方繼釗，郭 偉，陳根發(fā)，楊坪川，鄧 濤，門向南

（航空工業(yè)成都飛機工業(yè)（集團）有限責(zé)任公司，成都 610092）

飛機管路系統(tǒng)存在大量的薄壁金屬導(dǎo)管，為了達到減輕重量、結(jié)構(gòu)緊湊、保持飛機整體性能的目的，各管路系統(tǒng)中應(yīng)用了大量的小彎曲半徑導(dǎo)管 （鋁管R<2D、鋼管R<3D），如圖1所示。傳統(tǒng)小彎曲半徑導(dǎo)管的制造工藝主要為半管沖壓后再對焊成形，如圖2所示。半管對焊雖然具有工藝方法簡單的優(yōu)點，但是存在諸多缺陷，如表面質(zhì)量差、焊縫增加了管重量、管強度降低、管內(nèi)表面不光滑、流體阻力大、成形效率低等。而且半管成形及后續(xù)焊接成形需定制專用高成本工裝，所以傳統(tǒng)半管焊接成形的工藝已逐漸無法適應(yīng)“高質(zhì)量、低成本”的發(fā)展要求，工藝方法亟待改進。

圖2 半管對焊成形的小彎曲半徑管Fig.2 Small bending radius tube formed by half tube butt welding

冷脹推彎成形是一種頗受關(guān)注的彎管成形技術(shù)。其基本思想為沖頭將裝有填充介質(zhì)的管坯推入可分式凹模內(nèi)，同時球形芯軸對填充介質(zhì)施加反推力，使填充介質(zhì)沿管坯徑向膨脹，施加內(nèi)壓于管內(nèi)壁，并使之沿凹模彎曲成形[1]，如圖 3所示。

圖3 冷脹推彎成形原理Fig.3 Cold expansion push-bending forming principle

目前業(yè)界對冷脹推彎成形工藝已有較為系統(tǒng)的研究，但絕大部分是針對鋁合金管材及不銹鋼管材。吳孔煒等[2]通過試驗探究了LF2M薄壁管1D彎曲半徑冷脹推彎成形規(guī)律。楊坪川等[3]針對規(guī)格為Φ50mm× 1mm的LF2M大徑厚比薄壁鋁管進行1D彎曲半徑冷脹推彎彎管成形試驗，研究了球形芯軸進給量對成形的影響，發(fā)現(xiàn)增大進給量能提高徑向壓應(yīng)力，消除失穩(wěn)起皺及減小截面畸變程度。賈震等[4]研究了5B02鋁合金管件直角冷脹推彎成形壁厚均勻性。黃琳等[5]研究了不同潤滑方式對彎曲半徑為1D的LF2M薄壁鋁合金管在推彎中材料流動狀態(tài)的影響，得出差異化潤滑方式可改變管坯不同區(qū)域的摩擦力大小，促進材料合理流動，增大彎管的直端推出量，改善彎曲內(nèi)外側(cè)壁厚分布不均等問題。劉勁松等[6]對1Cr18Ni9Ti薄壁管材推彎的變形特點及成形性能進行了模擬及試驗研究，解決了內(nèi)壁起皺、外壁拉裂等成形缺陷。黃遐等[7]借助有限元對不銹鋼小彎曲半徑管冷脹推彎成形過程進行了分析。吳義旺等[8]研究了大徑厚比不銹鋼管小彎曲半徑推彎成形缺陷影響因素。陳國清等[9]研究了潤滑條件對不銹鋼管材冷脹推彎成形質(zhì)量的影響。

高溫合金是一種能在高溫及一定應(yīng)力作用下長期工作的一類金屬材料，具有優(yōu)良的高溫強度，同時具有良好的抗氧化和抗熱腐蝕性能，以及良好的疲勞性能、斷裂韌性等綜合性能[10]。因此高溫合金管常用于靠近或與飛機發(fā)動機連接的部位。正是因為高溫合金的強度大，所以低溫成形變形抗力大，變形不易控制。目前對于高溫合金小彎曲半徑管冷脹推彎的研究還很少見，但航空航天業(yè)對于高溫合金小彎曲半徑管的應(yīng)用廣泛，特別是與發(fā)動機相連的高溫區(qū)域，所以有必要對高溫合金小彎曲半徑薄壁管冷脹推彎成形進行系統(tǒng)研究。

本文基于冷脹推彎成形技術(shù)，設(shè)計制造高溫合金管冷脹推彎成形模具，并借助數(shù)值模擬分析高溫合金管冷脹推彎成形過程的變形特點，從管坯的聚氨酯填料、頂缸壓力及潤滑條件 （摩擦）3個方面得出1D彎曲半徑GH4169–G52×1.0規(guī)格高溫合金管冷脹推彎成形的最優(yōu)工藝條件，以解決高溫合金管冷脹推彎過程中的塌陷、起皺等問題，實現(xiàn)高溫合金管冷脹推彎成形的工程化應(yīng)用。

1 研究方法

1.1 成形設(shè)備及模具

冷脹推彎成形設(shè)備主體結(jié)構(gòu)如圖4所示，使用時下模固定，上模通過上模缸向下施加壓力，頂桿在頂推缸施加力的作用下頂住聚氨酯，推桿在主推缸施加力的作用下推動聚氨酯及導(dǎo)管往前運動，推缸及頂缸之間的壓差決定了聚氨酯的受擠壓程度及推進速度。

圖4 冷脹推彎成形設(shè)備Fig.4 Cold expansion push-bending forming equipment

冷脹推彎成形模具主體結(jié)構(gòu)如圖5所示，主體結(jié)構(gòu)由推桿、頂桿、導(dǎo)套及模體組成，上模體與下模體結(jié)構(gòu)對稱，為便于展示，隱去了上模體。型腔橫截面直徑為D+0.2mm，本文中為52.2mm。

圖5 冷脹推彎成形模具主體結(jié)構(gòu)Fig.5 Cold expansion push-bending forming die

1.2 有限元模型建立

本文選取牌號為GH4169的航空常用高溫合金管材作為研究對象，其力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，規(guī)格為Φ52mm×1mm，管坯下料尺寸按HB/Z 292—1996《飛機金屬導(dǎo)管制造》及經(jīng)驗確定，如圖6所示。

圖6 管坯（mm）Fig.6 Tube blank (mm)

表1 GH4169管材力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical properties of GH4169 tube

借助ABAQUS平臺，建立Φ52 mm×1mm規(guī)格GH4169薄壁管冷脹推彎有限元模型，如圖7所示。為提高計算效率，模型依據(jù)對稱性原則建立，沖頭和冷脹推彎模提取型面，定義為剛體，管坯和聚氨酯定義為變形體。可采用一種聚氨酯材料填充，也可采用兩種不同硬度的聚氨酯材料組合填充，選Mooney–Rivlin 方程定義聚氨酯橡膠本構(gòu)關(guān)系，力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。所用聚氨酯如圖8所示，填塊直徑為Φ51mm。頂缸壓力FD以均布壓強的形式加載至頂缸段的聚氨酯上。

圖8 試驗所用3種聚氨酯Fig.8 Three kinds of polyurethane used in the test

表2 基于Mooney–Rivlin模型的聚氨酯力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of polyurethane based on Mooney-Rivlin model

圖7 冷脹推彎有限元模型Fig.7 Finite element model of cold expansion push-bending

1.3 試驗方案

本文借助有限元分析手段，采用控制變量的方式研究了聚氨酯填料、潤滑方式及頂缸壓力對冷脹推彎成形的影響，從模擬結(jié)果中獲取最優(yōu)工藝參數(shù)，并試驗論證模擬結(jié)果的可靠性，以期實現(xiàn)高溫合金小彎曲半徑管的工程化應(yīng)用，試驗方案如表3所示。

表3 試驗方案Table 3 Experimental schemes

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 聚氨酯硬度及填充方式對成形的影響

分別采用邵氏硬度為A60、A80和A100的聚氨酯填塊，填塊厚度t均為10mm，頂缸壓力均設(shè)置為20MPa，摩擦系數(shù)μ均為0.03，探討了不同硬度的聚氨酯對冷脹推彎成形的影響。模擬結(jié)果如圖9所示，管頂缸端均有一定程度的塌陷，但隨著聚氨酯硬度的增大，塌陷程度明顯減輕；3種聚氨酯填料下冷脹推彎，外側(cè)彎曲部位均有輕微不貼模情況，程度基本一致；管子的最小壁厚隨著聚氨酯硬度的加大而有輕微減小。

圖9 使用不同聚氨酯的冷脹推彎模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of cold expansion push-bending forming using different polyurethanes

雖然硬度越大的聚氨酯在抵抗管子端頭塌陷能力越強，但實際試驗過程中發(fā)現(xiàn)硬度為A100的聚氨酯在冷脹推彎成形后極不易取出，對零件生產(chǎn)造成極大不便，要取出勢必會損壞部分聚氨酯，聚氨酯消耗量大?？紤]到聚氨酯硬度對零件貼模度影響不大，又便于零件成形后聚氨酯填塊較容易取出，所以采用硬度為A80及A100的聚氨酯組合填充，即頂缸端采用5塊A100的聚氨酯填塊 （聚氨酯3），其余采用A80的聚氨酯填塊 （聚氨酯2），填充方式如圖7所示，結(jié)果與全部使用A100聚氨酯的結(jié)果基本一致。

聚氨酯填料在冷脹推彎成形時主要作用是防止管材在力的作用下發(fā)生截面畸變，以及抵抗管端塌陷畸變。聚氨酯在推力和反推力下軸向壓縮、徑向膨脹，聚氨酯材料脹形壓力取決于頂缸壓力。若頂缸壓力過小，聚氨酯無法為管內(nèi)壁提供足夠內(nèi)壓支撐，則易導(dǎo)致管壁失穩(wěn)起皺；若頂缸壓力過大，雖然能給聚氨酯提供足夠脹形壓力，但若超過聚氨酯的壓強使用范圍，易導(dǎo)致聚氨酯被壓裂。

2.2 頂缸壓力對成形的影響

依據(jù)經(jīng)驗，內(nèi)壓對于彎管時的貼模度具有重要影響，而內(nèi)壓大小取決于頂缸壓力，所以有必要研究頂缸壓力對高溫合金GH4169冷脹推彎的影響。聚氨酯采用A80與A100組合填充方式，厚度t均為10mm，摩擦系數(shù)均為0.03，頂缸壓力分別選取10MPa、20MPa和30MPa進行對比分析，以探究頂缸壓力對冷脹推彎成形的影響。

圖10所示是不同頂缸壓力下冷脹推彎成形模擬的結(jié)果，當(dāng)頂缸壓力為10MPa時 （圖10（a）），成形彎管內(nèi)側(cè)失穩(wěn)起皺，并產(chǎn)生端部塌陷，彎曲段外側(cè)不貼模。圖10（b）是頂缸壓力為20MPa時的模擬結(jié)果，彎曲內(nèi)側(cè)未起皺，彎管端部產(chǎn)生塌陷，相較10MPa而言，塌陷較小，彎曲段外側(cè)輕微不貼模。圖10（c）是頂缸壓力為30MPa時的模擬結(jié)果，彎管成形后零件未產(chǎn)生任何缺陷，管壁緊貼模具表面，壁厚最大減薄率為15.7%，滿足標準要求。

圖10 使用不同頂缸壓力的冷脹推彎模擬結(jié)果Fig.10 Simulation results of cold expansion push-bending forming using different jacking pressures

根據(jù)模擬結(jié)果，應(yīng)選擇30MPa的頂缸壓力作為GH4169–G52×1.0管材的冷脹推彎工藝參數(shù)。

2.3 潤滑方式對成形的影響

本文采用了3種潤滑方式并對比不同潤滑方式的優(yōu)劣。

潤滑方式1：Q01–1硝基清漆+二硫化鉬，摩擦系數(shù)0.02。在管坯外表面均勻噴涂清漆，另外在管坯與模具之間使用二硫化鉬潤滑。潤滑方式2：PTFE薄膜+二硫化鉬，摩擦系數(shù)0.03。在管坯外表面包覆一層PTFE薄膜，并在管坯與模具之間使用二硫化鉬潤滑。潤滑方式3：二硫化鉬，摩擦系數(shù)0.06。管坯外表面不做任何處理，直接在管坯與模具之間使用二硫化鉬潤滑。

圖11（a）所示是采用潤滑方式1的模擬結(jié)果，可見成形的彎管無任何起皺、塌陷等缺陷，冷脹推彎成形直線段達到了3.5mm；圖11（b）所示是采用了潤滑方式2的模擬結(jié)果，結(jié)果顯示零件也未產(chǎn)生任何缺陷，但彎管直線段減小至3.0mm，在試驗過程中發(fā)現(xiàn)，該方式操作不便，穩(wěn)定性較差；圖11（c）所示是采用了潤滑方式3的模擬結(jié)果，彎管未產(chǎn)生缺陷，彎管直線段僅有2mm，試驗過程中零件外表面與模具間的摩擦痕跡較為明顯。

圖11 使用不同潤滑方式的冷脹推彎模擬結(jié)果Fig.11 Simulation results of cold expansion push-bending forming with different lubrication methods

以上結(jié)果表明，管坯外壁與模具之間的摩擦對冷脹推彎成形結(jié)果具有重要影響，摩擦力過大將導(dǎo)致管坯外表面擦傷，磨損模具型腔面。另外隨著管坯與模具之間的摩擦系數(shù)增加，彎管時材料流動的阻力增大，彎管直線段變短。

3 試驗驗證

對于高溫合金管而言，其擁有高的強度、硬度及塑性，因而被用于高溫高壓、工況復(fù)雜的管路系統(tǒng)。正是因為高溫合金管具有高強度、高硬度、高塑性等優(yōu)良力學(xué)性能，冷脹推彎成形時不易產(chǎn)生開裂，但更易產(chǎn)生起端頭塌陷及截面畸變?nèi)毕?，如圖12所示。

圖12 高溫合金冷脹推彎常見的塌陷缺陷Fig.12 Common collapse defects in cold expansion push-bending forming of superalloys

根據(jù)上述模擬結(jié)果，采用以下工藝條件，3種潤滑方式均能成形出合格零件： （1）硬度為A80及A100的聚氨酯組合填充，頂缸端采用5塊A100的聚氨酯填塊，其余采用A80的聚氨酯填塊，厚度t=10mm； （2）頂缸壓力采用30MPa； （3）潤滑條件為Q01–1硝基清漆+二硫化鉬、PTFE薄膜+二硫化鉬、二硫化鉬。

為驗證模擬結(jié)果的可靠性，采用以上工藝條件進行試驗驗證，試驗結(jié)果如圖13所示，與模擬結(jié)果比較吻合，3種潤滑方式均能夠彎曲出合格零件。其中，Q01–1硝基清漆+二硫化鉬的潤滑方式最優(yōu)，零件端頭直線段達到了5mm，滿足零件焊接修配時的長度要求。

圖13 GH4169–G52×1.0導(dǎo)管1D冷脹推彎試驗結(jié)果Fig.13 Cold expansion push-bending forming test results of GH4169–G52×1.0 pipe

端頭直線段達到焊接修配要求后，要實現(xiàn)工程化應(yīng)用還需要滿足橢圓度、最小壁厚要求，對于采用上述工藝條件成形出的導(dǎo)管均與型腔貼合，完全能夠滿足橢圓度要求，本文不再詳述。

在最小壁厚方面，行業(yè)規(guī)定的導(dǎo)管最小壁厚要求如表4所示 （其中，Δ為管材壁厚允許的負偏差；δ0為管材公稱壁厚）。本文選取出直線段最長的導(dǎo)管進行壁厚測量，并與模擬結(jié)果進行對比分析，得到結(jié)果如圖14所示。最小壁厚位于彎曲段外側(cè)45°位置附近，δmin= 0.86mm，減薄率不到15%，完全滿足行業(yè)要求，實現(xiàn)了該規(guī)格高溫合金導(dǎo)管1D彎曲半徑冷脹推彎成形的工程化應(yīng)用。

表4 行業(yè)規(guī)定的最小壁厚Table 4 Minimum wall thicknesses specified by the industry

圖14 冷脹推彎導(dǎo)管壁厚分布圖Fig.14 Wall thickness distribution of conduit by cold expansion push-bending

4 結(jié)論

（1）聚氨酯填塊的硬度對高溫合金管冷脹推彎成形影響較大，使用硬度較大的聚氨酯能夠較好地抵抗管端塌陷問題。硬度越大的聚氨酯填塊成形后越不容易取出，采用組合填充方式能夠有效成形出零件，且避免了較硬聚氨酯不易取出的問題。

（2）對于GH4169高溫合金管冷脹推彎而言，3種潤滑方式均能獲得合格導(dǎo)管，但采用“Q01–1硝基清漆+二硫化鉬”潤滑方式優(yōu)于“PTFE薄膜+二硫化鉬”及單純采用二硫化鉬。

（3）GH4169–G52×1.0管1D冷脹推彎的最優(yōu)工藝條件為：采用硬度A80+A100聚氨酯組合填充，頂缸壓力選擇30MPa，導(dǎo)管表面噴涂Q01–1硝基清漆后采用二硫化鉬潤滑的方式，成形后的導(dǎo)管滿足工程應(yīng)用要求，直線端達到了5mm。