴(kuò)徑力增大，摩擦力也會增大，造成端口截面畸變嚴(yán)重，甚至導(dǎo)致推擴(kuò)成形失敗．此外，內(nèi)弧金屬受力復(fù)雜，壁厚變化大．因此，將K=1.3作為實(shí)際加工的優(yōu)選參數(shù)．

圖4 不同K值時的環(huán)向壁厚Fig.4 Distribution of circumferential wall thickness in different K

2.1.2 芯棒彎曲角度對壁厚的影響

羊角芯棒的彎曲角度α是指模具彎曲擴(kuò)徑變形段中心線上起點(diǎn)與終點(diǎn)法線方向之間的夾角．以彎管中心線頂端為起始點(diǎn)，位置節(jié)點(diǎn)為彎管中心線標(biāo)注點(diǎn)至起始點(diǎn)之間的軸向距離．選定擴(kuò)徑比K=1.30進(jìn)行優(yōu)化分析，圖5和圖6分別為不同彎曲角時環(huán)形管內(nèi)外側(cè)壁厚的分布情況．從圖5可以看出：當(dāng)彎曲角較小時(α=30)，環(huán)管內(nèi)弧壁厚不均勻程度增加，這是因?yàn)閿U(kuò)徑彎曲變形速度過快，金屬流動劇烈；彎曲角度過大(α=50)，壁厚減薄比較嚴(yán)重，這是因?yàn)檠泳徚俗冃嗡俣?，但增加了坯料與羊角模的接觸長度，造成摩擦力加大，引起起皺等缺陷；當(dāng)芯棒彎曲角為40時，管材經(jīng)推制成形后可獲得均勻一致的壁厚．從圖6可以看出，在各種不同芯棒彎曲角條件下，外側(cè)壁厚的變化不是很明顯．因此，將內(nèi)測壁厚比較均勻所對應(yīng)的α=40作為實(shí)際加工參數(shù)．

圖5 彎曲角對環(huán)形管內(nèi)側(cè)壁厚的影響Fig.5 Influence of different angle on inner side wall thickness

圖6 彎曲角對環(huán)形管外側(cè)壁厚的影響Fig.6 Influence of different angle on outerside wall thickness

2.1.3 推制速度及溫度的影響

圖7為溫度對壁厚的影響曲線．從圖7可以看出：當(dāng)推制溫度在800 ℃左右時，壁厚變化率較低；當(dāng)溫度過高時，則會造成管壁堆積，引起壁厚的大幅度增加．因此，應(yīng)將推制加工溫度控制在800 ℃左右．

圖7 溫度對環(huán)形管壁厚的影響Fig.7 Influence of temperature on the wall thickness

對于推制速度，分別選取了v=2.0，2.5，3.0，3.5，4.0，4.5和5.0 mm/s進(jìn)行模擬試驗(yàn)．結(jié)果如圖8所示．

圖8 不同速度下溫度分布情況Fig.8 Temperature distribution at different speeds

圖8為不同速度下的溫度分布情況．從圖8可以看出：速度慢時(v=2～2.5 mm/s)，管坯單位長度內(nèi)加熱時間長，局部溫度大大超過850 ℃，此時會造成壁厚的大幅度增加；當(dāng)推制速度過快(v=4～5 mm/s)，則管坯加熱時間太短，低于750℃，達(dá)不到成形所需的溫度；當(dāng)v=3 mm/s時，推制速度比較適中，既可以保證管坯達(dá)到適宜的加工溫度(約800 ℃)，又可以控制成形過程中壁厚的均勻性．因此，可采用v=3 mm/s作為實(shí)際加工參數(shù)．

2.2 推制實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

推擴(kuò)成形在中頻感應(yīng)加熱彎管推制機(jī)上進(jìn)行，工藝參數(shù)為有限元模擬分析所確定的優(yōu)選數(shù)值，即擴(kuò)徑比K=1.3、芯棒彎曲角α=40、推制速度v=3 mm/s、加熱溫度800 ℃．實(shí)際加工的GH4169合金管材尺寸與有限元模擬分析時所設(shè)定的相同，即推制前直管直徑65 mm、壁厚2.3 mm，經(jīng)推擴(kuò)加工后直徑85 mm、壁厚2.3 mm、環(huán)中徑R=150 mm的90 ℃彎頭．推擴(kuò)前在直管坯表面劃出邊長L=5 mm的正方形網(wǎng)格，首先在管坯圓周刻劃間距5 mm、相互平行的回轉(zhuǎn)刻線(經(jīng)線)，再沿管坯軸線方向刻畫間距5 mm、相互平行的直線(緯線)，通過比較推擴(kuò)前后網(wǎng)格尺寸的變化量，就可以計算出不同部位的變形量．

推擴(kuò)成形前后網(wǎng)格變化情況如圖9所示．從圖9可見：變形后的網(wǎng)格線同原規(guī)則整齊的網(wǎng)格線相比較有著明顯地變化，原來的正方形網(wǎng)格變形后呈等腰梯形；全部緯線均由原來的直線變?yōu)閺澢幕【€，其中處于中心截面以上的緯線長度基本沒有變化，而處于中心截面以下的內(nèi)弧縮短，處于中心截面以上的外弧伸長；從經(jīng)線的變化情況可以看出，原先直管坯上相互平行的各回轉(zhuǎn)經(jīng)線，已不再平行，變成以彎管的彎曲中心為原點(diǎn)，沿彎管的彎曲半徑方向放射狀分布，觀察其中任意一條經(jīng)線都會發(fā)現(xiàn)，處于內(nèi)弧面弧頂附近的經(jīng)線伸長量最大，沿經(jīng)線由內(nèi)弧面至外弧面，這種伸長量呈遞減趨勢．

熱推擴(kuò)成形實(shí)際是彎曲變形與偏心擴(kuò)徑變形的疊加，彎曲變形使內(nèi)弧管壁在彎曲壓應(yīng)力的作用下增厚，偏心擴(kuò)徑發(fā)生在彎管內(nèi)弧一側(cè)，它使內(nèi)弧金屬在環(huán)向拉應(yīng)力作用下向外弧流動，使得管壁減薄，因此只要彎曲變形量與偏心擴(kuò)徑量在環(huán)形管成形過程中保持一定的比例，就可以保證推制出壁厚均勻的環(huán)形管．在成形過程中，環(huán)形管內(nèi)弧金屬在環(huán)向擴(kuò)徑力和軸向彎曲壓應(yīng)力的作用下，從內(nèi)弧沿兩側(cè)向外弧對稱流動，為保證環(huán)形管內(nèi)弧金屬塑性流動過程和外弧金屬彎曲變形過程的協(xié)調(diào)性和連續(xù)性，環(huán)形管內(nèi)外弧之間的金屬網(wǎng)格必呈等腰梯形．

圖9 推擴(kuò)成形前后網(wǎng)格變化示意圖(a)推擴(kuò)前；(b)推擴(kuò)后Fig.9 The shape of mesh before and after forming(a)before forming;(b)after forming

為了定量分析推制成形的效果，在成形后的90°彎管的變形均勻區(qū)(避開推制初始及末尾段)，確定一圈處于同一經(jīng)度位置的網(wǎng)格進(jìn)行Lr和Lθ的測量(Lr為網(wǎng)格徑向邊長，Lθ為網(wǎng)格軸向邊長)．測量節(jié)點(diǎn)分別為從外側(cè)至內(nèi)側(cè)徑向所對應(yīng)的網(wǎng)格單元．測量結(jié)果列于表2．

表2 網(wǎng)格尺寸測量結(jié)果Table 2 The result of mesh size measurement

注：1)εr為徑向應(yīng)變，εr=ln(Lr/L)；
2)εθ為軸向應(yīng)變，εθ=ln(Lθ/L)；
3)εt為壁厚方向應(yīng)變，εt=-(εr+εθ).

由表2可知：內(nèi)弧的網(wǎng)格變化最大，這是由于軸向產(chǎn)生壓縮變形使網(wǎng)格縮短，而徑向產(chǎn)生拉伸變形使網(wǎng)格伸長，表明金屬從外側(cè)到內(nèi)側(cè)變形程度逐步加?。沪舤≠0，表明環(huán)形管各部位的壁厚并不相等．

由厚度方向的應(yīng)變εt可以求得環(huán)形管的實(shí)際壁厚t=2.3eεt，以檢測壁厚減薄量．當(dāng)εt最小時，即環(huán)形管的壁最薄，將εt=-0.059代入上式中得t=2.17 mm，環(huán)形管壁的最大減薄量t=2.3-2.17=0.13 mm．壁厚偏差可控制在6%以內(nèi)，表明壁厚均勻，通過有限元模擬分析所確定的加工參數(shù)科學(xué)合理，在實(shí)際推制成形過程中效果良好．

3 結(jié) 論

通過有限元模擬分析及實(shí)際推制成形加工驗(yàn)證，表明良好的成形條件包括兩個主要方面：一是由擴(kuò)徑比K和芯棒彎曲角α兩個參數(shù)所決定的模具外形條件；另一個是推制速度及加熱溫度所決定的成形條件．如果這兩方面參數(shù)處于適宜的區(qū)間，且各參數(shù)之間匹配關(guān)系正確，就可以保證推制出的彎管產(chǎn)品外形良好、壁厚均勻．同時對實(shí)際推制成形的GH4169合金彎管產(chǎn)品的尺寸的實(shí)測分析，獲得以下結(jié)論：

(1)適宜的擴(kuò)徑比K和芯棒彎曲角α是決定模具外形尺寸的重要參數(shù)，經(jīng)有限元分析，在本產(chǎn)品加工條件下應(yīng)選取K=1.3和α=40；

(2)推制速度與加熱溫度共同構(gòu)成了推制加工的成形條件，經(jīng)有限元分析，在本產(chǎn)品加工條件下應(yīng)選取v=3 mm/s、加熱溫度800 ℃；

(3)利用模擬分析所優(yōu)化后的參數(shù)可推制成形出GH4169合金彎頭，利用網(wǎng)格法對其形變量進(jìn)行分析計算，壁厚偏差可以控制在6%以內(nèi)，表明壁厚均勻．

參考文獻(xiàn)：

[1] 師昌緒，陸達(dá)，榮科．中國高溫合金40年[M]．北京：中國科學(xué)技術(shù)出版社，1996：145．

[2] 陳國良．高溫合金學(xué)[M]．北京：冶金工業(yè)出版社，1998：177．

[3] 李林濤，曾衛(wèi)東，殷京甌．中頻感應(yīng)加熱純鈦彎管成形過程中的有限元模擬[J]．鍛壓機(jī)械，2006(6)130-133．

[4] 陳軍，楊海瑛，段文森．?dāng)U徑推彎彎頭的重要工藝參數(shù)[J]．中國有色金屬學(xué)報，2010，20(特刊)：704-708．

[5] 蘇航標(biāo)，曾衛(wèi)東，趙永慶，等．阿基米得螺線系數(shù)選擇對模擬鈦彎管推擴(kuò)成形的影響[J]．稀有金屬材料與工程，2008，37(5)：775-778．

[6] 池強(qiáng)，劉騰躍，燕鑄，等．油氣管道用彎管感應(yīng)加熱工藝研究[J]．熱加工工藝，2012，41(13)：113-115．

[7] 鹿曉陽，史寶軍，徐秉業(yè)，等．熱推彎管成形過程材料本構(gòu)模型[J]．鍛壓機(jī)械，1998(4)：19-22．