陳曉華 趙長財 董國疆 楊卓云 曹秒艷

1.先進鍛壓成形技術與科學教育部重點實驗室，秦皇島,0660042.燕山大學，秦皇島,066004

AA5083管件顆粒介質非均勻內壓溫熱脹形工藝性能解析

陳曉華1趙長財1董國疆2楊卓云1曹秒艷1

1.先進鍛壓成形技術與科學教育部重點實驗室，秦皇島,0660042.燕山大學，秦皇島,066004

基于管件熱單向拉伸試驗、顆粒介質傳壓性能試驗和外摩擦因數(shù)試驗，分析了采用溫熱顆粒介質壓力成形工藝時，在非均勻內壓下AA5083管材自由脹形區(qū)的受力情況，探討了顆粒介質與管件內壁摩擦作用對管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限的影響。理論分析和工藝試驗表明，溫熱顆粒介質壓力成形工藝中顆粒介質與管坯之間存在的有益摩擦有效抑制了管件減薄，提高了管件脹形極限。

顆粒介質；鋁合金管材；溫熱成形；脹形

0 引言

熱態(tài)內高壓成形技術是為制備以輕量化為特征的空心變截面輕合金構件而發(fā)展的先進塑性加工技術，該技術的開發(fā)和應用是目前國內外的熱點研究方向。目前的研究主要集中在管材性能評定和脹形工藝控制方面。在管材性能評定方面，研究主要針對鋁/鎂合金管材性能測試與評價、成形極限及變形前后的組織演變等[1-3]。Dick等[4]設計了管材環(huán)狀試樣拉伸試驗裝置，對管件受力和變形進行了分析。He等[5]對鎂合金管件斷口形貌進行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著溫度的升高管件斷裂形式由晶間斷裂變?yōu)轫g性斷裂。在工藝控制方面，研究主要集中在管件和介質成形溫度的控制[6-7]，以及成形內壓與管端進給的匹配關系[8-9]等方面。Yi等[10]采用感應加熱線圈對管件和介質進行加熱。Yuan等[11]采用嵌入到上下模的加熱棒對管件和介質進行加熱，管件和介質溫度都采用熱電偶監(jiān)控。Hashemi等[12-13]研究了不同溫度下管端固定、管端自由縮料和管端主動進給對管件成形質量的影響，合理的管端進給可降低三軸應力并延遲管件破裂。為適應輕合金管材的成形特征，采用高壓氣體作為介質是目前內高壓成形發(fā)展的熱點方向。哈爾濱工業(yè)大學苑世劍課題組在熱氣脹成形工藝研究中，對試驗設備、管件力學性能、材料組織演化等進行了深入研究[14]。但在高溫高壓下液(氣)壓系統(tǒng)的密封和加載問題，限制了管件液(氣)壓脹形(tube hydroforming，THF)工藝的應用和發(fā)展?；诖耍疟萚15]提出了溫熱顆粒介質壓力成形(warm granules medium forming,WGMF)工藝，以期為輕合金管狀構件溫熱(成形溫度為100～300 ℃)脹形提供一種新的加工途徑。

溫熱顆粒介質壓力成形工藝是采用耐熱顆粒(non-metallic granule，NMG)作為傳壓介質代替剛性凸?；蚱渌浤＝橘|的作用，對管狀構件進行溫熱脹形的。Cao等[16]采用固體顆粒介質脹形技術進行了不同截面形狀的金屬管試驗。Chen等[17]采用不同類型顆粒介質成形了T形管。Grüner等[18-21]研究了不同溫度下顆粒和板材之間的接觸關系,并對顆粒內部壓力的傳遞規(guī)律進行了探究。WGMF工藝與液(氣)壓脹形工藝相比，具有壓力建立方便、介質易于密封、工藝實現(xiàn)簡便等優(yōu)勢[22]。

本文基于管材熱單向拉伸試驗、顆粒介質溫熱傳壓性能試驗和外摩擦因數(shù)試驗，分析了非均勻內壓下AA5083管件自由脹形區(qū)受力情況，建立了管件脹形解析模型，探討了WGMF工藝和THF工藝管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限，并開展了工藝試驗。

1 材料性能試驗

1.1 熱單向拉伸試驗

本研究中所用AA5083管材規(guī)格為φ100 mm×1.5 mm，材料的化學成分如表1所示。基于自行設計的弧形拉伸夾具，采用Inspekt-Table100電子萬能試驗機進行管件軸向熱單向拉伸試驗，圖1為不同溫度下管件的真實應力-應變曲線。材料的最大力總伸長率(均勻延伸率)Agt是判定管材成形質量的重要指標。圖2顯示了與溫度相關的管材最大力總伸長率Agt、斷裂總伸長率At以及屈強比σs/σb曲線。斷裂總伸長率At隨變形溫度的升高而提高，當θw=190 ℃時，最大力總伸長率Agt達到最高點37.7%，屈強比σs/σb達到最小值0.67。當伸長率超過Agt后，材料將發(fā)生分散性失穩(wěn)，壁厚發(fā)生非均勻變化，影響管件的光潔度。因此在θw=190 ℃時管材成形質量和塑性成形性能達到最優(yōu)狀態(tài)，本文對管件成形性能的研究都在θw=190 ℃下進行。

表1 AA5083化學成分(質量分數(shù)) %

圖1 不同溫度下真實應力-應變曲線

圖2 不同溫度下延伸率和屈強比

1.2 NMG介質傳壓性能和外摩擦因數(shù)試驗

本研究所選用顆粒介質主要成分為ZrO2和SiO2，粒徑在0.22～0.38 mm之間，外觀光潔圓整，常溫下洛氏硬度達到48～55 HRC，屬于散粒體無黏性物料。顆粒介質之間在成形過程中相互作用，其流動變形和傳力機理與溫度之間關系復雜，因此需要通過試驗探究溫熱顆粒介質性能特征。

顆粒介質和管材耦合變形表現(xiàn)為顆粒介質傳壓非均勻分布并具有一定的體積減縮率，顆粒與管材間產生較大的摩擦作用。通過試驗測得θw=190 ℃下顆粒與AA5083管材之間的外摩擦因數(shù)曲線如圖3所示。外摩擦因數(shù)μ1隨壓應力的增大而增大，曲線變化趨勢可用冪指函數(shù)擬合。

圖3 顆粒介質與AA5083的外摩擦因數(shù)(θw=190 ℃)

根據(jù)文獻[23-24]常溫下研究顆粒介質性能的試驗方法，進行θw=190 ℃下顆粒介質傳壓性能試驗(圖4)。隨著距壓頭距離的增大,NMG介質徑向應力pr呈指數(shù)衰減趨勢，可用下式表示：

pr=aebh

(1)

式中，a為與壓頭力pN相關的系數(shù)，MPa，可表示為a=0.3606pN-2.1474；b為指數(shù)系數(shù)，mm-1，擬合值為-0.01456；h為壓力傳感器距壓頭距離，mm。

圖4 徑向壓力試驗曲線(θw=190 ℃)

2 理論分析

為方便建立理論模型，作以下假設：

(1) 管件采用等溫(θw=190 ℃)成形，忽略成形過程的功能轉換作用。

(2) 管坯變形為平面應力狀態(tài)，且各向同性，符合等向強化特征，θw=190 ℃下本構方程采用Fields Backofen模型為

(2)

(3) 管材脹形區(qū)輪廓形狀如圖5所示，可表示如下：

(3)

圖5 管件自由脹形區(qū)幾何模型

2.1 應變分析

根據(jù)A(ZA, RA)點在外輪廓曲線和凹模圓角曲線上的連續(xù)性，可得

RA=R0+Rd(1-cosα)=RQ+Rfcosα

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

其中，R0、Rd、α、RB、L分別為管材初始半徑(mm)、凹模圓角半徑(mm)、貼模角(rad)、B點半徑(mm)和自由脹形區(qū)長度(mm)。

根據(jù)脹形前后體積不變原理，可得如下公式：

(9)

式中，t、t0、l0分別為管坯脹形瞬時壁厚(mm)、管坯初始壁厚(mm)和初始管坯長度(mm)。

脹形前后t的變化很小，用t0代替t對積分結果的影響較小，對式(9)進行相應轉化，管端縮料量為

(10)

圖6 自由脹形區(qū)C點應變分析

管材脹形的任一時刻，在自由脹形區(qū)任取一點C，分析變形前后該點單元體和單元體所在圓環(huán)體的體積變化如圖6所示。變形前單元體和圓環(huán)體的體積分別為

dV0=R0t0dl0dα

(11)

V0=2πR0t0dl0

(12)

變形后單元體和圓環(huán)體的體積分別為

dV=ρθtCRfdZdθ

(13)

(14)

由幾何關系知：

(15)

(16)

根據(jù)體積不變條件dV0=dV，V0=V，并定義dl=RfdZ可以得到：

(17)

自由脹形區(qū)任一點C的三個主應變?yōu)?/p>

(18)

(19)

(20)

2.2 應力分析

C點的應力狀態(tài)符合拉普拉斯方程，即

(21)

式中，σθC和σZC分別為C點環(huán)向應力(MPa)和C點切向應力(MPa)；p(Z)為C點徑向壓力。

自由脹形區(qū)任一點的切向半徑向量lQC繞Z軸旋轉一周將管件切開(圖7)，可列Z軸方向的平衡方程如下：

f2+f3=f1+2π(RQ+Rfcosθ)tCσZCcosθ

(22)其中，f1為管件與顆粒之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f2為管件與模具之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f3為內壓向Z軸的投影(N)，表達式分別為

(23)

(24)

(25)

式中，μ2為管材與模具之間的摩擦因數(shù)，μ2=0.05。

圖7 自由脹形區(qū)應力分析

(26)

(27)

μ1=0.141p(Z)0.24

(28)

通過式(21)和式(22)可求得C點應力

(29)

(30)

當θ=0時，式(18)～式(20)為脹形頂點應變分量，式(29)和式(30)為脹形頂點應力分量。

根據(jù)Mises屈服準則和Ilyusin變形理論，有

(31)

(32)

(33)

對于任一脹形直徑，將自由脹形區(qū)頂點B的等效應力應變計算表達式代入式(2)，將應力應變分量的計算表達式代入式(33)，并采用數(shù)值法求解頂點B的pB、tB和脹形最大徑時各應變分量，將各應力計算表達式和求得的pB代入式(33)，采用數(shù)值法可求得任一位置點C的壁厚。令μ1=0，p(Z)=pN，此時為均布內壓，即為液壓脹形管件解析模型。

3 管材成形極限分析

采用M-K理論建立AA5083管材理論成形極限圖(FLC)[25-26]，本構方程和材料參數(shù)均由管件熱單向拉伸試驗確定，忽略厚向異性特征，假定材料符合Hill48屈服準則，并設初始厚度不均度f0=0.99?；赪GMF工藝和THF工藝管件理論分析，可得管件脹形過程中頂點B的環(huán)向和軸向主應變值，并將其輸入理論成形極限圖(圖8)。在WGMF工藝中，在脹形初始階段，B點處于拉壓應力狀態(tài)，環(huán)向受拉、軸向受壓；當管件最大脹形比達到RB/R0=1.24時B點進入拉拉應力狀態(tài)，而在THF工藝中，B點始終處于拉拉應力狀態(tài)。WGMF工藝中，當脹形比為RB/R0=1.4時，B點達到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)；在THF工藝中，當脹形比為RB/R0=1.36時，B點達到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)。WGMF工藝管件極限脹形直徑相對于THF工藝增大了3%，因此WGMF工藝可增大管件的脹形極限。

圖8 理論成形極限圖

(a)脹形區(qū)壁厚分布(RB=67.5 mm)

(b)B點壁厚變化曲線

WGMF工藝中，軸向壓應力主要來自于顆粒介質與管坯內壁存在的較強摩擦作用，這一作用有效抑制了管件脹形區(qū)的減薄，使THF工藝管件脹形區(qū)壁厚小于WGMF工藝管件脹形區(qū)壁厚，在頂點B處壁厚差達到最大(圖9a)；并且兩種工藝下B點壁厚差隨著脹形半徑的增大而增大(圖9b)，這是該工藝區(qū)別于液壓脹形的主要特征。因此，顆粒介質與管坯內壁存在的摩擦可增大管件脹形極限，為有益摩擦。

4 工藝試驗

圖10 溫熱NMG介質管材脹形試驗裝置

根據(jù)WGMF工藝特點設計了典型管件脹形試驗裝置(圖10)，包括模架、溫度控制和數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)。模架由上模座、凹模和下模座組成，上模座和凹模固定不動，管坯放置于凹模中，通過壓頭的向上位移對顆粒施加壓頭力。溫控系統(tǒng)由均勻分布于上下模座以及凹模的加熱棒和熱電偶組成的閉環(huán)控制系統(tǒng)組成。壓頭的實時位移信號數(shù)據(jù)通過液壓機控制臺獲得，并將數(shù)據(jù)輸入到外接智能信號采集分析儀，最后存儲于計算機系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)分析。

在θw=190 ℃時進行WGMF工藝試驗，脹形管件如圖11所示。當脹形半徑達到RB=70 mm時管件發(fā)生沿著軸向的破裂，這與圖8所預測的管坯成形極限相符，表明所建AA5083管件理論成形極限的準確性。測量不同脹形半徑下最大徑B點厚度，與理論分析曲線的變化趨勢相同，如圖12a所示。分析脹形半徑RB=69 mm時自由脹形區(qū)壁厚分布，壁厚分布的理論和試驗曲線變化趨勢相同，最大誤差小于5%(圖12b)。以上脹形管件壁厚的理論和試驗曲線對比分析表明了所建立的非均勻內高壓管件脹形解析模型的準確性。

原始管坯 RB=55 mm RB=62 mmRB=65 mm

RB=68 mm RB=69 mm RB=70 mm破裂

(a)B點壁厚變化曲線

(b)脹形區(qū)壁厚分布(RB=69 mm)

5 結論

(1)與THF工藝相比，WGMF工藝中顆粒介質與管坯之間存在的有益摩擦提高了管件的脹形極限。

(2)理論分析和工藝試驗所得管件壁厚相同的變化趨勢表明了非均勻內高壓管件脹形解析模型的準確性。

(3) WGMF工藝具有的壓力建立方便、介質易于密封、工藝實現(xiàn)簡便等優(yōu)勢為鋁合金管件溫熱成形提供了一種新的方法。

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(編輯 王艷麗)

Analyses of AA5083 Tube Warm Bulging Processes under Non-uniform Pressures of Granule Medium

Chen Xiaohua1Zhao Changcai1Dong Guojiang2Yang Zhuoyun1Cao Miaoyan1

1.Key Laboratory of Advanced Forging & Stamping Technology and Science of Ministry of Education of China,Qinhuangdao,Hebei,0660042.Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004

The influences of friction at the tube/granule interface on the thickness distribution of free bulging region and the bulging limitation were discussed based on uniaxial tensile tests at elevated temperature for AA5083 tube, the pressure-transfer tests and the external friction coefficient tests for granule medium after the force conditions of free bulging region were analyzed under non-uniform internal pressures. The theoretical analyses and tests show that friction at the tube/granule interface is beneficial for preventing the thickness decrease and improving bulging limitation.

granule medium; aluminum alloy tube; warm forming; bulging

2016-04-20

國家自然科學基金資助項目(51305386,51305385)

TG146.2

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.24.019

陳曉華，男，1988年生。燕山大學機械工程學院博士研究生。主要研究方向為管板材特種成形工藝及其理論。發(fā)表論文6篇。趙長財，男，1964年生。燕山大學機械工程學院教授。董國疆，男，1978年生。燕山大學車輛與能源學院副教授、博士研究生。楊卓云，男，1990年生。燕山大學機械工程學院博士研究生。曹秒艷，男，1978年生。燕山大學機械工程學院副教授、博士研究生。