董國(guó)疆 陳孟杰 朱良金 杜 建 劉志雷

燕山大學(xué)車(chē)輛與能源學(xué)院，秦皇島，066004

0 引言

鋼/鋁復(fù)合管狀構(gòu)件兼?zhèn)浔葎偠雀?、防腐耐蝕、高強(qiáng)價(jià)廉等綜合優(yōu)勢(shì)，現(xiàn)已成為石油化工、交通運(yùn)輸?shù)榷喾N行業(yè)重要構(gòu)件的選材[1]。鋁合金板殼材料的焊接性能較差，內(nèi)襯管材一般選用擠壓無(wú)縫鋁管，外覆鋼管可通過(guò)鋼板卷焊制備，并裝配成為復(fù)合管坯[2]。目前，復(fù)合管件成形工藝和理論研究主要集中在液壓脹形技術(shù)方面。ISLAM等[3]通過(guò)數(shù)值模擬證明了外黃銅內(nèi)純銅復(fù)合管件液壓脹形的可行性，并將單管和雙層管脹形過(guò)程進(jìn)行了比較分析[4]；孫顯俊等[5]利用液壓脹形制備Fe/Al雙金屬?gòu)?fù)合正三通管件，證明合理控制內(nèi)壓和摩擦條件能夠影響管件壁厚分布狀態(tài)，提高成形質(zhì)量；WANG等[6]研究了低碳鋼/不銹鋼雙層管脹形規(guī)律，并用仿真和試驗(yàn)證明了軸向應(yīng)力作用使管坯產(chǎn)生移動(dòng)，使得最大減薄發(fā)生在外弧的中心點(diǎn)附近，而不是中心點(diǎn)；GUO等[7]基于內(nèi)壓、潤(rùn)滑和軸向進(jìn)給三個(gè)主要工藝參量，研究了316L不銹鋼/鋁雙層管液壓脹形，論述了外覆管對(duì)內(nèi)層管變形的抑制作用，復(fù)合脹形方式能夠提高內(nèi)管的成形性能。上述研究表明，復(fù)合管件液壓脹形工藝具有成形精度高、效率高、質(zhì)量穩(wěn)定等優(yōu)勢(shì)，適用于形狀復(fù)雜、大批量的管件生產(chǎn)。但是，管件液壓脹形需要配備專用設(shè)備，不適用小批量復(fù)合管件加工，同時(shí)在大口徑薄壁管件脹形方面仍然存在一定的困難。

鋼鋁雙金屬管件是目前各行業(yè)應(yīng)用需求最為廣泛的雙金屬管件，但復(fù)合管件中的鋁合金管材成形性能較差，在室溫條件下難以成形復(fù)雜形狀零件，限制了鋼鋁復(fù)合管的推廣和應(yīng)用[8]。為此，諸多學(xué)者針對(duì)鋁合金的特性提出熱處理與冷成形相結(jié)合的工藝方案[9-10]，收效顯著。WANG等[11]的研究表明AA5052軋制板材經(jīng)過(guò)300 ℃處理4 h后，其抗拉強(qiáng)度降低了34.7%，延伸率提高至23%；DONG等[12]采用固溶水淬+沖壓成形+人工時(shí)效強(qiáng)化的方法得到AA6061擠壓管坯脹形的管件，固溶水淬后管材延伸率提高了2.58倍，屈服強(qiáng)度降低了40%～50%，人工時(shí)效強(qiáng)化后管材強(qiáng)度回復(fù)至原材料值；FAN等[13]對(duì)AA6A02板材進(jìn)行沖壓工藝研究，結(jié)果表明沖壓前對(duì)板材進(jìn)行固溶處理可使板材的成形性能顯著提高，沖壓后時(shí)效處理使成形工件具有較高的使用強(qiáng)度。鋁合金管件熱處理+室溫成形工藝能夠有效地提高管材的成形性能，而且能夠利用通用設(shè)備實(shí)現(xiàn)，工藝過(guò)程控制簡(jiǎn)單，相比鋁合金管件熱成形工藝更加適應(yīng)小批量的特殊復(fù)合管件加工。

結(jié)合復(fù)合管件脹形工藝的熱點(diǎn)問(wèn)題，針對(duì)Q235/AA5052雙金屬凸環(huán)管件(AA5052擠壓管材為基管，外覆Q235焊接管)的技術(shù)要求，本文采用顆粒介質(zhì)壓力成形工藝實(shí)現(xiàn)復(fù)合管機(jī)械脹接和成形，并針對(duì)AA5052擠壓管成形性能，以及復(fù)合管件變形協(xié)調(diào)作用等因素開(kāi)展研究，以期為鋼鋁雙金屬管狀構(gòu)件的設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)與加工制備提供參考。

1 材料性能試驗(yàn)研究

1.1 基管AA5052管坯性能

內(nèi)層基管為西南鋁業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，為提高其成形性能，裝配前需進(jìn)行等溫退火處理。首先進(jìn)行退火后管材單向拉伸試驗(yàn)觀測(cè)其力學(xué)性能，初步確定最佳塑性成形狀態(tài)的退火溫度和保溫時(shí)間，并基于M-K模型推導(dǎo)其理論成形極限曲線(forming limit curve,FLC)，為復(fù)合管脹形工藝參數(shù)的確定提供參考依據(jù)。將切割好的試樣放置在SX-G16103箱式加熱爐中進(jìn)行退火處理，退火溫度θA選定為380,400,420,440,460,480 ℃，保溫時(shí)間tA選定為35,60,90,235 min，水淬溫度保持在25 ℃左右。試樣經(jīng)退火處理后，在Inspekt-Table100型電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上完成單向拉伸力學(xué)性能測(cè)試，設(shè)定應(yīng)變速率γ為0.001 s-1(圖1)。

圖1 拉伸試樣和自制試驗(yàn)卡具Fig.1 Tensile specimen and self-made text fixture

AA5052未經(jīng)熱處理(no annealing treatment，NAT)時(shí)，在室溫下屈服強(qiáng)度σs=270 MPa，抗拉強(qiáng)度σb=290 MPa，最大力總延伸率Agt=4.9%，管材強(qiáng)度高但塑性極低，難以滿足一般管件的脹形需求，極易產(chǎn)生破裂。經(jīng)退火處理后，管材強(qiáng)度顯著下降，而Agt明顯提高,材料性能參數(shù)表現(xiàn)出對(duì)退火溫度具有強(qiáng)烈的敏感性，如圖2所示。Agt隨退火條件的變化存在最大值，即θA=440 ℃且tA=60 min時(shí)，(Agt)max=19.8%，較未處理前提高了3倍，可滿足簡(jiǎn)單管件的脹形需求；屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度較未處理前分別下降了90%和75%，這大幅降低了管件脹形壓力，降低了對(duì)成形設(shè)備的要求；屈強(qiáng)比σs/σb也由原管材的0.931降低至0.383，材料的成形性和定形性均得到增強(qiáng)。

忽略應(yīng)變速率的影響，退火處理后鋁合金管材常溫下可滿足Hollomon本構(gòu)模型[14]，將不同退火工藝條件下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸分析，確定本構(gòu)方程參數(shù)如表1所示。表1中，K為強(qiáng)度系數(shù)(MPa)；n為應(yīng)變硬化指數(shù)。

1.2 鋼鋁復(fù)合管坯制備

鋼鋁復(fù)合凸環(huán)管件為某化工設(shè)備主要承載管道連接件。本文工藝路線是:首先套裝管坯，然后脹壓成形，使基管和外覆管實(shí)現(xiàn)緊密壓配，并滿足外形尺寸公差與壁厚減薄率不大于25%等技術(shù)要求，如圖3所示。基管采用西南鋁業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，該鋁合金具有良好的抗腐蝕性，比強(qiáng)度高；外覆管采用Q235鋼板(厚度1 mm)焊接而成，管內(nèi)徑以基管外徑公差尺寸設(shè)計(jì)為間隙配合，Q235鋼板具有一定的強(qiáng)度和韌性，成形性能好，廣泛應(yīng)用于沖壓和焊接結(jié)構(gòu)件中。Q235鋼帶經(jīng)滾剪下料后，在連續(xù)制管機(jī)上經(jīng)過(guò)自熔鎢極氬弧焊(gas-shielded tungsten-arc welding)得到無(wú)增厚焊縫的焊接鋼管，然后切割至需求長(zhǎng)度。然后，將焊接鋼管與退火處理后的擠壓鋁管套裝在一起得到復(fù)合管坯。根據(jù)目標(biāo)零件體積不變條件并考慮脹形減薄量，初步確定管坯長(zhǎng)度H0=130 mm。

(a)不同退火溫度下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(b)不同退火時(shí)間下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(c)不同退火溫度下的強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率圖2 AA5052擠壓管不同退火條件下材料性能參數(shù)曲線Fig.2 Material performance parameters curves of AA5052 at different annealing treatment

θA(℃)tA(min)K(MPa)nR238060289.80.3650.98640060141.90.2040.98442060202.20.4190.98244060205.40.4300.98146060274.60.4780.98748060321.10.5050.99144035233.50.4430.98244060205.40.4300.98144090221.30.4350.982440235205.60.4270.984NAT396.70.0690.990

圖3 雙金屬凸環(huán)管件管坯與零件圖(mm)Fig.3 Tube blank and detail drawing of clad tube(mm)

Q235鋼板是常用的工程結(jié)構(gòu)用鋼，對(duì)其力學(xué)性能的研究已相當(dāng)成熟，本文不再對(duì)其材料性能參數(shù)進(jìn)行測(cè)試，直接參考文獻(xiàn)[15]中應(yīng)變速率為0.001 s-1的本構(gòu)方程和材料性能參數(shù)繪制理論成形極限圖，并用于凸環(huán)管件脹形工藝仿真。

1.3 理論成形極限圖

M-K理論一般適用于韌性斷裂特征材料，但在鋁合金成形極限研究中也有廣泛的應(yīng)用[16-18]。AA5052管材試樣經(jīng)退火處理后的單拉試驗(yàn)顯示，塑性變形存在頸縮，斷口具有較為明顯的韌性斷裂特征，可采用M-K理論推導(dǎo)極限應(yīng)變，M-K模型示意圖見(jiàn)圖4。根據(jù)M-K理論厚度不均度假說(shuō)，存在初始厚度不均度f(wàn)0，參照文獻(xiàn)[12]實(shí)測(cè)與理論推導(dǎo)相結(jié)合的方式標(biāo)定。

圖4 M-K模型示意圖Fig.4 Schematic of M-K model

忽略材料彈性變形階段，假設(shè)初始狀態(tài)a區(qū)和b區(qū)應(yīng)變均為0。下面進(jìn)行由M-K理論推導(dǎo)FLC過(guò)程：

(1)

式中，ta0為a區(qū)材料的壁厚；tb0為b區(qū)材料的壁厚。

依據(jù)Hill 48屈服準(zhǔn)則

(2)

及厚向異性系數(shù)公式r=H/F=H/G，式(2)可寫(xiě)為

(3)

引入等效應(yīng)力與第一主應(yīng)力比

(4)

第一應(yīng)力主軸方向力平衡條件

σ1ata=σ1btb

(5)

第三方向主應(yīng)變

則

(6)

聯(lián)立式(4)～式(6)可得

(7)

在變形過(guò)程中，a區(qū)和b區(qū)的等效應(yīng)變和第三主應(yīng)變是不斷變化的，可將應(yīng)變以增量的形式表達(dá)為

(8)

ε3a=ε3a+Δε3a

(9)

(10)

ε3b=ε3b+Δε3b

(11)

根據(jù)材料本構(gòu)方程，聯(lián)立式(1)～式(11)得

(12)

運(yùn)用Newton-Raphson迭代法，依據(jù)表2所示數(shù)據(jù)使用MATLAB編程求解并繪制AA5052和Q235的理論成形極限曲線，如圖5所示。

表2 成形極限曲線數(shù)據(jù)(θA=440 ℃且tA=60 min)Tab.2 Data of forming limit curve(θA=440 ℃ and tA=60 min)

圖5 不同退火溫度下復(fù)合管坯材料FLCFig.5 Theoretic FLC of clad tube at differentannealing temperatures

圖5顯示，Q235材料的成形性能優(yōu)于AA5052管材退火態(tài)的成形性能。AA5052在常溫下的塑性變形很差，不能用于凸環(huán)管件成形,退火后其成形性能顯著提高，在θA為380～420 ℃溫度區(qū)間內(nèi)，成形極限曲線隨退火溫度的升高而抬升，拉壓應(yīng)變區(qū)的抬升效果更為明顯；而在θA為420～480 ℃溫度區(qū)間內(nèi)，隨著溫度升高，拉壓應(yīng)變區(qū)的抬升效果逐漸緩慢并趨于穩(wěn)定。這表明隨溫度升高，材料塑性成形性能的提升效率減弱。結(jié)合AA5052擠壓管材經(jīng)θA=440 ℃且tA=60 min的退火處理后總延伸率最大(圖2c)的試驗(yàn)情況，并考慮到退火溫度升高對(duì)工藝生產(chǎn)過(guò)程經(jīng)濟(jì)成本的影響，本文選定θA=440 ℃且tA=60 min為AA5052擠壓管材的成形試驗(yàn)熱處理工藝參數(shù)。

2 復(fù)合管脹形工藝仿真

2.1 仿真模型建立

管件顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓脹形工藝仿真包含較大的膜變形和復(fù)雜的摩擦接觸關(guān)系，屬于高度非線性的準(zhǔn)靜態(tài)(quasi-static)問(wèn)題，商業(yè)軟件ABAQUS/Explicit顯式非線性動(dòng)態(tài)分析模塊能夠有效解決此類問(wèn)題。管件脹形的傳力介質(zhì)固體顆粒屬于散粒體物質(zhì)，其力學(xué)特征與固體、液體不同，可使用ABAQUS材料庫(kù)中擴(kuò)展的Drucker-Prager線性模型準(zhǔn)確描述，該模型能夠體現(xiàn)顆粒材料的壓硬性，適用于單調(diào)加載條件下的具有內(nèi)摩擦作用的散粒體物料仿真[19]。

用ABAQUS建立的管材脹形有限元模型由復(fù)合管(外覆管Q235，基管AA5052)、顆粒介質(zhì)和模具組成。復(fù)合管與顆粒介質(zhì)設(shè)定為變形體，模具設(shè)定為剛體。脹形過(guò)程中的接觸主要包含模具與復(fù)合管外壁、復(fù)合管層之間、復(fù)合管內(nèi)壁與顆粒介質(zhì)、壓頭與顆粒介質(zhì)四種接觸情況，接觸均屬于有限滑動(dòng)范疇，選用ABAQUS/Explicit提供的接觸對(duì)算法計(jì)算。外覆管Q235與基管AA5052均采用2節(jié)點(diǎn)薄殼單元SAX1，厚度方向設(shè)定7個(gè)積分點(diǎn)，兩管層間接觸采用摩擦罰函數(shù)算法計(jì)算，摩擦因數(shù)根據(jù)仿真研討需要設(shè)定；管坯外壁與模具間摩擦因數(shù)設(shè)定為0.08。顆粒介質(zhì)采用8節(jié)點(diǎn)線6面體縮減積分單元C3D8R，給定網(wǎng)格自適應(yīng)設(shè)置。選用5號(hào)NMG(non-metallic granules)(粒徑為0.117～0.14 mm)[20]作為傳壓介質(zhì)，洛氏硬度達(dá)到48～55HRC，外觀光潔圓整，屬于非黏性材料，材料參數(shù)設(shè)定見(jiàn)表3，其中，εV為體應(yīng)變。依照實(shí)際尺寸建立軸對(duì)稱解析剛體模型。

表3 5號(hào)NMG仿真參數(shù)[20]

2.2 復(fù)合管成形過(guò)程分析

圖6 凸環(huán)復(fù)合管件自由脹形輪廓變化曲線Fig.6 Contour curves of convex clad tube withdifferent bulging diameters

給定外覆管與基管之間不同的接觸摩擦因數(shù)μ，仿真獲取管層間摩擦因數(shù)與管端相對(duì)收縮量的關(guān)系如圖7所示。圖7中曲線顯示，摩擦因數(shù)較小時(shí)(μ取值為0.08～0.14)，摩擦因數(shù)對(duì)管端相對(duì)收縮量的影響較大；隨著摩擦因數(shù)的增大，基管AA5052相對(duì)于外覆管Q235管端相對(duì)收縮量不斷減小。復(fù)合管內(nèi)外層相對(duì)獨(dú)立，管間摩擦因數(shù)較小，變形時(shí)管層間阻力小，易流動(dòng)，同時(shí)顆粒介質(zhì)對(duì)基管AA5052內(nèi)壁具有較強(qiáng)的摩擦作用，促進(jìn)基管管端收縮。然而，當(dāng)管間摩擦因數(shù)較大時(shí)(μ> 0.14)，管端相對(duì)收縮量小于0.1 mm，可滿足目標(biāo)工件要求。

圖7 管層間摩擦因數(shù)與管端相對(duì)收縮量的關(guān)系曲線Fig.7 Curves of friction coefficient and relativedisplacement

分別使用橢圓函數(shù)和圓函數(shù)擬合復(fù)合管件自由脹形區(qū)輪廓曲線，如圖8所示。若采用橢圓函數(shù)擬合，在脹形初始階段(D<114 mm)誤差僅為4%；當(dāng)脹形進(jìn)一步發(fā)展時(shí)，擬合誤差逐漸增大，在D=142.2 mm時(shí)最大誤差達(dá)到10%。若使用圓函數(shù)擬合，脹形初始階段誤差也很小，隨脹形發(fā)展擬合誤差超過(guò)橢圓函數(shù)擬合誤差，D=142.2 mm時(shí)為15%。因此，橢圓函數(shù)更適用于自由脹形區(qū)變形輪廓的數(shù)學(xué)描述。

(a)自由脹形區(qū)橢圓函數(shù)擬合曲線

(b)自由脹形區(qū)圓函數(shù)擬合曲線圖8 凸環(huán)復(fù)合管自由脹形區(qū)外輪廓擬合曲線Fig.8 Fitting curves of convex clad tube with different functions

(a)不同摩擦因數(shù)下的壁厚曲線(D=142.2 mm)

(b)最大減薄率與平均壁厚的關(guān)系曲線圖9 管層間摩擦因數(shù)對(duì)管件自由脹形區(qū)壁厚分布的影響Fig.9 Effect of interlayer friction coefficient on wall-thickness with free bulging area

(2)管件脹形壁厚分布規(guī)律。脹形管件壁厚分布狀態(tài)是成形質(zhì)量的重要檢驗(yàn)指標(biāo)之一。由于復(fù)合管脹形在內(nèi)外管壁之間存在摩擦作用，同時(shí)內(nèi)層基管推動(dòng)外覆管兩者必須協(xié)調(diào)變形，因此，本文假設(shè)給定復(fù)合管層間不同的摩擦因數(shù)進(jìn)行仿真，探求摩擦作用對(duì)壁厚分布的影響規(guī)律。圖9數(shù)據(jù)顯示，管層摩擦因數(shù)對(duì)外覆管Q235的脹形壁厚分布影響很小，不同摩擦因數(shù)對(duì)應(yīng)的曲線基本重合，最大減薄率為19.3%，位于中間截面附近；管層間摩擦對(duì)基管厚度分布影響顯著，較小的管層摩擦因數(shù)使AA5052基管減薄情況得到改善；當(dāng)μ>0.13時(shí)，摩擦因數(shù)對(duì)壁厚分布的影響減緩，厚度曲線基本一致。隨管層摩擦因數(shù)的增大，管件自由脹形區(qū)最大減薄率增大，并趨于定值；內(nèi)層基管自由變形區(qū)的平均壁厚隨管層摩擦因數(shù)的增大而減小。復(fù)合管間摩擦因數(shù)增大，管層間滑動(dòng)阻力也相應(yīng)增大，受結(jié)合面的約束作用，變形時(shí)內(nèi)外層坯料的相對(duì)流動(dòng)受阻，必然導(dǎo)致基管最大減薄率增大。因此，在復(fù)合管脹形時(shí)，應(yīng)采取合理的潤(rùn)滑方式盡量減小管層間摩擦作用，從而提高管件脹形質(zhì)量。

(3)復(fù)合管件成形極限分析。通過(guò)復(fù)合管成形仿真數(shù)據(jù)與本文計(jì)算的理論成形極限曲線對(duì)比發(fā)現(xiàn)，管層間摩擦因數(shù)對(duì)成形極限的影響顯著。仿真時(shí)給定管層間摩擦因數(shù)μ分別為0.17和0.08，并將得到的主應(yīng)變值與理論FLC繪制成圖10和圖11，圖10和圖11中分別給出了基管和外覆管沿軸向母線質(zhì)點(diǎn)的瞬時(shí)主應(yīng)變數(shù)據(jù)曲線，以及FLC判定的集中性失穩(wěn)最危險(xiǎn)質(zhì)點(diǎn)的主應(yīng)變歷程軌跡。圖10顯示，當(dāng)管層間摩擦因數(shù)為0.17時(shí)，基管AA5052的中間截面點(diǎn)A68和下圓角區(qū)域在復(fù)合管脹形最大外徑D=133.4 mm時(shí)均臨近集中性失穩(wěn)；然而，此時(shí)外覆管Q235由于其成形窗口較大，均處于理論FLC判定的安全區(qū)。圖11顯示，當(dāng)管層間摩擦因數(shù)為0.08時(shí)，依然是中間截面點(diǎn)主應(yīng)變歷程軌跡首先進(jìn)入危險(xiǎn)區(qū)，仿真臨界脹形直徑為142.2 mm，此時(shí)外覆管中間截面點(diǎn)Q68也接近理論FLC，其他區(qū)域質(zhì)點(diǎn)仍處于安全區(qū)。

(a)AA5052主應(yīng)變曲線

(b)Q235主應(yīng)變曲線圖10 管層間摩擦因數(shù)為0.17的管件脹形極限主應(yīng)變曲線(D=133.4 mm)Fig.10 Principal strain curves of bulging limit with interlayer friction coefficient 0.17(D=133.4mm)

(a)AA5052主應(yīng)變曲線

(b)Q235主應(yīng)變曲線圖11 管層間摩擦因數(shù)為0.08的管件脹形極限主應(yīng)變曲線(D=142.2 mm)Fig.11 Principal strain curves of bulging limit with interlayer friction coefficient 0.08(D=142.2 mm)

仿真顯示，管層間摩擦因數(shù)不同對(duì)脹形極限的影響較大，較小的管層間摩擦因數(shù)有利于提高復(fù)合管的脹形極限；同時(shí)，脹形過(guò)程中內(nèi)管AA5052應(yīng)首先產(chǎn)生集中性失穩(wěn)，即先于外覆管產(chǎn)生破裂；當(dāng)管層間摩擦因數(shù)為0.08時(shí)，最大脹形系數(shù)可達(dá)1.42，已達(dá)到目標(biāo)工件要求。

3 復(fù)合管脹形工藝試驗(yàn)

根據(jù)復(fù)合凸環(huán)管件的技術(shù)要求和仿真結(jié)果設(shè)計(jì)模具(圖12)和工藝環(huán)節(jié)，并開(kāi)展工藝試驗(yàn)。試驗(yàn)采用工程噸位為5 kN的四柱數(shù)控液壓機(jī)，控制壓機(jī)加載速度為60 mm/min，實(shí)時(shí)采集壓力和位移數(shù)據(jù)。在數(shù)值仿真中，為了使模擬結(jié)果更加貼近實(shí)際情況，課題組前期先對(duì)管坯摩擦因數(shù)做了測(cè)試，試驗(yàn)設(shè)備為美國(guó)Center for Tribology(CETR)公司生產(chǎn)的高溫摩擦磨損測(cè)試儀，最大允許接觸壓力為30 MPa。選用礦物油、合成潤(rùn)滑油、潤(rùn)滑脂、石蠟、滑石粉等潤(rùn)滑劑進(jìn)行摩擦試驗(yàn)，通過(guò)測(cè)試選定合成潤(rùn)滑油為管層間潤(rùn)滑劑，摩擦因數(shù)為0.076；選定滑石粉為管坯外表面潤(rùn)滑劑，摩擦因數(shù)為0.084。

圖12 脹形模具示意圖Fig.12 Forming die diagram

工藝試驗(yàn)顯示，基管未經(jīng)過(guò)退火處理的復(fù)合管的成形性能極差，極限脹形比僅為1.19，裂紋垂直于管坯圓周方向，斷口呈現(xiàn)典型的脆斷特征(表4)。然而，基管經(jīng)退火處理(θA=440 ℃且tA=60 min)后，復(fù)合管極限脹形比達(dá)到1.40，最大減薄率低于19.2%；若繼續(xù)脹形，復(fù)合管件沿垂直于管坯圓周方向產(chǎn)生脹裂，斷裂位置和形式以及極限脹形比均與管層間摩擦因數(shù)為0.08的仿真預(yù)測(cè)結(jié)果接近。

試制的凸環(huán)復(fù)合管件為自由脹形，最大脹形直徑D=142.9 mm，內(nèi)外層管坯表面質(zhì)量完好，沒(méi)有出現(xiàn)橘皮和縮頸現(xiàn)象，與管層間摩擦因數(shù)為

表4 復(fù)合凸環(huán)管件脹形試驗(yàn)件Tab.4 Convex clad tube formed by free bulging

0.08的直徑為142.2 mm的仿真數(shù)據(jù)比對(duì)如圖13所示。數(shù)據(jù)對(duì)比表明，自由脹形區(qū)輪廓曲線的整體形狀吻合，最大誤差不超過(guò)4%；基管和外覆管壁厚分布曲線與仿真結(jié)果一致，試驗(yàn)得到復(fù)合管件最大減薄率為17.5%，仿真得到最大減薄率為19.9%，均產(chǎn)生在自由變形區(qū)中間截面附近，相差僅為2.4%。

(a)自由脹形區(qū)輪廓曲線

(b)壁厚分布曲線圖13 復(fù)合管件仿真與工藝試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.13 Results of numerical simulation and technological test

工藝試驗(yàn)表明，本文基于ABAQUS平臺(tái)建立的復(fù)合管件顆粒介質(zhì)脹形仿真模型能夠準(zhǔn)確反映管材的變形特征；采用M-K模型推導(dǎo)的理論FLC，可通過(guò)仿真數(shù)據(jù)準(zhǔn)確預(yù)判復(fù)合管件(AA5052/Q235)的脹形極限。

4 結(jié)論

(1)采用θA=440 ℃且tA=60 min等溫退火處理方式能夠有效提高AA5052擠壓管材的成形性能，管材經(jīng)退火處理后延伸率提高了300%，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別降低了90%和75%，屈強(qiáng)比σs/σb也由原材的0.931降低至0.383。

(2)提出AA5052/Q235復(fù)合凸環(huán)管件的工藝流程為:鋁管退火(θA=440 ℃且tA=60 min)→復(fù)合管坯裝配→顆粒介質(zhì)脹形。通過(guò)潤(rùn)滑油降低管層間摩擦因數(shù)，將顆粒介質(zhì)加載內(nèi)壓力至220 MPa時(shí)，可成功試制厚徑比為3/102、脹形比為1.40、最大減薄率為17.5%的AA5052/Q235復(fù)合凸環(huán)管件，且試制管件成品率統(tǒng)計(jì)為90%。

(3)工藝仿真和試驗(yàn)對(duì)比顯示，成形管件輪廓尺寸誤差小于4%；壁厚減薄分布趨勢(shì)一致，最大減薄率相差2.4%；破裂危險(xiǎn)點(diǎn)均處于管件中間截面，這與基于M-K模型的理論FLC的預(yù)判吻合。

參考文獻(xiàn)：

[1] HIRSC J, Al-SAMMAN T. Superior Light Metals by Texture Engineering: Optimized Aluminum and Magnesium Alloys for Automotive Applications[J]. Acta Materialia,2013,61(3):818-843.

[2] CUI X L, WANG X S, YUAN S J. Formability Improvement of 5052 Aluminum Alloy Tube by the Outer Cladding Tube[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2016:1-8.

[3] ISLAM M D, OLABI A G, HASHMI M S J. Feasibility of Multi-layered Tubular Components Forming by Hydroforming and Finite Element Simulation[J]. Journal of Materials Processing Technology,2006,174(1/3):394-398.

[4] AlASWAD A, BENYOUNIS K Y, OLABI A G. Finite Element Comparison of Single and Bi-layered Tube Hydroforming Processes[J]. Simulation Modelling Practice & Theory,2011,19(7):1584-1593.

[5] 孫顯俊, 陶杰, 郭訓(xùn)忠,等. Fe/Al復(fù)合管液壓脹形數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究[J]. 鍛壓技術(shù),2010,35(3):66-70.

SUN Xianjun, TAO Jie, GUO Xunzhong， et al. FE Simulation and Practice of the Hydro-bulging Process for Fe/Al Clad Tube T-shap[J]. Forging & Stamping Technology,2010,35(3):66-70.

[6] WANG X, LI F. Analysis of Wall Thickness Variation in the Hydro-bending of a Double-layered Tube[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2015,81(1):67-72.

[7] GUO X, LIU Z, WANG H, et al. Hydroforming Simulation and Experiment of Clad T-shapes[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2016,83(1):381-387.

[8] FARSHIDI M H, KAZEMINEZHAD M, MIYAMOTO H. Severe Plastic Deformation of 6061 Aluminum Alloy Tube with Pre and Post Heatments[J]. Materials Science and Engineering: A,2013,563(7):60-67.

[9] FAKIR O E, WANG L, BALINT D, et al. Numerical Study of the Solution Heat Treatment, Forming, and In-die Quenching (HFQ) Process on AA5754[J]. International Journal of Machine Tools& Manufacture,2014,87:39-48.

[10] SIEFERT K, MERKLIN M, NESTER W, et al. Enhancement of Forming Limits of Aluminum Alloys Using an Intermediate Heat Treatment[C]// AIP Conference Processing. New York: American Institute of Physics,2011:359-364.

[11] WANG B, CHEN X H, PAN F S, et al. Effects of Cold Rolling and Heat Treatment on Microstructure and Mechanical Properties of AA5052 Aluminum Alloy[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,25(8):2481-2489.

[12] DONG G J, BI J, DU B, et al. Research on AA6061 Tubular Components Prepared by Combined Technology of Heat Treatment and Internal High Pressure Forming[J]. Journal of Materials Processing Technology,2017,242:126-138.

[13] FAN X, HE Z, YUAN S, et al. Experimental Investigation on Hot Forming-quenching Integrated Process of 6A02 Aluminum Alloy Sheet[J]. Materials Science & Engineering A,2013,573(18):154-160.

[14] CUI X L, WANG X S, YUAN S J. Deformation Analysis of Double-sided Tube Hydroforming in Square-section Die[J]. Journal of Materials Processing Technology,2014,214(7):1341-1351.

[15] 陳俊嶺, 舒文雅, 李金威. Q235鋼材在不同應(yīng)變率下力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,44(7):1071-1075.

CHEN Junling, SHU Wenya, LI Jinwei. Experimental Study on Dynamic Mechanical Property of Q235 Steel at Different Strain Rates[J]. Journal of Tongji University(Natural Science Edition),2016,44(7):1071-1075.

[16] YANG X Y, LANG L H, LIU K N, et al. Modified M-K Model Combined with Ductile Fracture Criterion and Its Application in Warm Hydroforming[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,25:3389-3398.

[17] CUI X L, WANG X S, YUAN S J. Experimental Verification of the Influence of Normal Stress on the Formability of Thin-walled 5A02 Aluminum Alloy Tubes[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2014,88:232-243.

[18] CHU X, LEOTOING L, GUINES D, et al. Temperature and Strain Rate Influence on AA5086 Forming Limit Curves: Experimental Results and Discussion on the Validity of the M-K Model[J]. International Journal of Mechanical Sciences,2014,78:27-34.

[19] DONG G J, ZHAO C C, YA Y Y, et al. Discrete Element and Finite Element Coupling Simulation and Experiment of Hot Granule Medium Pressure Forming[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2015,25(12):4089-4101.

[20] DONG G J, ZHAO C C, CAO M Y. Flexible-die Forming Process with Solid Granule Medium on Sheet Metal[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2013,23(9):2666-2677.