GH536高溫合金帽罩翻邊成形應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值分析

蔡 晉，楊 明，李炆芮，楊 踴，石曉東

(1.沈陽航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院，沈陽 110136；2.中國航發(fā)沈陽黎明航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司 鈑焊加工廠，沈陽 110043)

由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室帽罩在高溫、高壓、高氧化的環(huán)境下工作，因此對材料強(qiáng)度、耐高溫性能有較高的要求，需要能滿足復(fù)雜惡劣工況環(huán)境下的高強(qiáng)度材料來保證部件的服役安全，多采用鎳基合金等高溫合金材料[1-2]。GH536是添加鈷和鎢的高溫合金材料，在900 ℃以下具有中等的持久強(qiáng)度和蠕變強(qiáng)度，熱加工溫度范圍為1 100～1 200 ℃，可在900℃下長期工作，瞬時(shí)工作溫度高達(dá)1 080 ℃[3-4]。GH536在高溫下不僅具有高強(qiáng)度及抗氧化性，同時(shí)還具有優(yōu)異的抗應(yīng)力腐蝕開裂能力[5-6]。航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室帽罩具有復(fù)雜的薄壁曲面，在對某型GH536高溫合金燃燒室帽罩進(jìn)行翻孔成形時(shí)，由于材料的低塑性、變形抗力大、成形應(yīng)力分布不均勻等特點(diǎn)，常會(huì)出現(xiàn)邊緣破裂問題，不易控制薄壁曲面翻邊成形精度，導(dǎo)致產(chǎn)品的一致性難以得到保證[7]。通常先在金屬板上打一個(gè)預(yù)定大小的小孔，然后用較大直徑的沖頭強(qiáng)行通過該孔，以凸緣的形式進(jìn)行翻孔成形[8-10]。使用數(shù)值模擬分析能夠較為準(zhǔn)確地計(jì)算材料在沖壓成形中的流動(dòng)情況，從而準(zhǔn)確地得出其應(yīng)力分布情況，為生產(chǎn)加工中制定工藝參數(shù)方案提供了可靠的依據(jù)[11-13]。本文主要針對GH536高溫合金帽罩翻邊成形過程中的應(yīng)力應(yīng)變分布狀態(tài)進(jìn)行工藝參數(shù)探究，研究不同的凸模進(jìn)給速度及摩擦因素對翻邊成形過程中應(yīng)力及塑性應(yīng)變分布的影響，并給出相應(yīng)的工藝參數(shù)調(diào)整建議。

1 成形問題分析

GH536燃燒室帽罩具有大尺寸薄壁復(fù)雜曲面、高拉深比環(huán)形凸起結(jié)構(gòu)以及高強(qiáng)度、低塑性等材料特征。帽罩環(huán)形凸起翻邊需求區(qū)域孔型復(fù)雜，具有小尺寸特征前緣，使翻邊成形難度增大,同時(shí)具有加工硬化顯著、變形抗力大等特點(diǎn)。在翻邊成形過程中，帽罩內(nèi)、外型面及翻邊異形孔前緣處易出現(xiàn)應(yīng)力、塑性應(yīng)變及壁厚分布不均勻等情況，易使局部區(qū)域產(chǎn)生褶皺以及過度變形引起的破裂缺陷等問題。在凸模形狀與合模方式一定的情況下，凸模進(jìn)給速度及摩擦因素對翻邊成形過程中褶皺及破裂等缺陷的影響較顯著。因此通過研究不同的凸模進(jìn)給速度及摩擦因素對應(yīng)力、塑性應(yīng)變分布的影響，分析并給出翻邊成形過程中凸模進(jìn)給速度及摩擦因素的調(diào)整建議，研究路線如圖1所示。

圖1 GH536燃燒室帽罩成形問題及研究路線圖

2 有限元模型

2.1 成形零件材料

由于GH536具有良好的高溫抗氧化能力和耐腐蝕性，所以廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室等復(fù)雜高溫高壓環(huán)境中，GH536的化學(xué)成分如表1所示。

表1 GH536化學(xué)成分 %

GH536高溫鎳基合金帽罩翻邊成形是一種強(qiáng)烈的塑性成形過程。成形過程中，材料的屈服極限在不同的應(yīng)變速率下將發(fā)生改變。GH536高溫鎳基合金材料的塑性參數(shù)采用Johnson-Cook模型[14]，屈服極限見式(1)

(1)

表2 GH536高溫合金Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)

2.2 有限元模型的建立

圖2為帽罩翻邊成形裝配模型主觀圖，圖3為帽罩目標(biāo)翻邊成形示意圖。建立3組帽罩翻邊成形有限元模型，針對帽罩環(huán)形凸起區(qū)域及翻邊異形孔區(qū)域的基本特征，建立凸模及上下模運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)。翻邊成形過程中，凸模及上下模在y軸方向移動(dòng)，模具在剛體約束的條件下，設(shè)置運(yùn)動(dòng)條件，下模采用完全固定約束方式，在初始合模運(yùn)動(dòng)的過程中，上模設(shè)置初始速度5 m/s，沿堅(jiān)直方向向下運(yùn)動(dòng)，凸模在合模后開始沿圖2箭頭方向做直線進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，帽罩坯料在上下模中部位置，對帽罩內(nèi)外法蘭區(qū)域設(shè)置y方向位移約束，x與z方向?yàn)樽杂杉s束。不限制帽罩翻邊過程中向x、z方向延伸的塑性變形，重點(diǎn)研究異形孔翻邊區(qū)域的應(yīng)力及變形特征，在摩擦系數(shù)為0.15的情況下，凸模進(jìn)給速度分別設(shè)置為15、2 m/s，目的是分析比較不同凸模進(jìn)給速度對帽罩異形孔翻邊成形區(qū)域應(yīng)力應(yīng)變場分布的影響。與劉志云等[16]基于應(yīng)力應(yīng)變分析優(yōu)化翻邊成形工藝參數(shù)的方法一致，在凸模進(jìn)給速度設(shè)置為2 m/s的情況下，分析比較摩擦系數(shù)分別為0.15、0.08時(shí)帽罩成形區(qū)域整體應(yīng)力場及應(yīng)變場分布的影響。帽罩半徑為465 mm，板料厚度為1.2 mm，其中凸模及環(huán)形凸起區(qū)域上下模采用剛性殼單元?jiǎng)澐郑闭殖尚螀^(qū)域采用變形殼單元?jiǎng)澐帧?/p>

圖2 帽罩翻邊成形裝配模型主視圖

圖3 帽罩目標(biāo)翻邊成形示意圖

3 GH536帽罩翻邊成形特性有限元數(shù)值模擬分析

3.1 凸模進(jìn)給速度對GH536帽罩翻邊成形應(yīng)力場的影響分析

圖4a與圖4b分別為GH536帽罩環(huán)形凸起底部與異形孔局部翻邊區(qū)域初始成形應(yīng)力分布情況。殘余應(yīng)力分布結(jié)果顯示，帽罩整體沿凸模進(jìn)給方向產(chǎn)生較大的變形，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域在異形孔相接區(qū)域產(chǎn)生較大的擴(kuò)孔變形，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域應(yīng)力場均值較高。將帽罩整體應(yīng)力水平分為3個(gè)部分，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)力區(qū)。低應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為60～140 MPa，中等應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為135～255 MPa，高應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為420～580 MPa。與盧險(xiǎn)峰等[17]翻邊成形應(yīng)力場研究中底部圓角與口部邊緣的應(yīng)力差異一致，低應(yīng)力區(qū)與高應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力相差約300 MPa，變形比例以高應(yīng)力區(qū)為主要區(qū)域，受凸?？焖龠M(jìn)給運(yùn)動(dòng)的影響，變形程度較高，異形孔前緣局部區(qū)域呈破損狀態(tài)，孔翻邊程度不明顯，需降低凸模進(jìn)給速度，增加凸模過渡區(qū)域與異形孔邊緣的接觸時(shí)間，提高翻邊成形質(zhì)量。

圖4 帽罩初始翻邊成形應(yīng)力場分布狀態(tài)(凸模進(jìn)給速度15 m/s)

圖5a與圖5b分別為優(yōu)化凸模進(jìn)給速度后(凸模進(jìn)給速度2 m/s)GH536帽罩環(huán)形凸起底部與異形孔局部翻邊區(qū)域應(yīng)力分布情況。殘余應(yīng)力分布結(jié)果顯示，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域應(yīng)力場均值較高。但應(yīng)力場分布表明，在帽罩相同位置下，與初始模型相比，應(yīng)力場整體降低，模型整體變形應(yīng)力均勻性提高。將帽罩整體應(yīng)力水平分為3個(gè)部分，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)力區(qū)。低應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為30～85 MPa，中等應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為90～160 MPa，高應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為360～550 MPa，帽罩相同位置應(yīng)力分布整體呈下降趨勢，低應(yīng)力區(qū)平均降低30 MPa,中等應(yīng)力區(qū)平均降低60 MPa,高應(yīng)力區(qū)平均降低50 MPa，局部較大程度變形同樣以高應(yīng)力區(qū)域?yàn)橹?。在初始模型中，受凸模及壓邊影響，變形程度較高，異形孔前緣局部出現(xiàn)破裂。應(yīng)力場結(jié)果表明，改變凸模進(jìn)給速度后，變形程度得到明顯緩解，降低了高應(yīng)力區(qū)由于壁厚減薄程度過高而引發(fā)破裂的風(fēng)險(xiǎn)，異形孔前緣局部區(qū)域仍存在部分高應(yīng)力分布，使異形孔前緣產(chǎn)生塑性變形的局部區(qū)域變形程度較大。

3.2 摩擦因素對GH536帽罩翻邊成形應(yīng)力分布的影響分析

圖6a與圖6b分別為GH536帽罩翻邊成形摩擦系數(shù)由0.15調(diào)整為0.08后整體與異形孔局部的應(yīng)力分布情況。相比圖5中帽罩整體的應(yīng)力狀態(tài)，優(yōu)化后帽罩整體成形應(yīng)力均勻性增加，表明摩擦系數(shù)與其他工藝參數(shù)的配合顯著提高了帽罩環(huán)形凸起區(qū)域異形孔翻邊成形的精度。應(yīng)力分布結(jié)果顯示，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域應(yīng)力場均值較高，摩擦系數(shù)的減小，降低了孔翻邊成形過程中切應(yīng)力的分布。在帽罩相同位置下，與優(yōu)化前模型相比，應(yīng)力場整體降低，表明模型整體變形應(yīng)力均勻性提高。將帽罩整體應(yīng)力水平分為3個(gè)部分，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)力區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)力區(qū)。低應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為55～72 MPa，中等應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為115～140 MPa，高應(yīng)力區(qū)平均應(yīng)力范圍為330～350 MPa，帽罩相同位置應(yīng)力分布整體呈下降趨勢，低應(yīng)力區(qū)與中等應(yīng)力區(qū)平均降低30 MPa、高應(yīng)力區(qū)平均降低100 MPa。降低摩擦系數(shù)后，變形程度得到明顯緩解，優(yōu)化前模型中由于翻邊異形孔前緣接觸摩擦效應(yīng)較高，凸模寬體部分進(jìn)給經(jīng)過帽罩異形孔時(shí)，凸模過渡段對帽罩異形孔區(qū)施加較高的切應(yīng)力，使異形孔前緣處于過高的應(yīng)力狀態(tài)。優(yōu)化后應(yīng)力場分布結(jié)果顯示，異形孔翻邊成形后整體應(yīng)力分布較均勻，每個(gè)應(yīng)力區(qū)域的應(yīng)力離散度較小，符合翻邊成形應(yīng)力場均勻性要求。

圖5 優(yōu)化后帽罩翻邊成形應(yīng)力場分布狀態(tài)(凸模進(jìn)給速度2 m/s)

圖6 帽罩翻邊成形應(yīng)力場分布狀態(tài)(凸模進(jìn)給速度2 m/s，摩擦系數(shù)0.08)

3.3 GH536帽罩翻邊成形塑性應(yīng)變分布情況綜合分析

圖7a與圖7b分別為優(yōu)化凸模進(jìn)給速度與摩擦因素前GH536帽罩整體與異形孔局部區(qū)域塑性應(yīng)變分布情況。塑性應(yīng)變分布結(jié)果顯示，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域塑性應(yīng)變場均值較高，整體塑性應(yīng)變分布受擴(kuò)孔影響，較壓邊力優(yōu)化模型環(huán)形凸起區(qū)域塑性應(yīng)變有提高的趨勢?？蓪⒚闭终w塑性應(yīng)變分為3個(gè)部分，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)變區(qū)。低應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)變范圍為0.03～0.06，中等應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)變范圍為0.06～0.4，高應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)變范圍為大于0.4。與圖7b相比，模型塑性應(yīng)變整體呈上升趨勢，中等應(yīng)變與高應(yīng)變區(qū)域基本集中分布在帽罩環(huán)形凸起區(qū)域異形孔周邊部分，局部異形孔前緣產(chǎn)生較高的應(yīng)變分布。由于凸模進(jìn)給速度過高，翻邊變形不明顯，塑性變形沿異形孔周圍發(fā)生擴(kuò)孔變形，異形孔間塑性應(yīng)變較高，整體環(huán)形凸起區(qū)域向翻邊方向發(fā)生塑性變形，不符合翻邊區(qū)域成形要求。

圖7 帽罩翻邊成形應(yīng)變場分布狀態(tài)(凸模進(jìn)給速度15 m/s，摩擦系數(shù)0.15)

圖8a與圖8b分別為優(yōu)化凸模進(jìn)給速度與摩擦因素后GH536帽罩整體與翻邊局部區(qū)域的塑性應(yīng)變分布情況。塑性應(yīng)變分布結(jié)果顯示，與應(yīng)力場分布結(jié)果及初始模型應(yīng)變分布規(guī)律相似，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域塑性應(yīng)變場均值較高。可將帽罩整體塑性應(yīng)變分為3個(gè)部分，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)變區(qū)。低應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)力范圍為0.02～0.04，中等應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)力范圍為0.04～0.1，高應(yīng)變區(qū)平均應(yīng)力范圍為0.1～0.4。與初始模型塑性應(yīng)變場相比，相同區(qū)域優(yōu)化后模型塑性應(yīng)變整體呈下降趨勢，雖然低應(yīng)變區(qū)域塑性應(yīng)變較小，但變形不均的特征情況有所減少，中等應(yīng)變與高應(yīng)變區(qū)域基本集中分布在帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與異形孔周邊部分。與優(yōu)化前相比，異形孔前緣塑性變形均勻性提高，翻邊區(qū)域整體應(yīng)變均勻性較初始模型有明顯提高，在該組凸模進(jìn)給速度、摩擦系數(shù)等工藝參數(shù)下，塑性應(yīng)變場基本符合翻邊成形要求。

圖8 帽罩翻邊成形應(yīng)變場分布狀態(tài)(凸模進(jìn)給速度2 m/s，摩擦系數(shù)0.08)

4 結(jié)論

(1)在帽罩翻邊成形過程中，凸模進(jìn)給速度過高，環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域產(chǎn)生較高的應(yīng)力場均值，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域在異形孔相接區(qū)域產(chǎn)生較大的擴(kuò)孔變形，變形程度較高，異形孔翻邊成形不明顯，需降低凸模進(jìn)給速度，增加凸模過渡區(qū)域與異形孔邊緣的接觸時(shí)間，以提高翻邊成形質(zhì)量。

(2)對于具有復(fù)雜異形孔的環(huán)形帽罩翻邊成形，翻邊異形孔前緣接觸摩擦效應(yīng)較高，使凸模寬體部分進(jìn)給經(jīng)過帽罩異形孔時(shí)，帽罩異形孔區(qū)域周邊產(chǎn)生較高的切應(yīng)力，導(dǎo)致異形孔前緣處于過高的應(yīng)力狀態(tài)，使局部區(qū)域產(chǎn)生褶皺等變形。降低摩擦系數(shù)后，異形孔翻邊成形整體應(yīng)力分布較均勻，整體應(yīng)力區(qū)域應(yīng)力離散度較小，符合翻邊成形應(yīng)力場均勻性要求。

(3)環(huán)形凸起與翻邊異形孔連接區(qū)域塑性應(yīng)變場均值相對較高，與應(yīng)力場極值分布范圍相對應(yīng)，法蘭及帽罩中心區(qū)域?yàn)榈蛻?yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域(除異形孔區(qū)域)為中等應(yīng)變區(qū)，帽罩環(huán)形凸起區(qū)域與翻邊異形孔連接區(qū)域?yàn)楦邞?yīng)變區(qū)。

(4)在帽罩翻邊成形過程中，凸模進(jìn)給速度過高，翻邊塑性成形不明顯，塑性變形沿異形孔周圍發(fā)生擴(kuò)孔變形，異形孔間塑性應(yīng)變較高，整體環(huán)形凸起區(qū)域沿翻邊方向發(fā)生塑性變形。降低凸模進(jìn)給速度可以使塑性應(yīng)變整體呈下降趨勢，且變形不均情況減少，中等應(yīng)變與高應(yīng)變區(qū)域基本集中分布在帽罩環(huán)形凸起區(qū)域異形孔周邊部分，異形孔前緣塑性變形均勻性有所提高。