航空用6061鋁合金T型管翻邊成形工藝研究*

陳大勇，徐 勇，張士宏，程 明，宋鴻武，鄧泉水，黃新越，王晟誠

（1.中國科學(xué)院金屬研究所師昌緒先進材料創(chuàng)新中心，沈陽 110016；2.沈陽多元機電設(shè)備有限公司，沈陽 110000）

由于鋁合金具有比強度高、塑性好、耐蝕以及方便回收等優(yōu)點，采用鋁合金制備的T型管 （三通管）在航空航天領(lǐng)域被廣泛地應(yīng)用，如飛機導(dǎo)管中的T型管[1]對于提高管路系統(tǒng)的柔性具有重要作用[2]。

關(guān)于T型管加工，現(xiàn)有的主要成形方式有以下5種： （1）機械加工。存在材料損耗大、表面質(zhì)量差、成本高和效率等問題[2]；（2）半管沖壓然后焊接是較為常用的成形方式，適用性強、成形效率高[3–4]，但是沖壓環(huán)節(jié)容易起皺和破裂，焊接引入焊縫，零件重量和尺寸精度難以保證； （3）擠壓工藝，采用此種工藝加工的產(chǎn)品通常具有承受高壓、表面質(zhì)量要求高等特點[5]，但是該方法難以適用于鋁合金薄壁T型管的成形； （4）內(nèi)高壓成形，此加工方式通入液態(tài)介質(zhì)產(chǎn)生高壓，并在軸向進給補料，使管材產(chǎn)生塑性變形，最終切料獲得T型管，該方式具有柔性、成本低、表面質(zhì)量好等優(yōu)勢[2，6]，但是也存在直管端部容易增厚以及加載路徑優(yōu)化較為復(fù)雜等問題[7–8]； （5）電磁成形，此方式可以有效降低零件的回彈和破裂等缺陷，可以滿足飛機設(shè)計、制造及維修等對零件疲勞壽命的要求[9]。

未來飛機等飛行器的相關(guān)零部件發(fā)展趨勢由多品種、小批量向批量化、低成本成形方向發(fā)展，在這樣的背景下，針對T型管，有必要開發(fā)相應(yīng)的高效、低成本加工方式，其中支管拉拔是一種可行的方式[10–11]。這種方法雖然具有支管減薄、翻孔高度有限等問題，但是優(yōu)點也較為明顯：加工效率高，相較于液壓成形等方式，可有效避免管材端部增厚，并且兩側(cè)不用切邊，工藝流程相對較短。通常，這種工藝更多應(yīng)用于大型管道的支管成形中，對于小型、薄壁三通管成形，由于空間的限制，對工藝和模具的設(shè)計提出更高的要求[12]。

另外，支管翻邊成形工藝需要預(yù)先在管坯上預(yù)制孔，預(yù)開孔結(jié)構(gòu)及尺寸對于整個成形至關(guān)重要，因此本文對6061鋁合金T型管的翻邊成形工藝及模具進行設(shè)計，并開展相應(yīng)的有限元模擬和試驗研究，探討提高支管有效高度、降低破裂等缺陷的方法，旨在探索航空用鋁合金T型管的高效短流程加工工藝。

1 試驗及方法

1.1 材料成分及力學(xué)性能

本研究中零件材料為6061鋁合金，對應(yīng)熱處理狀態(tài)為O態(tài)，實測成分如表1所示。

表1 6061鋁合金管材化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical composition of 6061 aluminum alloy pipe (mass fraction) %

為了開展后續(xù)的工藝設(shè)計以及有限元模擬，前提是建立材料準(zhǔn)確的應(yīng)力–應(yīng)變曲線，通過單向拉伸獲得6061鋁合金材料的工程應(yīng)力–應(yīng)變曲線，如圖1所示。

圖1 6061鋁合金工程應(yīng)力–應(yīng)變曲線Fig.1 Engineering stress–strain curve of 6061 aluminum alloy

1.2 零件分析

本研究要開發(fā)的零件如圖2所示，零件結(jié)構(gòu)較為簡單，為典型的T型管，直管的內(nèi)徑和外徑尺寸分別為φ36.32mm和φ38.10mm，支管內(nèi)徑為φ29.97mm，零件的整體長度為140mm。如果采用傳統(tǒng)沖壓+拼焊的方式進行成形，為了防止破裂、起皺等缺陷的發(fā)生，支管與直管之間的過渡圓角甚至可以達(dá)到R30mm，但是從零件本身的使用角度對過渡圓角和直管高度等尺寸沒有嚴(yán)格要求，該三通管的主要功能仍然是對內(nèi)部流體的變向以及實現(xiàn)不同直徑管口的變徑轉(zhuǎn)接。針對該種零件，一些研究人員也在積極探索新的高效、高精度成形工藝，未來有望推動產(chǎn)品設(shè)計端的變化，降低零件的生產(chǎn)成本和加工周期，同時保證優(yōu)良的使役性能，因此對于該T型管而言，需要結(jié)合具體的成形工藝，采用相應(yīng)的優(yōu)化設(shè)計確定合理的支管高度和支管與直管過渡圓角尺寸。

圖2 零件結(jié)構(gòu)及尺寸（mm）Fig.2 Structure and size of workpiece (mm)

1.3 坯料及工藝設(shè)計

本研究計劃采用支管翻邊成形的工藝對該T型管進行加工，其本質(zhì)是一種曲面翻孔的方法。基于曲面翻邊的兩個假設(shè)： （1）金屬塑性變形發(fā)生在局部區(qū)域； （2）翻邊高度由彎曲展開長度近似計算?；谝陨霞僭O(shè)，進行初始坯料預(yù)開孔的設(shè)計，通常在支管高度不大時，以上兩個假設(shè)符合實際情況[13]，這種初始管坯設(shè)計方法稱為展開法[14]。該方法的基本設(shè)計思路如圖3所示，以22.5°圓心角沿著周向?qū)⒅Ч軇澐譃?6等份，根據(jù)T型管軸向和橫向?qū)ΨQ的特征，選取其中1/4作為生成初始圓管坯預(yù)制孔參考點的對象（標(biāo)號①～⑤），其他參考點通過對稱的方式生成。過預(yù)開孔的幾何中心作一系列的參考面，分別與參考點①、②、③、④、⑤相交，其中參考面與支管相交線為直線 （可稱為素線），而參考面與直管相交線為曲線，通過將素線向曲線投影的方式將參考點轉(zhuǎn)化到初始管坯之上，形成初始預(yù)開孔的邊緣代表節(jié)點，通過對稱的方式生成其他代表節(jié)點，最后采用樣條曲線連接的方式生成初始預(yù)開孔邊界曲線。

圖3 初始坯料設(shè)計示意圖Fig.3 Schematic diagram of initial tube design

1.4 成形模具設(shè)計及試驗

出于對拉拔參數(shù)的獲取和簡便的考慮，本研究基于拉伸試驗機進行相應(yīng)的翻邊測試試驗，因此整個翻邊模具的設(shè)計也需要考慮這一點，整體模具設(shè)計三維模型及二維工程圖如圖4所示。模具的整體設(shè)計包括拉拔桿、上模、下模、拉拔頭和緊固扳手。其中拉拔桿和下模都設(shè)置有通孔，通過銷釘與電子萬能試驗機的兩端缸筒連接，提供翻邊動力；為了圓管坯料曲面翻孔，由于管坯空間的限制，因此拉拔桿和拉拔頭必須進行分體設(shè)計，采用螺紋連接，實現(xiàn)拆和裝兩個動作；另外，為了防止拉拔頭的轉(zhuǎn)動，設(shè)計專用的緊固扳手。

圖4 翻邊成形模具設(shè)計Fig.4 Design of flanging die

按照翻邊模具設(shè)計方案得到的翻邊模具實物如圖5所示，實際模具的直管與支管之間過渡圓角半徑分別為2.5mm和5mm。將待成形管坯放入到凹模中，調(diào)整好軸向以及周向的位置，采用4個M12的螺栓將上模與下模進行緊固，然后在緊固扳手的配合與限制作用下，將拉拔桿旋入拉拔頭中完成二者的連接，隨后配合拉伸機橫梁的運動，采用銷釘將拉拔頭和設(shè)備固定座進行連接。模具裝配好之后，按照既定的翻邊速度進行翻邊成形，獲得指定形狀和尺寸的T型管零件。

圖5 翻邊成形模具及試驗Fig.5 Flanging die and experiment

1.5 固溶熱處理工藝設(shè)計

為了提高6061鋁合金管材的變形能力，結(jié)合實際成形試驗結(jié)果，采用固溶熱處理的方法提高材料塑性，熱處理試驗所采用的設(shè)備為SX–6–13C型箱式電阻爐（圖6（a））。研究表明，6061鋁合金的固溶溫度約為535℃，保溫時間選取為1h[15–16]，相應(yīng)的固溶熱處理制度如圖6（b）所示。

圖6 6061鋁合金管固溶熱處理試驗Fig.6 Experiment of solid solution heat treatment for 6061 aluminium alloy tube

1.6 有限元計算模型建立

為了提高計算效率，在不影響模擬的結(jié)果的前提下，對模型進行簡化，將上下模合為一個整體而省略合模過程，另外拉拔頭為有效部分，省略拉拔桿，相應(yīng)的幾何模型以及網(wǎng)格劃分狀態(tài)如圖7所示。采用BELYTSCHKO–TSAY殼單元作為變形和模具體的網(wǎng)格劃分，坯料的最小網(wǎng)格尺寸為0.5mm，模擬過程中上、下模具和拉拔頭被視為剛性體。為了系統(tǒng)研究不同的工藝參數(shù)以及不同預(yù)制開孔形狀和尺寸對支管成形的影響，模擬過程中需要設(shè)置不同的拉拔頭結(jié)構(gòu)和初始預(yù)開孔，根據(jù)試驗獲的零件支管狀態(tài)和模擬中獲得的支管壁厚減薄率對應(yīng)，確定相應(yīng)的壁厚減壁率作為支管失效 （破裂）的判斷依據(jù)。

圖7 有限元幾何模型Fig.7 Geometry model of finite element modeling

有限元相關(guān)的力能參數(shù)主要包括材料密度、楊氏模量、泊松比和各向異性指數(shù)，相應(yīng)的參數(shù)如表2所示，材料的應(yīng)力–應(yīng)變曲線見圖1，采用的本構(gòu)模型為“36*MAT_3-PARAMETER_BARLAT”。

表2 有限元相關(guān)力能參數(shù)Table 2 Parameters related to finite element simulation

2 結(jié)果與討論

2.1 不同拉拔頭結(jié)構(gòu)對支管壁厚減薄率的影響

為了研究拉拔頭結(jié)構(gòu)形式對翻邊成形的影響，分別設(shè)計錐面、內(nèi)凹錐面和球冠3不同結(jié)構(gòu)形式的拉拔頭，不同拉拔頭結(jié)構(gòu)對管材壁厚減薄的影響模擬結(jié)果如圖8所示。T型管成形屬于空間曲面翻孔，拉拔頭的結(jié)構(gòu)形狀可以改變成形過程中模具與坯料的接觸關(guān)系，當(dāng)拉拔頭為錐形和內(nèi)凹錐形（圖8（a）和（b））時，成形初期的主要變形區(qū)為翻孔與管坯基體相冠區(qū)域，壁厚減薄率在10%左右，隨著變形的進行，拉拔頭不斷接觸支管端部區(qū)域，使得支管端部快速變形；而當(dāng)拉拔頭為球冠形時（圖8（c）），拉拔頭結(jié)構(gòu)形式和初始管坯較為接近，在成形初期，支管變形區(qū)各個位置應(yīng)變相對較為均勻。3不同拉拔頭結(jié)構(gòu)形式下，最終支管端部的壁厚減薄分布和最大壁厚減薄率沒有明顯區(qū)別，在33.6%以內(nèi)，綜合考慮變形均勻性以及實際模具安裝的便利，本研究采用球冠型拉拔頭對T型管進行翻孔成形。

圖8 不同拉拔頭結(jié)構(gòu)對T型管壁厚減薄影響Fig.8 Effect of different drawing head structure on wall thinning of T-shaped tube

2.2 不同初始預(yù)開孔對支管壁厚減薄率的影響

為了后續(xù)焊接和使用的便利，支管的高度相對越高越好，針對過渡圓角為2.5mm的管材，分別設(shè)置直壁段高度為5mm、4mm和3mm的等效管件效果如圖9（a）所示，根據(jù)上文所述的預(yù)開孔計算方法，獲得的不同支管高度條件下的預(yù)開孔結(jié)構(gòu)及尺寸如圖9（b）所示。

圖9 不同直壁段高度下的預(yù)制孔尺寸設(shè)計效果Fig.9 Design effect size of prefabricated hole of under different height of straight wall section

對不同支管高度條件下的管坯進行拔制變形的有限元模擬結(jié)果如圖10所示，其對應(yīng)的支管直壁段高度H分別為5mm、4mm、3mm、2mm。通過模擬結(jié)果可知，在不考慮材料實際破壞的前提下，隨著支管直壁段高度的增加，管材的最大壁厚減薄率由29.6%增加到62.9%，說明在支管翻邊成形的工藝條件下，直壁段越高，其成形難度也越大。并且通過減薄率的結(jié)果還可以發(fā)現(xiàn)，翻邊成形下支管的端部壁厚減薄嚴(yán)重，其中最大壁厚減薄主要位于支管口部近軸向象限點區(qū)域，這也是翻邊成形下破裂危險點所在位置。結(jié)合有限元模擬結(jié)果和所采用材料的實際成形極限，支管直壁高度3mm和2mm有可能在不破裂的前提下成形。

圖10 不同支管直壁段高度H下管材壁厚減薄率結(jié)果Fig.10 Thinning ratio of component under different height H of branch tube

2.3 支管翻邊成形試驗

當(dāng)支管高度為5mm時，相應(yīng)的初始預(yù)開孔管坯以及支管翻邊成形結(jié)果如圖11所示。對初始O態(tài)的管坯進行直接拉拔變形時，在拉拔的早期即發(fā)生嚴(yán)重的破裂缺陷；然后依照固溶熱處理制度設(shè)計方案進行熱處理，相應(yīng)的支管翻邊成形試驗結(jié)果如圖11（c）所示，可以看出，在支管口部近軸向象限點區(qū)域發(fā)生3處破裂缺陷，這與上文模擬結(jié)果中壁厚減薄嚴(yán)重區(qū)域具有對應(yīng)關(guān)系。試驗表明，支管高度為5mm時，在有無固溶熱處理條件下，均無法對支管進行直接拉拔變形。

圖11 管件翻邊變形試驗結(jié)果（H=5mm）Fig.11 Experiment results of branch tube flanging (H=5mm)

隨后對支管高度分別為4mm和3mm的管材進行支管翻邊成形試驗，相應(yīng)的初始管坯以及成形后結(jié)果如圖12所示。根據(jù)5mm支管翻邊成形的試驗結(jié)果，首先對3個支管高度為3mm的管件進行成形，結(jié)果顯示能夠獲得無破裂缺陷的零件；然后對支管高度為4mm的管件進行翻邊成形，同等的潤滑和翻邊成形速度條件下，支管口部近軸向象限點區(qū)域發(fā)生不同程度地破裂缺陷，無法進行支管翻邊成形；同等條件下，再對支管高度為3mm的管件進行成形，仍然能夠獲得支管無缺陷的零件，以上試驗說明現(xiàn)有條件下，零件所能實現(xiàn)的極限支管高度為3mm。

圖12 管件翻邊變形試驗結(jié)果（H=4mm，3mm）Fig.12 Experiment results of branch tube flanging (H=4mm, 3mm)

借助于電子萬能試驗機的位移–力傳感器對3種不同支管高度下的拉拔力進行記錄，結(jié)果如圖13所示?？梢钥闯觯S著支管高度的增加，即初始預(yù)制孔尺寸的減小，所需的翻邊成形力整體呈現(xiàn)增加趨勢，最大翻邊成形力的變化范圍在4～6.5kN。其中支管高度由3mm增加到4mm時，翻邊成形力增加幅度相對較??；由4mm增加到5mm時，出現(xiàn)明顯的增加，這是由于相對較小的初始預(yù)開孔條件下，待翻孔區(qū)域與拉拔頭具有更大的接觸面積，另外由于拉拔頭的表面為一部分球冠，因此在摩擦力的作用下，翻邊成形力出現(xiàn)明顯增加。另外，尤其隨著支管高度的增加，成形過程中翻邊成形力呈現(xiàn)波動的變化趨勢，當(dāng)H=5mm時，波動幅值達(dá)到1kN，這也從側(cè)面反映出，在勻速翻邊成形的過程中，管坯和拉拔頭之間的摩擦也呈現(xiàn)波動的變化。此外，由翻邊變形力–時間變化曲線可知，在球冠型拉拔頭脫離管坯之前，翻邊成形力呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，這是由于成形初期，翻邊成形曲面和待翻孔區(qū)不斷接觸，接觸面積逐漸增大；變形中后期，有部分拉拔頭已經(jīng)離開變形區(qū)，拉拔頭與管坯的接觸面積逐漸減小，使得翻邊成形力不斷下降，整體的成形時間約為10min。

圖13 3種不同支管高度H下翻邊成形力隨時間的變化曲線Fig.13 Curve of flanging forming force with time at 3 different branch pipe heights

3 結(jié)論

（1）不同的拉拔頭結(jié)構(gòu)形式對最終支管端部最大壁厚減薄率影響較小，但是會改變不同成形階段拉拔頭與變形區(qū)的接觸關(guān)系，錐形和內(nèi)凹錐形拉拔頭會增加成形初期支管與直管相冠區(qū)域的塑性變形。

（2）模擬結(jié)果表明，隨著支管高度的增加，也即初始預(yù)開孔尺寸的減小，支管端部的壁厚減薄更加嚴(yán)重，當(dāng)支管高度為3mm時，對應(yīng)壁厚減薄率約為33.6%。

（3）采用所設(shè)計的球冠型拉拔頭可以實現(xiàn)支管高度為3mm的6061鋁合金T型管的高效、低成本成形。