丁月霞，馬燕楠，郭 群，王 輝，馬福業(yè)，郭訓忠

（1.江蘇華陽金屬管件有限公司，鎮(zhèn)江 212400；2.南京航空航天大學先進材料及成形技術(shù)研究所，南京 211100；3.江蘇核能裝備材料工程實驗室，南京211100；4.南京航空航天大學材料科學與技術(shù)學院，南京 211100）

導管是現(xiàn)代軍機、民機上的關(guān)鍵部件之一，將各種介質(zhì)輸送到飛機發(fā)動機、起落架、座艙等關(guān)鍵部位，滿足飛機包括燃油、氧氣、液壓、環(huán)境控制等方面的系統(tǒng)需求[1-3]。導管制造技術(shù)已經(jīng)成為現(xiàn)代飛機制造的關(guān)鍵技術(shù)。飛機環(huán)境控制系統(tǒng)是眾多機載系統(tǒng)之一，它的主要作用是負責完成飛機座艙壓力、溫度、濕度、供氣量、空氣質(zhì)量等參數(shù)的調(diào)節(jié)，承擔著為機上人員提供舒適工作環(huán)境的任務，環(huán)境調(diào)節(jié)系統(tǒng)能否正常工作對飛機整體運行起著至關(guān)重要的作用[4]。飛機環(huán)境控制系統(tǒng)所應用的導管通常具有形狀復雜多變、管壁較薄的特點，其中大部分是大直徑薄壁導管件，甚至是大直徑超薄壁導管件，特別是在大型民用客機上，大直徑薄壁導管零件所占的比例更高。目前，大直徑薄壁導管零件的制備主要采用數(shù)控彎曲技術(shù)[5-6]，但是采用數(shù)控彎曲技術(shù)制備的大直徑彎管存在著橫截面形狀畸變、回彈、彎曲變形區(qū)外側(cè)變薄、彎曲變形區(qū)內(nèi)側(cè)增厚起皺等缺陷[7-9]，造成該類零件在實際服役過程中，極易產(chǎn)生彎曲變形區(qū)內(nèi)側(cè)無法承受高壓而破裂的現(xiàn)象[10]。

本文首先采用有限元模擬的方法，對飛機環(huán)控系統(tǒng)用超薄壁彎管半片在拉深成形過程中可能出現(xiàn)的缺陷進行預測，并基于模擬結(jié)果進行了實際的拉深成形試驗。另外，測試及分析了焊接后整管的局部微觀組織與承壓性能。

超薄壁彎管半片拉深成形模擬

1 材料本構(gòu)模型的建立

采用單向拉伸試驗獲得了材料的真實應力-應變關(guān)系曲線，基于典型的本構(gòu)關(guān)系擬合了基本成形性能參數(shù)，并通過相關(guān)系數(shù)這一重要指標進一步比較了不同本構(gòu)關(guān)系的精確度。

通過單向拉伸試驗獲得的材料基本力學性能參數(shù)如表1所示，將獲得的工程應力-應變曲線轉(zhuǎn)換為真實應力-應變曲線，如圖1所示。

表1 6061鋁合金基本力學性能參數(shù)

圖1 退火態(tài)6061鋁合金真實應力-應變曲線Fig.1 Real stress-strain curve of annealed 6061 aluminum alloy

材料的應變硬化曲線是表征其塑性變形行為的重要途徑之一。由于試驗獲得曲線不便于直接應用，需采用一定的本構(gòu)方程進行擬合后使用。目前，常用的材料應變硬化曲線方程主要有：

式中：σ為真實應力，ε為真實應變，k、B為應變硬化系數(shù)，ε0為初始應變，σy為屈服應力，R0、R1、b為待定的與材料相關(guān)的常數(shù)，n是應變硬化曲線上的指數(shù)，稱為應變硬化指數(shù)。一般說來，n值大的材料，成形零件厚度分布均勻，應變強化能力強，在危險斷面的承載能力得以強化。為比較不同本構(gòu)方程對材料變形抗力的描述能力，對于退火態(tài)的6061鋁合金板材拉伸數(shù)據(jù)，用上述4種模型按最小二乘法進行擬合。用于擬合的試驗數(shù)據(jù)取自真實應力-應變曲線上0.2%～8%之間應變，計算結(jié)果如表2所示。

從表2所示的擬合結(jié)果可以看出，應變硬化曲線采用σ=σy+R0ε+R1[1-exp(-bε)]時，擬合相關(guān)系數(shù)r=0.9994，相比于其他3種方程都更接近于“1”，說明此方程與樣本曲線的重合度最高，相關(guān)性最好，所以將采用此方程作為退火態(tài)6061鋁合金板材的應變硬化曲線方程。

表2 不同本構(gòu)方程應用結(jié)果比較

2 有限元數(shù)值模擬

（1）有限元模型的建立。

根據(jù)拉深成形工藝原理，對成形模具與板料直接接觸的工作面進行曲面建模，導入有限元軟件后劃分網(wǎng)格，如圖2所示。半片拉深成形的有限元模型中，包含凸模、凹模、板料及壓邊圈等部分。

（2）有限元計算結(jié)果。

圖3為采用較高的摩擦系數(shù)μ=0.125，同時采用大壓邊力F=100kN時的拉深成形有限元仿真結(jié)果。

從圖3所示的成形極限圖可知，當采用較大的摩擦系數(shù)以及大壓邊力時，彎管內(nèi)弧靠近法蘭邊位置易出現(xiàn)連續(xù)拉裂的現(xiàn)象；同時，在外弧靠近法蘭邊的最外側(cè)也出現(xiàn)了明顯的斷裂現(xiàn)象。

圖2 半片拉深成形有限元模型Fig.2 Finite element model of half sheet deep drawing

圖3 μ=0.125、F=100kN時的拉深成形有限元仿真結(jié)果Fig.3 Finite element simulation results of deep drawing when μ=0.125， F=100kN

彎管內(nèi)弧靠近法蘭邊位置之所以出現(xiàn)連續(xù)拉裂，是因為內(nèi)弧處材料向型腔內(nèi)流動受阻，受阻的本質(zhì)原因在于板料與凹模之間的摩擦力過大。而摩擦力的大小則取決于壓邊力與摩擦系數(shù)的共同作用，所以在不改變摩擦系數(shù)的前提下，先通過調(diào)整壓邊力的大小以調(diào)整成形結(jié)果。當壓邊力縮小后，可以從圖4所示的結(jié)果中看到，拉深半片內(nèi)弧處的連續(xù)斷裂消失，外弧兩端的材料拉裂完全消除。

盡管通過調(diào)整壓邊力可以消除連續(xù)斷裂，但是法蘭邊的材料起皺仍較為嚴重。為進一步改善成形效果，應采用較低的摩擦系數(shù)以考察成形效果。圖5為當摩擦系數(shù)為0.05，壓邊力為20kN時，內(nèi)弧處的模擬結(jié)果。模擬顯示，斷裂區(qū)域進一步減少，在法蘭區(qū)域出現(xiàn)局部拉裂， 可通過后續(xù)工序切除。將多余的法蘭邊材料切除后，可以得到合格的半管零件。

上述模擬主要關(guān)注于內(nèi)弧的拉裂，采用半片拉深成形，主要矛盾不在于起皺，而在于內(nèi)弧處的拉裂。通過上述分析可知：實際成形時，應采用較大的壓邊力和較小的摩擦系數(shù)對板料進行成形。若采用較小的摩擦系數(shù)和較小的壓邊力，在外弧處將出現(xiàn)明顯的起皺，如圖6所示。

圖4 μ=0.125、F=20kN時的拉深成形有限元仿真結(jié)果Fig.4 Finite element simulation results of deep drawing when μ=0.125， F=20kN

圖5 μ=0.05、F=20kN時的拉深成形有限元仿真結(jié)果Fig.5 Finite element simulation results of deep drawing when μ=0.05， F=20kN

圖6 μ=0.05、F=10kN時的拉深成形有限元仿真結(jié)果Fig.6 Finite element simulation results of deep drawing when μ=0.05， F=10kN

實際成形零件組織性能研究

基于以上模擬結(jié)果，采用雙動拉深成形設備對6061鋁合金Ф202mm×1mm彎管半片進行實際拉深成形試驗，采用合適的壓邊力和潤滑條件對板料進行成形，成形后采用拉深模對其進行檢驗。圖7所示為半片拉深成形實際試驗結(jié)果。經(jīng)測量，管材前后端直徑為Ф202.2mm、Ф202.5mm，管材中部直徑為Ф201.7mm；前端壁厚內(nèi)外側(cè)分別為0.98mm及0.94mm，中部壁厚內(nèi)外側(cè)分別為0.96mm及0.93mm，后端壁厚內(nèi)外側(cè)分別為0.97mm及0.95mm。經(jīng)驗證，試驗結(jié)果與模擬結(jié)果誤差較小，模擬參數(shù)準確度較高。

在完成沖壓半片之后，進行配套胎修整，后配套切割留余量，經(jīng)酸洗及熒光滲透檢驗后，定位焊接修配，而后去余量焊接。焊接完成后實施X射線檢測，評判焊縫質(zhì)量。

圖7 半片拉深成形實際試驗結(jié)果Fig.7 Experimental results of half sheet deep drawing

1 耐壓試驗及爆破試驗結(jié)果分析

6061鋁合金Ф202mm×1mm異型管的耐壓試驗及爆破試驗后的導管實物圖片如圖8所示，爆破試驗結(jié)果如圖9所示。

圖8 爆破后焊接彎管Fig.8 Welding elbow after blasting

圖9 6061鋁合金焊接彎管爆破試驗結(jié)果Fig.9 Blasting results of 6061 aluminum alloy welding elbow

從圖8及圖9所示的爆破試驗結(jié)果可知，Ф202mm×1mm焊接彎管在測試壓力最低為1.2MPa時出現(xiàn)了明顯的破壞，而該類管件的最低爆破壓力值遠高于工作壓力0.45MPa，說明其能夠承受的破壞極限值滿足實際使用要求（測試壓力大于工作壓力的2倍），并且據(jù)實物觀測，斷裂位置均產(chǎn)生于彎管內(nèi)弧位置。

Ф202mm×1mm焊接彎管在內(nèi)側(cè)出現(xiàn)破壞，主要是在半片拉深成形過程中，內(nèi)側(cè)反而出現(xiàn)了過度減薄現(xiàn)象（從模擬結(jié)果中可以看出）。另外在進行液壓爆破試驗時，材料的破壞極限主要取決于（2t/D）×σb。所以從該經(jīng)驗公式可知，外徑越大，壁厚越薄，能夠承受的破壞極限值越小。

2 微觀組織分析

由于爆破后的異型管普遍破壞在內(nèi)弧位置而很少出現(xiàn)在外弧位置，故對其內(nèi)外弧位置的微觀組織進行了分析。從圖10（a）中可以看出，內(nèi)弧位置熱影響區(qū)的晶粒尺寸遠大于基體及焊縫處。對金屬的常溫力學性能來說，晶粒越細小，其強度和硬度越高，同時塑性與韌性也越好。由于熱影響區(qū)的晶粒尺寸遠大于基體及焊縫處，故相應的力學性能較差，在進行爆破試驗時，在各處壓力均等時，成為最先失效部位。從圖10（b）中可以看出，外弧位置熱影響區(qū)的晶粒尺寸遠小于內(nèi)弧位置，外弧位置相應力學性能優(yōu)于內(nèi)弧位置，所以最先失效位置通常出現(xiàn)在內(nèi)弧位置，微觀組織分析結(jié)果與宏觀試驗結(jié)果是基本吻合的。

圖10 6061超薄壁鋁合金管彎曲段金相照片F(xiàn)ig.10 Metallographic photos of 6061 aluminum alloy thin wall tube

結(jié)論

（1）采用半片拉深工藝成形彎管半片沖壓件時，應采用較大的壓邊力和較小的摩擦系數(shù)對板料進行成形。若采用較小的摩擦系數(shù)和較小的壓邊力，在外管的外弧處將出現(xiàn)明顯的起皺現(xiàn)象。

（2）實際制造的6061鋁合金Ф202mm×1mm異型管最低爆破壓力值為1.2MPa，其實際工作壓力為0.45MPa，管件承受的破壞極限值滿足實際使用要求。

（3）熱影響區(qū)的晶粒尺寸遠大于基體及焊縫處，故相應的力學性能較差，在進行爆破試驗時，在各處壓力均等時，成為最先失效部位。

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