制动管一体式法兰接头热镦挤成形工艺仿真分析

杨昌群，高金杰，冯智彦，赵升吨，王永飞

制动管一体式法兰接头热镦挤成形工艺仿真分析

杨昌群1，高金杰2，冯智彦2，赵升吨2，王永飞2

（1.国家石油天然气管网集团有限公司华南分公司，广州 510000；2.西安交通大学 机械工程学院，西安 710049）

针对铁路货车空气管路制动系统中焊接法兰接头连接质量不佳的问题，提出一种制动管一体式法兰接头热镦挤工艺。分析了制动管用AISI 321不锈钢的高温变形行为并构建了本构方程，并通过DEFORM–2D软件对制动管件法兰接头热镦挤工艺进行了数值模拟。应力–应变曲线在低应变速率时呈现稳态流动，但在高应变速率下会出现明显的波动。本构方程得到的应力计算值与试验真实值的相关系数为0.986，平均相对误差为6.7%。在热镦挤工艺成形法兰接头过程中，挤压阶段的最大应力位于制动管扩径的圆锥面处；镦粗阶段的最大应力位于法兰接头平面成形处，并最终转移至法兰接头的圆角处。建立的本构方程能够反映AISI 321不锈钢真实应力–真实应变的关系，可用于描述该材料在热镦挤成形工艺中的塑性变形行为。在该制动管一体式法兰接头热镦挤成形过程的镦粗阶段，摩擦因数保持在0.3以下能够有效降低镦粗力。

制动管件；热镦挤；本构方程；数值模拟

目前，国内铁路货车制动管系的连接方式主要有螺纹连接、法兰连接及半刚性的压紧式快装管接头连接，其中法兰连接的用途最广泛[1]。图1为传统制动管法兰连接原理示意图，传统制动管法兰连接主要是采用螺栓对焊接在管件端部的接头体进行紧固连接。长期行车产生的振动容易使法兰连接松动而导致压缩空气泄漏[2]，制动管件法兰处气体泄漏的问题已占制动系统故障总数的18.9%，特别是在低温环境下，接头处焊接部位容易产生裂纹，导致法兰接头漏泄严重，甚至会无法发车[3]。因此，接头处质量的好坏很大意义上决定了制动系统的安全与否。

针对制动系统管系法兰连接处气体泄漏的问题，王力等[4]提出了制动管系柔性连接技术，该技术减轻了车辆振动、变形对制动管系连接密封的影响，提高了管系连接密封的可靠性。伊松年等[5]采用了有唇边结构和具有自密封特性的新型密封垫圈，使法兰变形时制动管连接处仍能保持良好的密封性能。刘新等[6]提出了双密封法兰接头，在接头体上增加O型橡胶密封圈与原有E型橡胶密封圈配合，形成双密封结构。但是上述方案仅对现有法兰连接结构进行适当改进以减少气体泄漏量，并没有解决法兰连接处气体泄漏的根本问题。

为了解决管件与接头体之间连接质量不佳的问题，文中提出了一种管件一体式法兰接头热镦挤工艺，利用高温下先挤压后镦粗的思想，直接在管件端部成形一体式法兰接头，完全取代接头体与管件的焊接结构，从而避免了因焊接质量不良引起开裂或因连接刚性不够最终导致管件内压缩空气泄漏的问题。以常见的制动系统管件材料AISI 321不锈钢（1Cr18Ni9Ti）为研究对象，先采用热模拟压缩试验分析其热变形行为，建立该材料的本构方程，然后将该本构方程导入到DEFORM–2D有限元软件中，对热镦挤工艺过程的应力情况以及不同工艺参数对成形力的影响进行数值分析，为进一步的实验研究提供一定的理论依据。

1 制动管一体式法兰接头热镦挤工艺

1.1 成形件及热镦挤工艺原理

图2为利用DN32型AISI 321不锈钢管（内径36 mm，外径24 mm）成形的制动管一体式法兰接头的形状与尺寸，热镦挤成形工艺原理如图3所示，该工艺过程分为挤压和镦粗2个阶段。在挤压阶段，夹具夹持着预热管件坯料以速度1进给，而挤压内模具以比1略小的速度2同向运动，使管件末端挤压变形，填满因挤压内模具运动而不断变大的型腔，达到聚料的目的。在镦粗阶段，夹具固定坯料，镦粗内模具以速度3将管件端部的聚料镦粗为法兰接头。

图1 传统制动管件法兰连接原理[2]

图2 管件端部法兰接头的形状与尺寸（mm）

Fig.2 Shape and size of flange joint at pipe end (mm)

1.2 热模拟压缩试验设计

文中通过热模拟压缩试验获取AISI 321不锈钢真应力–应变曲线的工艺过程，其工艺过程如下：将AISI 321不锈钢试样（8 mm×12 mm）加热到不同温度（900、1 000、1 100、1 200 ℃），保温5 min后，分别在不同应变速率（1、10、20、50 s−1）下进行变形量为60%的压缩试验，同时记录相应的真应力–应变曲线。当试样达到预设变形量后，取出试样并水冷至室温。

图3 热镦挤成形工艺原理

Fig.3 Principle of hot upsetting-extruding process

1.3 数值分析参数设置

在热镦挤工艺成形一体式法兰接头的DEFORM数值模拟过程中，选用热模拟压缩试验获得的应力–应变曲线构建材料本构模型，并选取轴对称分析方式、Newton–Raphson迭代方式和Lagrangian Inceremental求解类型进行分析。其中挤压过程第1阶段只有坯料运动，设置步数为107，步长为0.005 s，此时坯料进给速度为+方向30 mm/s；第2阶段坯料和内模具同向运动，设置步数为500，步长为0.005 s，此时坯料速度保持30 mm/s不变，根据定速比=2.89，计算得到内模具速度为10.37 mm/s。在镦粗阶段，内模具运动速度为沿−方向10 mm/s，设置步数为1 080，步长为0.001 s。其他参数见表1。

表1 热镦挤成形模拟参数

Tab.1 Simulation parameters of hot upsetting-extruding process

2 AISI 321不锈钢本构方程的建立

2.1 应力–应变曲线分析

不同成形温度、应变速率下AISI 321不锈钢的真实应力–应变曲线如图4所示，由图4可以看出，压缩时AISI 321不锈钢的真实应力随着应变速率的增大而增大，随着成形温度的升高而减小。加工硬化效应和动态软化效应在压缩过程中相互作用，共同决定了应力–应变曲线的趋势[7-8]。在初始变形阶段，塑性变形产生的位错密度迅速增加，加工硬化效应占主导地位，而动态软化效应非常有限，AISI 321不锈钢的真实应力迅速上升直至达到峰值应力。但是随着成形温度的升高，达到峰值应力所需的真实应变逐渐减小，这是由于温升降低了材料的临界剪切应力，促进了位错的交滑移和攀移，导致动态再结晶所需的临界真实应变逐渐减小[9-10]。随着变形的继续，位错的相互抵消和重排现象加剧，动态软化效应逐渐明显。真应力–真应变曲线表现出明显的稳定甚至下降的趋势。在低应变速率下，AISI 321不锈钢真应力–应变曲线呈现稳态流动，如图4a和b所示；而在高应变速率下，真应力–应变曲线出现了明显的波动，特别是在50 s−1时最为明显，如图4d所示，高应变速率促进位错大量形成，高密度位错阻碍了位错运动、动态回复和再结晶行为，因此真实应力会增大。同时，变形过程中产生的孪晶变形改变了晶粒取向，使材料在沿着晶粒有利的取向方向上继续变形，因此，真实应力降低，如此反复作用形成真应力–应变曲线的波动现象[11-12]。

2.2 本构方程求解及验证

金属材料热成形时真实应力与成形温度、应变速率、真实应变之间的关系可用Arrhenius方程[13-15]描述，如式（1）所示。成形温度、应变速率对材料塑性变形行为的影响可通过Zener–Hollomon参数表示，如式（2）所示。在式（1）中，幂指数规律适用于低应力水平的情况，如式（3）所示，而指数规律适用于高应力水平的情况，如式（4）所示，而在整个变形范围内，Arrhenius方程中的双曲正弦规律则更为适用[16-18]，如式（5）所示。

图4 不同成形温度、应变速率下AISI 321不锈钢的真实应力–应变曲线

Fig.4 True stress-true strain curves of AISI 321 stainless steel at different forming temperature and strain rates

图5 真实应变为0.5时真实应力与应变速率的关系

图6 真实应变0.5时ln[sinh(ασ)]与、T的关系

将已获得的参数=2.085 7×1018、2=7.915 2、=0.004 57、=440.63 kJ/mol代入式（5），得到AISI 321不锈钢在热成形温度下的本构方程，如式（9）所示，根据双曲正弦函数的定义，真实应力可以表达为Zener–Hollomon参数的函数[20]，如式（10）所示。采用Zener–Hollomon参数表达AISI 321不锈钢的本构方程，如式（11）所示。

图7为AISI 321不锈钢本构方程预测值与=0.5时的真实应力值的比较结果，二者的相关系数达0.986，平均相对误差为6.7%，可见该本构方程能够反映AISI 321不锈钢真实应力–真实应变的关系，可用于描述该材料热镦挤成形工艺中的塑性变形行为。

图7 AISI 321不锈钢本构方程预测值与试验值的相关性

3 一体式法兰热镦挤过程的数值分析

3.1 应力分析

一体式法兰热镦挤过程中坯料的等效应力变化如图8所示。在挤压阶段（见图8a—d），坯料在刚进入型腔时受到内模具的阻力开始扩径，在坯料顶端区域出现应力集中，最大值为219 MPa（见图8a）。随着内模具开始与坯料同向运动，坯料顶端区域的应力值迅速减小，最大等效应力转移到圆锥面处，如图8b所示。随着挤压变形的加剧，坯料的等效应力仍然主要分布在圆锥面处，如图8c和d所示。但是坯料温度的降低导致金属流动阻力增加，同时变形坯料在模具型腔的堆积也使坯料与内外模具间的摩擦力不断增大，最终导致挤压阶段坯料的等效应力最大值增大至506 MPa。在镦粗阶段开始时，坯料的等效应力主要集中在坯料顶端与内模具接触区域，应力值为120～180 MPa，如图8e和f所示。当镦粗进行到1 500步时，顶端坯料受到外模具凸台的径向限制，等效应力略有增大。坯料的内径与模具接触区域的等效应力迅速增大，最大值达到193 MPa，如图8g所示。在镦粗结束阶段，坯料在镦粗外模具凸台的挤压下形成法兰接头，等效应力主要集中在法兰接头的圆角处，最大值达到269 MPa。

图8 镦粗阶段和挤压阶段1/2坯料等效应力分布

3.2 不同参数对挤压力及镦粗力的影响

在传统零件热锻生产成形过程中，模具预热温度一般为200～300 ℃，文中为进一步优化模具预热温度，对模具在室温以及更高预热温度下进行仿真研究。模具预热温度分别为20、100、300、500、700 ℃时的挤压力曲线如图9所示，由图9可以看出，挤压力的增长趋势基本相同。坯料刚接触内模具圆锥面时（0.5 s），坯料开始扩径，挤压力直线增大；随后内模具开始和坯料同向运动，这导致挤压力小幅下降后逐渐增大至最大值，但是随着模具预热温度由20 ℃上升至100、300、500、700 ℃，最大挤压力由650 kN降至599、476、369、266 kN，降幅分别为7.8%、27%、43%、59%，说明较高的模具预热温度可以有效降低挤压力。模具的温度越高，坯料与模具接触耗散的热量越少；坯料温度越高，流动阻力越小，成形力相应就会越小，但是过高的模具预热温度对模具材料及加热设备要求较高。

图9 不同模具预热温度对挤压力的影响

Fig.9 Effect of mould preheating temperature on extrusion force

同理，保持其他参数不变，当坯料与模具间的剪切摩擦因数分别为0.1、0.2、0.3时，挤压力及镦粗力曲线如图10所示。由图10a可知，不同摩擦因数下挤压力随时间的变化趋势基本相同，但是当摩擦因数从0.1增长到0.2、0.3时，挤压力最大值从369 kN上升到了406 kN、450 kN。因此，为了降低挤压力，坯料与模具间必须采用适当的润滑以降低摩擦力。不同摩擦因数下镦粗力的变化趋势如图10b所示。在镦粗初始阶段，模具与坯料接触后，成形力迅速直线上升至一个固定值。当坯料前端弯曲到贴紧外模具的内壁时，管件末端发生了剧烈变形，成形力也随时间的增加而稳定上升，但是当模具型腔即将充满时，成形力迅速增大至最大值。当摩擦因数从0.1增大到0.2时，镦粗力虽略有增大，但是区别并不明显；当摩擦因数增大到0.3时，镦粗力明显增大。因此，镦粗阶段摩擦因数保持在0.3以下能够有效降低镦粗力。

图10 不同摩擦因数对挤压力和镦粗力的影响

Fig.10Effect of different frictional coefficient on extrusion force and upsetting force

4 结论

针对铁路货车空气管路制动系统中焊接法兰接头连接质量不佳的问题，提出了一种制动管一体式法兰接头热镦挤工艺。分析了制动管用AISI 321不锈钢的高温变形行为，并构建了该材料的本构方程。在此基础上，采用DEFORM–2D软件对制动管一体式法兰接头热镦挤工艺进行了数值模拟，分析了热镦挤过程中坯料的等效应力变化情况，揭示了不同参数对挤压力及镦粗力的影响，从中获得的结论如下。

1）AISI 321不锈钢材料的真实应力–应变曲线在低应变速率时呈现稳态流动，但在高应变速率下会出现明显的波动；建立的材料本构方程的应力计算值与试验真实值的相关系数为0.986，平均相对误差为6.7%。

2）在热镦挤工艺成形法兰接头过程中，挤压阶段的最大应力位于制动管扩径的圆锥面处；镦粗阶段的最大应力位于法兰接头平面成形处，并最终转移至法兰接头的圆角处。

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Numerical Analysis of Hot Upsetting-extruding Process for Integrated Flange Fitting on Brake Pipe

YANG Chang-qun1, GAO Jin-jie2, FENG Zhi-yan2, ZHAO Sheng-dun2, WANG Yong-fei2

(1. South China Branch of National Petroleum and Natural Gas Pipeline Network Group Co., Ltd., Guangzhou 510000, China; 2. School of Mechanical Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China)

The work aims to propose ahot upsetting-extruding process for integrated flange fitting on brake pipe to solve the poor connection quality of welded flange on the brake pipeline system of the freight train. The high temperature deformation behavior of AISI 321 stainless steel for brake pipe was analyzed and the corresponding constitutive equations was established. Then the numerical analysis of the hot upsetting-extruding process for flange fitting on brake pipe was conducted with DEFORM-2D software. Results showed that the stress-strain curve presented steady flow at lower strain rates, but had obvious fluctuation at higher strain rates. The correlation coefficient between the calculated stress and the experimental stress of constitutive equation was 0.986 and the average relative error was 6.7%. During the hot upsetting-extruding process to form the flange fitting, the maximal stress of the extruding process was located at the conical surface of the tube expanding part; while the maximal stress of the upsetting process was placed at the flat surface of the integrated flange fitting and finally transferred to the rounded corners of the flange fitting. The established constitutive equation can reflect the relationship between real stress and real strain of AISI 321 stainless steel, and can be used to describe the plastic deformation behavior of this material during hot upsetting-extrusion. In the upsetting stage of the hot upsetting-extruding of integrated flange fitting on brake pipe, keeping the friction coefficient below 0.3 can effectively reduce the upsetting force.

brake pipe; hot upsetting-extruding; constitutive equation; numerical analysis

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.07.009

TG249.9

A

1674-6457(2022)07-0064-08

2021–03–16

航天科技创新应用研究项目（1A0A9FC6）；航天先进制造技术研究联合基金重点项目（U1937203）；陕西省液压技术重点实验室开放基金（YYJS2022KF 06）

杨昌群（1967—），男，高级专家，主要研究方向为仪表自动化及其智能制造。

王永飞（1988—），男，博士，副教授，主要研究方向为先进塑性精确成形技术及其智能装备。

责任编辑：蒋红晨