GH4169弯头热推扩成形有限元模拟及验证

洪 宇

广东省半导体产业技术研究院，广东 广州 510650

镍基高温合金以Fe，Ni，Co为基体，具有较好的高温强度、良好的抗氧化和抗热腐蚀性能及良好的疲劳性和断裂韧性等综合性能，可在600 ℃以上高温及一定应力工况下长期工作[1-2]．随着镍基高温合金应用的不断拓展，GH4169合金等壁厚弯头已得到越来越广泛的应用．传统的弯头生产方法，如滚压弯制法、轨道弯制法、模压弯制法、隧道法、板坯压片法等均有各自的缺点，不能完全满足需求．热推扩成形技术可避免传统弯管工艺成形时弯管凸边受拉减薄、凹边受压增厚而造成的管壁不均匀现象，具有变形均匀、生产效率高等优点，是制备等壁厚弯头的有效方法[3-7]．

1 实验部分

首先采用有限元法对GH4169合金管材推制成形过程进行了模拟，分析各种工艺参数如扩径比、芯棒弯曲角、推制速度及温度等对管材推制成形效果的影响规律，并优选出相应的参数．为验证模拟结果，在中频感应加热弯管推制机上进行了GH4169合金环形管推制实验．

试验用原料为镍基高温合金GH4169，其成分列于表1．图1为热推扩成形工艺过程示意图．

表1 镍基高温合金GH4169组成成分Table 1 Composition of nickel alloy GH4169

图1 热推扩成形生产过程示意图Fig.1 Sketch map of hot push-expanding forming process

2 结果分析与讨论

2.1 有限元模拟

为了获得理想的热推制工艺参数，首先对加工过程进行有限元模拟分析．采用弹塑性大变形有限元法，在MARC有限元软件平台上进行二次开发，建立电流控制局部加热的三维耦合计算机模拟系统．在CAD Interface 模块中用CATIA造型软件以IGS格式读入模具几何尺寸，假定模具为理想的刚塑性热传导材料，选用8节点六面体单元(ELEMENT 43)进行模拟．管坯采用8节点六面体单元(ELEMENT 7)，同时进行变形和传热的热力耦合分析．模具和坯料之间采用Flux接触传热，模具和坯料与周围环境之间分别采用FLIM方式和Radia方式辐射传热．热推扩成形采用中频感应加热，通过调控用户子程序实现宽度为20 mm的感应线圈加热过程．

本试验所模拟的管材初始直径D0=65 mm、壁厚t=2.3 mm，制备的环形管外径D=85 mm、壁厚t=2.3 mm、环中径R=150 mm．管材的加热温度控制在800～850 ℃之间，推制速度为2～5 mm/s，工件和模具间的摩察系数为0.15．利用该模型分别选取不同的加工参数，包括扩径比K、芯棒的弯曲角、推制速度及温度等，模拟不同条件下的成形效果，为制定实际加工参数提供依据．图2为环形管热推扩成形有限元模型．

图2 管坯有限元模型Fig.2 Finite element model of tube billet

2.1.1 扩径比优化分析

扩径比K是成形羊角芯棒设计的重要参数，K=(D-t)/(D0-t)．根据以往加工经验，K值一般取1.2～1.5，本实验模拟计算时K值分别取1和1.33．图3为扩径作用对壁厚的影响．从图3可见：在纯弯曲没有扩径变形作用时，即K=1时，环管壁厚极不均匀，从外弧到内弧环管内弧壁增厚明显(0对应环管外弧位置，180对应环管内弧位置)；当在扩径变形作用下，即K=1.33时，环形管壁厚的均匀性得到明显改善．

图3 扩径作用对壁厚的影响Fig.3 Infect of the expending on wall thickness

图4为不同K值下环向壁厚的变化曲线．从图4可见：随着K值的增加，壁厚均匀性明显改善；当K=1.3时，推制成形的管材壁厚比较均匀，表明扩径比K对壁厚有着明显的影响，尤其是内弧壁厚．理论上，K值增大能减小弯曲变形带来的内弧壁增厚问题，但K值过大会使内弧壁厚变薄，而且K值越大，扩径力增大，摩擦力也会增大，造成端口截面畸变严重，甚至导致推扩成形失败．此外，内弧金属受力复杂，壁厚变化大．因此，将K=1.3作为实际加工的优选参数．

图4 不同K值时的环向壁厚Fig.4 Distribution of circumferential wall thickness in different K

2.1.2 芯棒弯曲角度对壁厚的影响

羊角芯棒的弯曲角度α是指模具弯曲扩径变形段中心线上起点与终点法线方向之间的夹角．以弯管中心线顶端为起始点，位置节点为弯管中心线标注点至起始点之间的轴向距离．选定扩径比K=1.30进行优化分析，图5和图6分别为不同弯曲角时环形管内外侧壁厚的分布情况．从图5可以看出：当弯曲角较小时(α=30)，环管内弧壁厚不均匀程度增加，这是因为扩径弯曲变形速度过快，金属流动剧烈；弯曲角度过大(α=50)，壁厚减薄比较严重，这是因为延缓了变形速度，但增加了坯料与羊角模的接触长度，造成摩擦力加大，引起起皱等缺陷；当芯棒弯曲角为40时，管材经推制成形后可获得均匀一致的壁厚．从图6可以看出，在各种不同芯棒弯曲角条件下，外侧壁厚的变化不是很明显．因此，将内测壁厚比较均匀所对应的α=40作为实际加工参数．

图5 弯曲角对环形管内侧壁厚的影响Fig.5 Influence of different angle on inner side wall thickness

图6 弯曲角对环形管外侧壁厚的影响Fig.6 Influence of different angle on outerside wall thickness

2.1.3 推制速度及温度的影响

图7为温度对壁厚的影响曲线．从图7可以看出：当推制温度在800 ℃左右时，壁厚变化率较低；当温度过高时，则会造成管壁堆积，引起壁厚的大幅度增加．因此，应将推制加工温度控制在800 ℃左右．

图7 温度对环形管壁厚的影响Fig.7 Influence of temperature on the wall thickness

对于推制速度，分别选取了v=2.0，2.5，3.0，3.5，4.0，4.5和5.0 mm/s进行模拟试验．结果如图8所示．

图8 不同速度下温度分布情况Fig.8 Temperature distribution at different speeds

图8为不同速度下的温度分布情况．从图8可以看出：速度慢时(v=2～2.5 mm/s)，管坯单位长度内加热时间长，局部温度大大超过850 ℃，此时会造成壁厚的大幅度增加；当推制速度过快(v=4～5 mm/s)，则管坯加热时间太短，低于750℃，达不到成形所需的温度；当v=3 mm/s时，推制速度比较适中，既可以保证管坯达到适宜的加工温度(约800 ℃)，又可以控制成形过程中壁厚的均匀性．因此，可采用v=3 mm/s作为实际加工参数．

2.2 推制实验验证

推扩成形在中频感应加热弯管推制机上进行，工艺参数为有限元模拟分析所确定的优选数值，即扩径比K=1.3、芯棒弯曲角α=40、推制速度v=3 mm/s、加热温度800 ℃．实际加工的GH4169合金管材尺寸与有限元模拟分析时所设定的相同，即推制前直管直径65 mm、壁厚2.3 mm，经推扩加工后直径85 mm、壁厚2.3 mm、环中径R=150 mm的90 ℃弯头．推扩前在直管坯表面划出边长L=5 mm的正方形网格，首先在管坯圆周刻划间距5 mm、相互平行的回转刻线(经线)，再沿管坯轴线方向刻画间距5 mm、相互平行的直线(纬线)，通过比较推扩前后网格尺寸的变化量，就可以计算出不同部位的变形量．

推扩成形前后网格变化情况如图9所示．从图9可见：变形后的网格线同原规则整齐的网格线相比较有着明显地变化，原来的正方形网格变形后呈等腰梯形；全部纬线均由原来的直线变为弯曲的弧线，其中处于中心截面以上的纬线长度基本没有变化，而处于中心截面以下的内弧缩短，处于中心截面以上的外弧伸长；从经线的变化情况可以看出，原先直管坯上相互平行的各回转经线，已不再平行，变成以弯管的弯曲中心为原点，沿弯管的弯曲半径方向放射状分布，观察其中任意一条经线都会发现，处于内弧面弧顶附近的经线伸长量最大，沿经线由内弧面至外弧面，这种伸长量呈递减趋势．

热推扩成形实际是弯曲变形与偏心扩径变形的叠加，弯曲变形使内弧管壁在弯曲压应力的作用下增厚，偏心扩径发生在弯管内弧一侧，它使内弧金属在环向拉应力作用下向外弧流动，使得管壁减薄，因此只要弯曲变形量与偏心扩径量在环形管成形过程中保持一定的比例，就可以保证推制出壁厚均匀的环形管．在成形过程中，环形管内弧金属在环向扩径力和轴向弯曲压应力的作用下，从内弧沿两侧向外弧对称流动，为保证环形管内弧金属塑性流动过程和外弧金属弯曲变形过程的协调性和连续性，环形管内外弧之间的金属网格必呈等腰梯形．

图9 推扩成形前后网格变化示意图(a)推扩前；(b)推扩后Fig.9 The shape of mesh before and after forming(a)before forming;(b)after forming

为了定量分析推制成形的效果，在成形后的90°弯管的变形均匀区(避开推制初始及末尾段)，确定一圈处于同一经度位置的网格进行Lr和Lθ的测量(Lr为网格径向边长，Lθ为网格轴向边长)．测量节点分别为从外侧至内侧径向所对应的网格单元．测量结果列于表2．

表2 网格尺寸测量结果Table 2 The result of mesh size measurement

注：1)εr为径向应变，εr=ln(Lr/L)；
2)εθ为轴向应变，εθ=ln(Lθ/L)；
3)εt为壁厚方向应变，εt=-(εr+εθ).

由表2可知：内弧的网格变化最大，这是由于轴向产生压缩变形使网格缩短，而径向产生拉伸变形使网格伸长，表明金属从外侧到内侧变形程度逐步加剧；εt≠0，表明环形管各部位的壁厚并不相等．

由厚度方向的应变εt可以求得环形管的实际壁厚t=2.3eεt，以检测壁厚减薄量．当εt最小时，即环形管的壁最薄，将εt=-0.059代入上式中得t=2.17 mm，环形管壁的最大减薄量t=2.3-2.17=0.13 mm．壁厚偏差可控制在6%以内，表明壁厚均匀，通过有限元模拟分析所确定的加工参数科学合理，在实际推制成形过程中效果良好．

3 结 论

通过有限元模拟分析及实际推制成形加工验证，表明良好的成形条件包括两个主要方面：一是由扩径比K和芯棒弯曲角α两个参数所决定的模具外形条件；另一个是推制速度及加热温度所决定的成形条件．如果这两方面参数处于适宜的区间，且各参数之间匹配关系正确，就可以保证推制出的弯管产品外形良好、壁厚均匀．同时对实际推制成形的GH4169合金弯管产品的尺寸的实测分析，获得以下结论：

(1)适宜的扩径比K和芯棒弯曲角α是决定模具外形尺寸的重要参数，经有限元分析，在本产品加工条件下应选取K=1.3和α=40；

(2)推制速度与加热温度共同构成了推制加工的成形条件，经有限元分析，在本产品加工条件下应选取v=3 mm/s、加热温度800 ℃；

(3)利用模拟分析所优化后的参数可推制成形出GH4169合金弯头，利用网格法对其形变量进行分析计算，壁厚偏差可以控制在6%以内，表明壁厚均匀．

参考文献：

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