解决了成型难度高、成型精度低、产品均匀性差等问题。 在哈氏合金 C22 管的生产中，采用液压成型方法代替火棉胶焊接，实现变形管的整体成型。 管材液压成形的有限元模型是使用弯曲的管材作为坯料构建的。 通过有限元仿真和实验验证，优化了影响管壁厚变化率的侧推补量，得到了侧推补量的最优参数。 通过比较成型区管壁的变薄和起皱情况，通过仿真得到最佳充液压力参数，并进行比较实验。 结果表明，通过优化填充压力和侧推材料用量，可以显著提高管材的成型性能。 将有限元模拟确定的液环压力和侧推补给量应用于实际生产，满足管件的技术要求。
近年来，由于对管状部件的可靠性要求不断增长，以适应复杂的操作条件，航空航天领域，尤其是发动机，难以成型的金属材料的使用有所增加。 同时，管材的轴和横截面形状也变得越来越复杂。 因此，塑料模塑管状产品的精度、效率和性能面临着前所未有的挑战。 传统的施工方法（推弯、拉弯、弯曲等）存在局限性，成型精度低，且整管截面变化大，以致进行件冲压工艺后的焊接工艺，管材的疲劳强度和表面质量将难以满足使用要求。 图 1 显示了一种由哈氏合金 C22（Ni-Cr-Mo-W 合金）制成的航空航天管材产品，部分采用冲压和焊接。
图 1 哈氏合金管件的部分冲孔和焊接成型
液压成型技术是指使用水、油和其他流体作为力传递介质，而不是刚性的凹形或凸形，在液体介质的压力下将坯料施加到凸形或凹形模具上，形成一个过程。 与传统工艺相比，液压成型技术具有成型零件复杂、成型精度高、表面质量好等优点，可以实现复杂零件的整体成型和制造。 因此，该工艺在航空航天等先进制造领域的应用越来越广泛。
本文采用有限元方法模拟了哈氏合金 C22 管件的充液成型过程并优化了工艺参数，通过实验验证证明，最终可以通过管材液压成型工艺以集成方式生产可变截面管件。 与传统的分段冲压焊接相比，液压成型管的成型精度得到了提高，减少了局部减薄，满足了产品的技术要求。
所研究的管件固溶体 C22 （UNS N06022） 的这种金属材料是哈氏合金，其化学成分如表 1 所示。 哈氏合金 C22 是当今用途最广泛的镍-铬-钼-钨合金，其性能优于其他镍合金，例如： 合金 C-276、合金 C-4、合金 20 和合金 625增强的对均匀和局部腐蚀的抵抗力使其可用于具有各种混合工业化学品的应用环境。 此外，哈氏合金 C22 还具有以下优点： 它有助于提高对点蚀、缝隙腐蚀和应力腐蚀开裂的抵抗力。 它还对水性介质（包括含有湿氯、硝酸和氯离子氧化酸的混合物）表现出优异的抗氧化性。 当超级奥氏体和双相不锈钢无法承受腐蚀性很强的介质时，哈氏合金 C22 是一个不错的选择。 但由于哈氏合金难以成型且难以焊接变形，拼凑焊接的管件难以控制尺寸精度的特点，导致制造效率较高，加工和检测过程复杂化。 因此，整个管道安装过程中传统的第一件冲压和后续焊接逐渐被管道的整个液压成型工艺所取代。
表 1 哈氏合金 C22 （UNS N06022） 化学成分（%，质量分数）
C | 锰 | P | 公司 | W | 四 | S | 铬 | 镍 | 莫 | V | 铁 |
0 | 1 | 0 | 3 | 2.5-3.5 | 0 | 0 | 20.0-22.5 | # | 12.5-14.5 | 0 | 2.0-6.0 |
哈氏合金 C22 的杨氏模量为 205.5 MPa，泊松比为 0.3。 图 2 显示了使用管道的单向拉伸试验在室温下材料的实际应力-实际应变曲线。 材料的塑性瞬时子参数是通过方程 （1） 所示的拟合获得的。
图 2 哈氏合金 C22 单向拉伸下的实际应力-实际应变曲线
σ=Kεn=1640ε0.48(1)
在公式中：σ 是实际应力。 ε才是真正的压力。 K 是强度因子。 n 是强化指数。
1.2 管件的形状和尺寸
管的形状和尺寸如图 3 所示。 轴总长为 700 mm，形状尺寸为 450 mm × 230 mm，壁厚为 1.2 mm，管材截面最小等效直径为 Φ25 mm，最大等效直径为 Φ41.6 mm，选择直径为 Φ25 mm 的管坯作为成型坯。
图 3 管形和尺寸
为了实现管件的整体成型，需要在对管材进行液压成型的同时，从管坯两端压制补给，以实现工艺补给。 图 4a 显示了重新填充轮廓后管材和截面沿轴向的周长变化。 从横截面周长增加速率的分布曲线; 由此可见，管材在截面由均匀变为非均匀截面的过程中，发生剧烈变形的主要集中在管材末端。 图 4b 显示了两端截面变形前后管的形状和尺寸。
图 4 管材横截面外周增加速率 （a） 和成型前后管材两端截面变化 （b） 的分布曲线
2. 液压成型工艺
2.1 管材成型的难点分析
由于以往关于哈氏合金管液压成型的经验和文献研究较少，哈氏合金的屈服强度约为 380MPa，拉伸强度约为 760MPa，屈服拉伸比为 0.5。 屈服拉伸比越小，材料的抗断裂性、薄膜附着力和塑性越好，但材料的硬化指数 n 值高达 0.48，实际应力是真实的。 但是，这种材料的硬化指数 n 值高达 0.48。 实际的应力-应变曲线表明固化速率高且快速。 因此，膨胀过程中的压力控制必须精确，并且必须匹配适当的成型参数，以便快速将零件成型到位。 此外，该部分的材料较薄，厚度仅为 1.2 mm，并且容易受到管材液压成型的填充压力的影响，并且成型过程之间的间隔时间短，因此对管材液压成型的填充压力很敏感。 当与零件的减薄要求相结合时，必须分析和优化填充压力。
2.1.2 困难的形状分析
（1）在管材两端，截面从初始截面周长78.5mm到最大截面周长110mm变化很大，理论变形伸长率为40%。 同时，减薄的技术要求不超过 15%。 因此，截面容易因过度减薄而发生断裂和报废，同时必须进行液压成型，以补偿及时的轴向推进。
（2）中间弯曲，双面异形，弯曲部分的最终形状弯曲半径小，因此需要在弯曲成型后进行液压成型。 在液压成型过程中，弯曲的部分不会变形。 因此，不可能实现从截面变形部分的两侧补给，而要减少材料在延伸部分的减薄，只能实现变形部分通过管端的单侧补给。 因此，在液压成型过程中，必须不断优化和精确控制填充压力和侧推补给量的闭环控制曲线参数。
（3）零件两端的横截面由不对称的平面和曲面组成，难以控制变形的均匀性。 除了在管中液压膨胀外，填充还需要液压平面成型。
根据零件的特性和成型的难易程度，用CNC弯曲管子后，需要进行5次子成型。 因此，如图 XNUMX 所示，设置零件成型工艺：数控弯曲局部液压膨胀填充液压平成型。 本文重点介绍最后 XNUMX 个步骤，即液压膨胀和填充液压平面成型，并考虑了没有横截面变化的零件的中间部分。 因此，它主要切断可变截面的两端。 要研究的横截面部分。
图 5 管件成型过程示意图。
（a） CNC 弯管。 （b） 局部水力膨胀。 （c） 液压压平和成型
第 1 步：液压膨胀，如图 6 所示。 首先，将数控弯曲形成的管坯安装在膨胀模的两侧，上下模在模具后，推头在推缸侧，然后推进直至与坯料接触完成。 挤压密封件; 然后通过增压器向管 p 施加恒定的水压。 最后，推头填充和水压的共同作用扩大了坯料的局部直径。 此步骤的主要目的是将最大横截面处管坯的横截面直径从 Φ25 mm 增加到 Φ35 mm。 其次，弯曲后的管坯有排斥力，不能直接放入液压填充平板成型工艺的模具中，因此也有成型的作用。 这个过程可以起到消除管坯回弹的作用。 弯管和整形的一部分。 在液压管件的成型中，可能会出现皱纹和断裂等缺陷，因此在成型过程中必须精确控制侧推量与填充压力之间的匹配关系。
图 6 液压膨胀过程和工具的示意图。
（a） 液压膨胀模具。 （b） 初始阶段。 （c） 扩展阶段。 （d） 成型阶段
第 2 步：液压压平和成型。 在液压膨胀的第一步基础上，在内压的支撑下，将管坯的膨胀部分压平，最后成型以适合零件的形状和尺寸。
本文档重点介绍在管件液压成型过程中优化工艺参数对零件成型影响的影响。
2.3 主要工艺参数
2.3.1 流体填充压力
在管材的液压成型中，内部液体的压力导致管材主要沿径向膨胀。 根据管坯的尺寸和材料的屈服应力，填充压力的公式可以建立如下：
p=<2t（1-ξ）/d>ReL(2)
在公式中，p 是坯料的内部充液压力。 T 和 D 分别是坯料的厚度和内径。 ξ 是坯料成型部分的减薄率。 ReL 它是材料的初始屈服强度。
坯料的厚度 t 为 1.2 mm，坯料的直径 d 为 Φ25 mm，假设初始膨胀没有变薄，则 ξ 为 0。 材料 R 的屈服强度eL 单次拉力试验测得的压力为 380 MPa，计算出初始填充压力约为 36.5 MPa。
2.3.2 轴向推进填充量（侧推填充量）
在水力膨胀过程中，由于内部液体压力，坯料在径向上迅速膨胀。 相比之下，轴向自然收缩率通常小于径向自然收缩率。 因此，需要相应的轴向推力来收缩材料，以补偿由于径向膨胀而导致的材料快速收缩。 如果压头引起的填充压力或填充速度低，则无法均匀有效地形成填充材料，这对坯料在径向上的平滑变形是有效的。 坯料在局部相当于纯膨胀，厚度迅速减少，发生颈缩甚至破坏。 当填充压力或填充速度较高时，轴向坯的变形过大过快，径向形状膨胀过慢，导致局部不稳定和褶皱断裂。 因此，在钢坯两端轴向推动的头部的运动在管材的液压成形中很重要，是工艺设计的关键，也是后续有限元模拟中要关注的工艺参数。 在本文中，管子的膨胀区域位于两端，因此只能在靠近管子末端的轴向上压制填料。 侧推填充物体积的计算示意性地显示出来。 如图 7 所示，理论侧推补足量是根据成型前后表面积相等的原则计算的。
πdL0=πd（L1-L2）+πDL3+π<（D2-d2)/2sinα>（3）
在公式中，L0 是管坯的初始长度。 L1 是成型后管子的长度。 L2 是扩展区域的长度。 L3 是最大直径区域的长度。 α 是过渡区域的半圆锥角。 D 是成型后的最大外径。
图 7 卧式压力机补货量计算示意图。
将方程 （3） 的两边除以 πd 得到：
L0=升1-L2+DL3/d+<（D2-d2）/2dsinα>（4）
侧推补给量 Δl 为
Δl=L0-L1=L1-L2+DL3/d+<（D2-d2）/2dsinα>-L1(5)
将管子的尺寸与公式 （5） 拟合，理论横向压痕量为 24.54 mm。
3. 有限元建模和验证实验
3.1 有限元建模
管材液压成形的有限元模拟是在 DynaForm 软件中进行的。 首先，在 CAD 软件中创建模具和弯曲管坯的几何模型。 由于管道从左到右对称，因此会创建一个对称模型进行仿真，以节省分析时间。 然后将几何模型导入到 DynaForm 预处理中。 最后，建立管材液压成形的有限元模型。 液压膨胀模型由上模、下模、推头和膨胀管坯组成，而填充液压平模由上模、下模、推头、浮动块和膨胀管坯组成。 如图 8 所示。 与坯料的塑性变形相比，模具和推杆头的弹性变形可以忽略不计，被认为是一种坚硬的材料。 在方程 （22） 中使用哈氏合金 C1 的塑性本体对坯料材料进行建模。 坯料使用 0.15 个节点的壳单位进行离散化。 坯料和模具之间的摩擦由库仑摩擦模型建模，使用常数系数 f=XNUMX。
图 8 液压成型的有限元模型
（a） 水力膨胀。 （b） 液压压平和成型
使用有限元模拟分析来检查不同侧推填料数量对零件的影响，并确定最佳的侧推填料量。 采用单因素分析分析产品轴向收缩变形引起的有益皱纹。 在相同的填充压力下，补给完成后的管件（可以通过后续扩展来拉直）和最终层压后的壁薄量。 由于初始填充压力是通过公式 （36.5） 计算的，并且为 2 MPa，因此使用 9 种不同的侧推填充量（15、20、25、30 和 35 mm）模拟的成型工艺参数如图 36.5 所示。 相比之下，填充压力保持在 XNUMX MPa 恒定。
图 9 通过改变侧推电荷量来模拟成型工艺参数设置。
此外，为了确定最佳填充压力，设置了 10 组不同的填充压力，用于模拟和比较相同数量的侧推装药。 仿真方案如图 3 所示。 成型过程分为 0 个阶段。 0.05阶段为充注阶段（0.05~0.10秒），主要在侧推式密封后，将管子充入液体，使管压达到设定的充注压力。 第二阶段是补料成型阶段（25-36.5秒），该阶段的侧推补料量为40.0mm恒定，实现了充填压力和侧推补料量。 在液体的合理配合下实现有益皱纹的形成。 填充压力和侧推电荷将液体填充压力设置为 50.0 组（60.0、70.0、0.10、0.15、XNUMXMPa）。 第 XNUMX 阶段是成型阶段（XNUMX ~ XNUMX 秒），保持侧推电荷恒定，直到管坯完美贴合模具，并增加管内的液体填充压力。
图 10 不同填充压力下的模拟成型工艺参数设置
用于测试模具的设备是一台 1000t 液压成型机（图 11a），膨胀模具如图 11b 所示。 该设备的主要参数如表 2 所示。
图 11 液压成型设备 （a） 和部分液压膨胀模具 （b）表
2 1000t液压成型设备参数
数值 | |
公称压力/kN | 10000 |
增压器压力/MPa | 125 |
高压控制精度/MPa | ≤0.5 |
侧压系统/MPa | 25 |
横向推力位置控制精度/mm | ≤0.3 |
通过将模拟结果与相应的实验结果进行比较，分析了壁厚变化的原因和规律。 沿轴向切割零件。 如图 12 所示测量管的轴向壁厚分布。 成型部分可分为三个区域：修补区、膨胀区和未更改区。 原点是放大区域的中心，每 3 毫米测量和记录一次。 零件的初始壁厚为 10.1 mm，贴片区的最大壁厚为 2 mm，厚度为 1.44%。 膨胀区的最小壁厚为 20.1 mm，薄了 03.14%。 未更改区域的壁厚为 2.1 mm，与初始壁的厚度相同。 在修补区，可以看出实际材料的壁厚大于模拟结果，实际侧推修补效果比模拟差，修补区的材料明显更厚。 在凸起区域，材料不会以与仿真结果相同的方式渗透到凸起中，因此实际壁厚比仿真结果薄，而实际凸起明显更薄。 然而，由于在应用过程中出现有益的皱纹，在肿胀部分的 -2 毫米位置的壁厚存在轻微的不均匀性。 由于它正好位于皱纹的顶部，因此此时的变薄将小于周围区域的变薄。 与数值模拟结果的对比分析表明，实际壁厚分布的趋势与模拟结果的趋势一致，模拟结果具有指导实际工艺设计的重要意义。
图 10 通过膨胀部件的模拟和实验测量的壁厚减薄结果。
（a） 延伸部分的横截面和壁厚的测量点。 （b） 延长部分的壁厚测量数据
4.2 侧推补给对管材成型的影响
图 13 显示了管端的有限元模拟与实验结果的比较。 当填充压力为 36.5 MPa 恒定，侧推装药量为 15 mm 时（图 13a），管坯的褶皱仅发生在横截面过渡中，褶皱直径较小。 随着侧推电荷量的增加，该区域的皱纹数量增加（图 13b），这可能导致形成明显的“有益皱纹”。 当横向压制材料的数量达到 25 毫米时（图 13c），皱纹的形状变得更加均匀。 当从侧面压入的材料量超过 25 毫米时（图 13d 和图 13e），零件的皱纹趋势增加，并出现“死褶”。
图 13 不同侧推力钢坯起皱发生的有限元模拟和实验测试 （a） Δl=15mm。
（b） Δl=20mm。 （c） Δl=25mm。 （d） Δl=30mm。 （e） Δl=35mm 当管坯液压成型时
，管腔内高压下的径向膨胀使管壁变薄，而轴向正向进给对其厚度有贡献，液压成型管壁厚的最大厚度和减薄速率。 图 14 显示了有限元模拟的不同侧压下管材的补充体积。 侧推装药为 23mm 时，最大壁薄化率为 22.15%，超过了薄化的制造要求，存在开裂风险。 随着侧面冲压材料的增加，减薄率逐渐降低。 例如，如果侧推材料的数量大于 25 mm，则薄壁比的变化将非常小。 当侧压材料量为 30 mm 和 35 mm 时，壁损量趋于相同，最大厚度损失率为 12.2%。 当侧推量达到最大壁厚增加率时，该定律的作用是相反的。 如果侧推补给量少，抛的加厚速度会发生变化，但如果侧推补给量增加，壁厚就会变得严重。 如果侧推补足量超过 25 毫米，成管部分会出现“死褶”，会引起刮擦。
图 14 侧推力补充对模塑管壁厚的影响
图 15 有限元法模拟管壁厚度减少的分布
（a） 填充膨胀后 （b） 高压成型后
4.3 填充压力对管材成型的影响
根据不同填充压力的设计，模拟零件的水力成形，并选择 15 个壁厚减薄最小的结果组进行分析。 仿真结果如图 9.47 所示。 最大壁变薄率为 15%，位于最靠近管末端的皱纹顶点（图 18.26a）。 最大增稠为 15%，位于管填充区域的末端（注：图 12.86 显示了增稠百分比，减薄部分的参数为负）。 高压成型后的最大壁薄化率为 15%，位于填料膨胀后的皱纹谷位置，即塑料在膨胀作用下对模具施加压力的位置，导致最大薄度（图 18.16b）。 ); 管材成型阶段无增厚，最大增厚，或填料膨胀后管端位置最大增厚率为XNUMX%。
图 16 显示了在不同填充压力下成型后零件的最大减薄和增厚速率。 仿真结果表明，管子的最大壁损随着填充压力的增加而减小。 随着管内填充压力的增加，填充材料产生的皱纹变得更加均匀，当填充压力为 60MPa 时，有益的皱纹效果最能实现，膨胀后的厚度损失也最小且最大。 管的减薄率为 12.86%。 如果填充压力过大或过小，最终膨胀部分的局部变薄都会增加。
图 16 不同填充压力对
模制管壁厚的影响通过优化侧推装药量和填充压力，获得了最佳工艺参数。 侧推装料量为25mm，填充压力为60.0MPa，并在1000t液压成型机上进行了实验验证。 通过有限元仿真优化工艺参数，完成零件原型，经检验，其尺寸和形状满足工艺要求。
图 17：每个过程的模拟和实验部分
（a） 模拟结果。 （b） 实验结果
5. 总结
采用有限元模拟分析哈氏合金 C22 管材成型工艺，并提供合理的关键工艺参数。 通过比较不同侧推补充量对成型效果和零件薄度的影响，确定最佳侧推补充为 25 mm。 通过比较不同填充压力对相同侧压填充量的零件成型的影响，并确定填充压力变化对零件填充的影响，确定最佳填充压力为 60.0 MPa。 对基于有限元模拟确定的工艺参数进行了实验验证，形成了满足制造要求的配件，缩短了生产调试周期，并为研究管材液压成型工艺提供了解决方案和参考经验。
