方　軍　魯世強　王克魯　姚正軍

1.南京航空航天大學，南京，211106　　2.南昌航空大學，南昌，330063

工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性分析

方軍1魯世強2王克魯2姚正軍1

1.南京航空航天大學，南京，2111062.南昌航空大學，南昌，330063

為實現(xiàn)21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲精確成形，提高其成形質量與成形極限，需要對彎曲過程中壁厚減薄進行有效控制?；贏BAQUS/Explicit有限元軟件平臺，建立了21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型，并對其可靠性進行了驗證。通過有限元模擬和正交試驗，研究了工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性及規(guī)律。結果表明，影響壁厚減薄的顯著性工藝參數(shù)依次為芯棒伸出量、管材與芯棒間隙、管材與防皺塊摩擦因數(shù)、管材與芯棒摩擦因數(shù)、管材與壓塊摩擦因數(shù)和彎曲速度，其影響規(guī)律為：壁厚減薄率隨著芯棒伸出量、管材與防皺塊摩擦因數(shù)、管材與芯棒摩擦因數(shù)、管材與壓塊摩擦因數(shù)、彎曲速度的增大或管材與芯棒間隙的減小而增大。采用多元線性回歸方法建立了最大壁厚減薄率與顯著性工藝參數(shù)之間的回歸預測模型，經(jīng)對比驗證，回歸預測模型結果與正交試驗結果之間的相對誤差不超過5%。

21-6-9高強不銹鋼管；數(shù)控彎曲；工藝參數(shù)；壁厚減??；正交試驗

0　引言

21-6-9(0Cr21Ni6Mn9N)是一種用氮固溶強化的奧氏體不銹鋼，由其制成的不銹鋼管具有強度高、耐腐蝕、耐高壓和抗高溫氧化性等特點，且易于滿足產品輕量化、強韌化和低消耗等方面的工程要求，因此在航空、航天、汽車和船舶等領域的燃油、液壓、冷氣及環(huán)控等系統(tǒng)管路中得到廣泛應用。數(shù)控彎管成形能夠實現(xiàn)管材精確彎曲成形并快速形成批量生產能力，而且具有高效、節(jié)能、質量穩(wěn)定及易于實現(xiàn)數(shù)字化和高技術化的優(yōu)勢，被廣泛應用于管材的精確彎曲成形中[1-3]。管材數(shù)控彎曲成形是一個多模具約束、多因素耦合影響的復雜非線性過程，彎曲過程中管材外側受切向拉應力作用使得壁厚減薄。壁厚減薄必然降低管件的承載能力，制約了管件的使用性能，嚴重時甚至導致開裂。而21-6-9高強不銹鋼管強度高、塑性差，彎曲過程中更容易出現(xiàn)壁厚減薄現(xiàn)象。在影響壁厚減薄的諸多因素中，工藝參數(shù)發(fā)揮著重要作用，合理調整工藝參數(shù)可以改變管件在彎曲過程中的受力狀態(tài)，從而減輕管件的壁厚減薄程度。而實際生產中往往由于各工藝參數(shù)之間的交互作用，使得工藝參數(shù)的調整變得異常困難。因此，研究工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性及影響規(guī)律對提高彎管成形質量和成形極限及工藝參數(shù)優(yōu)化具有重要的理論意義和實際運用價值。

目前，國內外學者采用理論解析、試驗研究和有限元數(shù)值模擬方法對管材彎曲壁厚減薄進行了大量的研究。Pan等[4]通過理論解析法建立了管材繞彎過程中橫截面的近似位移場，并基于全量理論和最小能量原理研究了管材繞彎過程中的壁厚減薄特性。鄂大辛等[5]基于平面應力和三向應力狀態(tài)假設，分別推導出彎管壁厚減薄率和橫截面短軸變化率相互關系的近似計算公式，并通過實驗對公式進行了比較和驗證。Li等[6]基于數(shù)控彎曲實驗，研究了助推速度、彎曲速度、芯棒參數(shù)等工藝參數(shù)對大直徑薄壁5052O鋁合金管數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響。岳永保等[7]采用實驗法，研究了芯頭個數(shù)、芯棒伸出量、彎曲角度、壓塊與管件摩擦條件、壓塊速度、相對彎曲半徑對1Cr18Ni9Ti低強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響規(guī)律。田玉麗等[8]以6061-T4薄壁鋁合金管為對象，通過實驗研究了彎曲角度、芯棒伸出量、芯球個數(shù)、彎曲速度等可控參數(shù)對壁厚減薄的影響規(guī)律，并基于最優(yōu)工藝參數(shù)組合獲得了180°大角度合格彎曲件。Gu等[9-10]采用動力顯式有限元模擬方法，結合理論和實驗的方法，研究了芯棒參數(shù)、管材-模具間的摩擦對LF2M鋁合金管數(shù)控彎曲成形過程壁厚減薄的影響規(guī)律，并基于研究結果提出了合理選擇芯棒參數(shù)和管材-模具間摩擦因數(shù)的方法。Li等[11-14]針對鋁合金和低強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形過程，采用有限元模擬結合實驗的方法，研究了管模接觸條件、助推加載條件及芯棒參數(shù)對管材彎曲成形壁厚減薄的影響。Jiang等[15-18]基于ABAQUS/Explicit有限元軟件建立了考慮彎曲和回彈全過程的有限元模型，并采用該模型研究了不同彎曲半徑、不同管模接觸條件、不同模具組合和芯棒參數(shù)對TA18中強鈦合金管數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響。

目前，針對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形規(guī)律的研究報道還較少[19]，各工藝參數(shù)對其數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響規(guī)律尚未得知。因此，為了獲得數(shù)控彎曲過程中工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管壁厚減薄影響的顯著性及規(guī)律，本文以外徑D=15.88 mm、壁厚t=0.84 mm、彎曲半徑r=47.64 mm的21-6-9高強不銹鋼彎管為研究對象，基于ABAQUS/Explicit 有限元平臺，建立21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型，結合正交試驗設計的方差分析，研究了工藝參數(shù)對壁厚減薄影響的顯著性及規(guī)律；進而采用多元線性回歸的方法，建立最大壁厚減薄率與顯著性工藝參數(shù)之間的回歸預測模型。研究結果可為21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的預測及控制提供理論指導。

1　管材數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型的建立及其可靠性驗證

1.1有限元模型的建立

根據(jù)GB/T 228-2002《金屬材料室溫拉伸實驗方法》設計21-6-9高強不銹鋼管段拉伸試樣，并進行室溫單向拉伸試驗，獲得的真應力-應變曲線和材料性能參數(shù)分別如圖1和表1所示。

圖1　21-6-9高強不銹鋼管的真應力-應變曲線

彈性模量E(GPa)屈服強度σ0.2(MPa)抗拉強度σb(MPa)延伸率δ(%)強度系數(shù)K(MPa)硬化指數(shù)n常數(shù)a常數(shù)b1939871112221796.50.1775.7-27.4

基于動態(tài)顯式ABAQUS/Explicit軟件平臺，參考文獻[19]的建模方法，建立了21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形過程三維彈塑性有限元模型，如圖2所示。管材采用4節(jié)點四邊形殼單元S4R描述，厚度方向選取5個積分點；模具由離散剛體單元R3D4劃分。采用經(jīng)典庫侖摩擦模型描述管材與模具間的摩擦行為，管材與模具間的參考摩擦因數(shù)引用文獻[20]中的室溫扭轉-壓縮實驗結果，如表2所示。選取彈塑性本構模型描述管材特性，Ludwigson方程σ=K εn+ea+b ε表征管材加工硬化特性[21]。采用1.5 mm×1.5 mm和2 mm×2 mm網(wǎng)格分別離散管材和模具表面。為了保證計算精度和效率，質量放大因子選用2000，同時采用雙精度進行計算。

圖2　21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型

序號管材-模具表面摩擦因數(shù)1管材-彎曲模0.12管材-壓塊0.253管材-夾塊Rough4管材-防皺塊0.055管材-芯棒0.05

注：軟件中，Rough表示保證兩接觸面一旦接觸就不發(fā)生相對滑移，其值取∞。

采用面-面接觸對算法模擬管材與模具間的接觸作用；采用“位移/旋轉”和“速度/角速度”兩種邊界條件來反映真實的數(shù)控繞彎過程。彎曲模和夾塊采用一致的自由度，僅開放繞Z軸的轉動自由度；防皺塊的自由度在彎曲過程中全部被約束；壓塊僅開放沿X軸方向的平動自由度，且平動速度與彎曲模轉動線速度保持一致；芯棒在彎曲過程中各自由度為零，在完成設定的彎曲角度后，開放沿X軸方向的平動自由度，以實現(xiàn)芯棒的回撤。采用光滑幅值曲線定義彎曲模等模塊的平穩(wěn)加載過程，以減小慣性效應的影響。

1.2有限元模型的可靠性驗證

為了驗證所建模型的可靠性，采用WFCNC-16數(shù)控彎管機,針對管外徑D為6.35 mm、壁厚t為0.41 mm的21-6-9高強不銹鋼管進行數(shù)控彎曲實驗研究，其中彎曲速度ω=0.4 rad/s，彎曲角度θ=90°，彎曲半徑r=20 mm。對實驗所得彎管采取線切割的方式沿彎曲平面中心縱向剖開，如圖3所示。采用測量精度為0.001 mm的螺旋尖頭千分尺對壁厚進行測量。壁厚減薄率Δt=(t-t′)/t，其中，t為管材原始壁厚，t′為彎曲后管材最小壁厚。

圖3　彎管縱向剖面

圖4所示為實驗結果和模擬結果的對比，可以看出，模擬結果和實驗結果吻合良好，模擬結果和實驗結果的最大壁厚減薄率的相對誤差為0.335%，絕對誤差為0.025%，說明本文所建立的21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲三維彈塑性有限元模型是可靠的。

圖4　模擬結果和實驗結果的對比

2　正交試驗及結果分析

2.1正交試驗

管材數(shù)控彎曲成形的工藝參數(shù)包括管材與芯棒的間隙Cm及摩擦因數(shù)fm、管材與壓塊的間隙Cp及摩擦因數(shù)fp、管材與彎曲模的間隙Cb及摩擦因數(shù)fb、管材與防皺塊的間隙Cw及摩擦因數(shù)fw、芯棒伸出量e、彎曲速度ω、壓塊相對助推速度vp。為了綜合考慮工藝參數(shù)對管材數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性及規(guī)律，本文選取以上11個工藝參數(shù)作為試驗因素，各因素選取3水平進行試驗，試驗因素和水平如表3所示。根據(jù)所選因素的個數(shù)和水平數(shù)，選取正交表L27(313)進行試驗設計，試驗方案參見文獻[22]。本文在采用各種不同工藝參數(shù)條件進行模擬時，夾塊與管材之間沒有發(fā)生打滑，管材也沒有出現(xiàn)拉裂和起皺等缺陷。根據(jù)試驗方案，通過管材數(shù)控彎曲成形三維彈塑性有限元模擬獲得21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲180°時壁厚減薄率的最大值，并將其列于表4中。

2.2結果與討論

正交試驗設計的極差分析法雖然簡單、直觀、計算量較小，但這種方法不能估計試驗過程中以及試驗結果測定中必然存在的誤差的大小，且無法判斷各因素對試驗結果影響的顯著性[22]。而方差分析可以客觀地評價各因素對試驗結果影響的顯著性大小，因此，本文采用方差分析研究各工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄影響的顯著性。方差分析的計算公式參見文獻[22]。

表3　試驗因素和水平

注：vp=v/vb，其中vb為彎曲模切向線速度，m/s，v為壓塊速度，m/s。

表4　最大壁厚減薄率的試驗結果

通過F分布表分別查出顯著性水平α為0.01、0.05和0.10的臨界值F1-α(fF，fE)，其中fF和fE分別為因素的自由度和誤差的自由度。將各因素的F值與臨界值進行比較，如果F≥ F1-0.01(fF，fE)，則稱該因素的影響高度顯著，記為“**”；如果F1-0.01(fF，fE)>F≥F1-0.05(fF，fE)，則稱該因素的影響顯著，記為“*”；如果F1-0.05(fF，fE)>F≥F1-0.10(fF，fE)，則稱該因素有一定的影響，記為“(*)”；如果F

表5為21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形最大壁厚減薄率的方差分析表，由表5可知，對壁厚減薄具有高度顯著影響的因素有A、E、G和I，具有顯著影響的因素有H和K，其他因素對壁厚減薄的影響不顯著。各顯著因素對壁厚減薄影響的顯著性由強到弱依次是I>A>G>E>H>K。

表5　最大壁厚減薄率的方差分析表

為了更直觀地研究并觀察各顯著因素對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響規(guī)律，計算了各顯著因素取不同水平時所得的最大壁厚減薄率的平均值，并作出最大壁厚減薄率隨不同因素、不同水平下的變化趨勢圖，如圖5所示。

圖5　最大壁厚減薄率隨各顯著工藝參數(shù)不同水平變化趨勢圖

由圖5可以看出：對于D×t×r為15.88 mm×0.84 mm×47.64 mm的21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲，其壁厚減薄率隨著芯棒伸出量e、管材與芯棒摩擦因數(shù)fm、管材與壓塊摩擦因數(shù)fp和彎曲速度ω的增大而增大；隨著管材與芯棒間隙Cm的增大而減??；隨著管材與防皺塊摩擦因數(shù)fw的增大先略有減小后增大，總體呈增大趨勢。這是因為，增大芯棒伸出量，增大了芯棒與變形區(qū)管材的作用面積，使得芯棒與管材內壁的摩擦增大，阻礙了材料的正常流動，并導致外側材料所受切向拉應力增大，從而造成壁厚減薄率增大；增大芯棒與管材內壁的摩擦因數(shù)，使得彎管外側的切向拉應力增大，導致外側纖維伸長量增大，因此壁厚減薄率增大；增大管材與壓塊摩擦因數(shù)，使得壁厚減薄率增大，這是由于管材與壓塊摩擦因數(shù)和壓塊相對助推速度交互作用影響的結果。當壓塊相對助推速度vp<1時，壓塊對管材的摩擦力與彎曲方向相反，阻礙了材料向彎曲變形區(qū)的流動，導致管材外側切向拉應力增大，從而使得壁厚減薄率增大，增大管材與壓塊摩擦因數(shù)，將使得壁厚減薄率進一步增大；當vp≥1時，壓塊對管材的摩擦力與彎曲方向相同，增大壓塊與管材摩擦因數(shù)，有利于材料向彎曲變形區(qū)流動，減小管材外側切向拉應力，使得壁厚減薄率減小，但影響程度不大，如圖6所示；增大彎曲速度會增大變形過程中材料的流動速度，容易導致外側材料流動過快而產生減薄量增大甚至拉裂的缺陷；增大芯棒與管材間隙，使得芯棒對管材支撐作用減小，二者之間的摩擦力減小，導致外側切向拉應力減小，所以壁厚減薄率減小；增大管材與防皺塊摩擦因數(shù)，導致管材外側切向拉應力增大，使得壁厚減薄率增大。

圖6　最大壁厚減薄率隨管材-壓塊摩擦因數(shù)的變化

3　壁厚減薄率回歸預測模型的建立

影響21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的工藝參數(shù)很多，為了方便快捷地預測D×t×r為15.88 mm×0.84 mm×47.64 mm、彎曲角度θ為180°的21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形最大壁厚減薄率的大小，基于以上研究結果，選取對壁厚減薄影響顯著的工藝參數(shù)，如芯棒伸出量e、管材與芯棒間隙Cm、管材與防皺塊摩擦因數(shù)fw、管材與芯棒摩擦因數(shù)fm、管材與壓塊摩擦因數(shù)fp和彎曲速度ω為研究對象，采用多元線性回歸的方法建立21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形最大壁厚減薄率與顯著性工藝參數(shù)之間的近似函數(shù)式：

Δtmax=b0+b1e+b2Cm+b3fw+b4fm+b5fp+b6ω+ε

(1)

式中，Δtmax為最大壁厚減薄率；b0、b1、…、b6為回歸系數(shù)；ε為隨機誤差。

為了確定回歸系數(shù)b0，b1，…，b6，采用第2章正交試驗的條件和模擬結果，通過IBM SPSS Statistics軟件進行線性回歸分析，得到回歸預測模型為

Δtmax=6.917+1.508e -24Cm+3.777fw+

12.154fm+3.007fp+0.795ω

(2)

3.1回歸預測模型的顯著性檢驗

最大壁厚減薄率的一次線性回歸模型的相關系數(shù)R=0.950，查相關系數(shù)表[21]，得R0.01=0.5368。由于R=0.950 > R0.01=0.5368，所以說明該回歸預測模型高度顯著。

表6為回歸模型方差分析表。給定顯著性水平α=0.05，查F分布表得F1-0.05(6,20)=2.60。因為F=30.859?F1-0.05(6,20)=2.60，所以在給定顯著性水平α=0.05下所建立的回歸預測模型是高度顯著的。

表6　回歸模型方程分析表

3.2回歸預測模型與正交試驗結果對比

從正交試驗結果中隨機選取10組試驗結果與回歸預測模型結果進行對比。為了獲得回歸預測模型的準確度，定義誤差e計算公式為

e=(Rp-Re)/Re

(3)

式中，Rp為回歸預測模型結果；Re為正交試驗結果。

表7所示為回歸預測模型結果與正交試驗結果對比，由表7可知，最大誤差不超過5%，說明僅根據(jù)顯著性工藝參數(shù)，回歸預測模型就可以準確地對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄進行快速預測。

表7　回歸預測模型結果與正交試驗結果對比

4　結論

(1)采用有限元模擬和正交試驗相結合的方法研究發(fā)現(xiàn)，影響21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的顯著性工藝參數(shù)依次為芯棒伸出量、管材與芯棒間隙、管材與防皺塊摩擦因數(shù)、管材與芯棒摩擦因數(shù)、管材與壓塊摩擦因數(shù)和彎曲速度。

(2)顯著性工藝參數(shù)對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲壁厚減薄的影響規(guī)律為：隨著芯棒伸出量、管材與防皺塊摩擦因數(shù)、管材與芯棒摩擦因數(shù)、管材與壓塊摩擦因數(shù)、彎曲速度的增大或管材與芯棒間隙的減小，壁厚減薄率增大。

(3)采用多元線性回歸的方法結合正交試驗結果，建立了最大壁厚減薄率與顯著性工藝參數(shù)之間的回歸預測模型，該模型可以準確地對21-6-9高強不銹鋼管數(shù)控彎曲成形的最大壁厚減薄率進行快速預測。

[1]Yang H, Li H, Zhang Z Y, et al. Advances and Trends on Tube Bending Forming Technologies[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2012, 25(1):1-12.

[2]Yang H, Zhan M, Liu Y L, et al. Some Advanced Plastic Processing Technologies and Their Numerical Simulation[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 151(1/3):63-69.

[3]楊合，孫志超，林艷，等.管成形技術發(fā)展基礎問題研究[J]. 塑性工程學報，2001,8(2)：83-85.

Yang He, Sun Zhichao, Lin Yan, et al. Advanced Plastic Processing Technology and Research Progress on Tube Forming[J]. Journal of plasticity Engineering, 2001, 8(2)：83-85.

[4]Pan K, Stelson K A. On the Plastic Deformation of a Tube during Bending[J]. Journal of Engineering for Industry, 1995,117(4):494-499.

[5]鄂大辛，寧汝新，古濤. 彎管橫截面畸變的試驗與分析[J]. 兵工學報，2006,27(4)：698-701.

E Daxin, Ning Ruxin, Gu Tao. Experiment and Analysis on the Distortion of Cross-section of Bent Tube[J]. Acta Armamentarii, 2006,27(4):698-701.

[6]Li C, Yang H, Zhan M, et al. Effects of Process Parameters on Numerical Control Bending Process for Large Diameter Thin-walled Aluminum Alloy Tubes[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2009, 19(3):668-673.

[7]岳永保，楊合，詹梅，等. 薄壁管小彎曲半徑數(shù)控彎曲壁厚減薄實驗研究[J]. 鍛壓技術，2007,32(5)：58-62.

Yue Yongbao, Yang He, Zhan Mei, et al. Experimental Study on Thinning of Thin-walled Tube NC Bending Process with Small Bending Radius[J]. Forging and Stamping Technology,2007,32(5)：58-62.

[8]田玉麗，楊合，李恒，等. 6061-T4大直徑薄壁管數(shù)控彎曲壁厚變化實驗研究[J]. 材料科學與工藝，2012,20(2)：23-29.

Tian Yuli, Yang He, Li Heng, et al. Experimental Study on Wall thickness Variation in NC Bending of 6061-T4 Large Diameter Thin-walled Tubes[J]. Materials Science and Technology, 2012, 20(2):23-39.

[9]Gu R J, Yang H, Zhan M, et al. Effect of Mandrel on Cross Section Quality of Thin-walled Tube Numerical Controlled Bending[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2005, 15(6): 1264-1274.

[10]Yang H, Gu R J, Zhan M, et al. Effect of Frictions on Cross Section Quality of Thin-walled Tube NC Bending[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2006, 16(4):878-886.

[11]Li H, Yang H. A Study on Multi-defect Constrained Bendability of Thin-walled Tube NC Bending under Different Clearance [J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2011, 24(1):102-112.

[12]Yang H, Li H, Zhan M. Friction Role in Bending Behaviors of Thin-walled Tube in Rotary- draw- bending under Small Bending Radii[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(15): 2273- 2284.

[13]Li H, Yang H, Zhan M, et al. Deformation Behaviors of Thin-walled Tube in Rotary Draw Bending under Push Assistant Loading Conditions[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(1):143-158.

[14]Li H, Yang H, Zhan M, et al. Role of Mandrel in NC Precision Bending Process of Thin-walled Tube[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2007, 47(7/8): 1164-1175.

[15]Jiang Z Q, Zhan M, Yang H, et al. Deformation Behavior of Medium-strength TA18 High-pressure Tubes during NC Bending with Different Bending Radii[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2011, 24(5): 657-664.

[16]江志強，楊合，詹梅，等. 模具與管材不同配合條件下中強TA18厚壁鈦管數(shù)控彎曲變形行為[J]. 塑性工程學報，2011,18(1): 21-27.

Jiang Zhiqiang, Yang He, Zhan Mei, et al. Deformation Behaviors of Medium-strength TA18 Thick-walled Tubes during NC Bending under Various Contact Conditions between Tube and Dies[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2011,18(1):21-27.

[17]Zhan M, Jiang Z Q, Yang H, et al. Numerically Controlled Bending Performance of Medium Strength TA18 Titanium Alloy Tubes under Different Die Sets[J]. Science China Technological Sciences, 2011,54(4):841-852.

[18]Zhan M, Huang T, Jiang Z Q, et al. Determination of Process Parameters for the NC Bending of a TA18 Tube[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013,68(1/4):663-672.[19]Fang J, Lu S Q, Wang K L, et al．Effect of Mandrel on Cross-Section Quality in Numerical Control Bending Process of Stainless Steel 2169 Small Diameter Tube[J]. Advances in Materials Science and Engineering, 2013,2013:1-9.

[20]李恒. 多模具約束下薄壁管數(shù)控彎曲成形過程失穩(wěn)起皺行為研究[D]. 西安：西北工業(yè)大學, 2007.

[21]劉樹勛，劉憲民，劉蕤，等. 0Cr21Ni6Mn9N奧氏體不銹鋼的應變強化行為[J]. 鋼鐵研究學報，2005,17(4)：40-44.

Liu Shuxun, Liu Xianmin, Liu Rui, et al. Work-hardening Behavior of 0Cr21Ni6Mn9N Austenitic Stainless Steel[J]. Journal of Iron and Steel Research, 2005,17(4)：40-44.

[22]莊楚強，何春雄. 應用數(shù)理統(tǒng)計基礎[M]. 3版.廣州：華南理工大學出版社，2006.

(編輯蘇衛(wèi)國)

Significance Analysis of Effect of Process Parameters on Wall Thinning for 21-6-9 High Strength Stainless Steel Tube NC Bending

Fang Jun1Lu Shiqiang2Wang Kelu2Yao Zhengjun1

1.Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing,211106 2.Nanchang Hangkong University,Nanchang,330063

To realize the precise NC bending and improve the forming quality and forming limit of 21-6-9 HSSST, which needed to control wall thinning effectively. A 3D elastic-plastic finite element model of NC bending process of the 21-6-9 HSSST was established based on the platform of ABAQUS/Explicit, and its reliability was validated. The influence significances and laws of process parameters on wall thinning of the 21-6-9 HSSST NC bending were studied by finite element simulation and orthogonal tests. The results show that the significant factors from high to low are the mandrel protrusion length, the clearance between tube and mandrel, the friction between tube and wiper die, the friction between tube and mandrel, the friction between tube and pressure die and the bending speed. Wall thinning becomes large with increasing of the mandrel protrusion length, the friction between tube and wiper die, the friction between tube and mandrel, the friction between tube and pressure die and the bending speed. While the wall thinning decreases with increasing of the clearance between tube and mandrel. Moreover, the prediction model between the maximum wall thinning degree and significant process parameters were established by multi-linear regression method. Compared with orthogonal test results, the relative error is less than 5%.

21-6-9 high strength stainless steel tube(21-6-9 HSSST); NC bending;process parameter; wall thinning; orthogonal test

2014-06-23

國家自然科學基金資助項目(51164030)

TG386DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.09.019

方軍，男，1984年生。南京航空航天大學材料科學與技術學院博士研究生。研究方向為先進塑性成形技術及計算機仿真。魯世強(通信作者)，男，1962年生。南昌航空大學航空制造工程學院教授、博士研究生導師。王克魯，男，1968年生。南昌航空大學航空制造工程學院教授、博士研究生導師。姚正軍，男，1968年生。南京航空航天大學材料科學與技術學院教授、博士研究生導師。