陳 光 趙長財(cái) 楊卓云 董國疆 曹秒艷

1. 燕山大學(xué)先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 秦皇島, 066004 2. 燕山大學(xué)河北省特種運(yùn)載裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 秦皇島, 066004 3. 河北省輕質(zhì)結(jié)構(gòu)裝備設(shè)計(jì)與制備工藝技術(shù)創(chuàng)新中心, 秦皇島, 066004

0 引言

采用耐腐蝕復(fù)合金屬管是提高化工油氣管道傳輸作業(yè)安全性的有效措施[1]。鋼鋁雙金屬復(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，目前是解決耐蝕、高強(qiáng)油氣管道制備最為有效的方式之一[2]。AA5052為Al-Mg系防銹型鋁合金，耐蝕性和焊接性良好，性價(jià)比較高，是鋼鋁復(fù)合管基管的優(yōu)選材料[3-4]。

復(fù)合管坯一般由無縫擠壓鋁管為基管、鋼板卷焊管為外覆管，裝配制備而成[5-7]。因?yàn)閺?fù)合管坯基管、覆管材力學(xué)性能的差異，導(dǎo)致復(fù)合管在脹形過程中與單管脹形的變形特點(diǎn)大有不同[8-9]。目前，復(fù)合管件成形工藝研究主要集中在液壓脹形技術(shù)方面。WANG等[10]針對(duì)低碳鋼/不銹鋼雙層管脹形的仿真和試驗(yàn)證明了管坯軸向應(yīng)力作用使最大減薄發(fā)生在外弧的中心點(diǎn)附近，而不是中心點(diǎn)；ISLAM等[11]研究外黃銅、內(nèi)純銅復(fù)合管件在預(yù)成形模塊中的脹形機(jī)理，在變形的基礎(chǔ)上通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果，證明了復(fù)合管液壓脹形的可行性[12]；孫顯俊等[13]應(yīng)用液壓脹形技術(shù)制備Fe/Al雙金屬復(fù)合正三通管件，發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓控制和復(fù)合管間摩擦條件是影響壁厚分布的主要因素。上述研究表明，通過仿真和實(shí)驗(yàn)分析來研究復(fù)合管液壓脹形工藝較多，對(duì)復(fù)合管脹形的塑形變形機(jī)理以及復(fù)合管顆粒介質(zhì)脹形工藝的研究較少。

固體顆粒介質(zhì)作為一種散體材料，具有許多獨(dú)特的性質(zhì)，利用固體顆粒的這些性質(zhì)，本課題組提出一種用于金屬管板材成形的全新工藝——固體顆粒介質(zhì)成形工藝[14-15]。該工藝采用固體顆粒介質(zhì)代替剛性凸模(或凹模)，對(duì)管板材等毛坯進(jìn)行拉深和脹形。該工藝適應(yīng)性強(qiáng)，密封簡便、介質(zhì)無污染，可采用通用壓力設(shè)備實(shí)現(xiàn)復(fù)合管材的脹形，更適應(yīng)小批量零部件生產(chǎn)[16-17]。本課題組提出了擠壓鋁管退火處理、復(fù)合裝配、顆粒介質(zhì)脹形的工藝流程[18]，采取加熱440 ℃保溫60 min的退火處理，使復(fù)合管脹形比達(dá)到1.40，成功制備厚徑比為3/102的復(fù)合凸環(huán)管件，最大減薄率不超過20 %，復(fù)合管脹形比遠(yuǎn)高于單管脹形比，滿足產(chǎn)品技術(shù)要求；同時(shí)，本課題組構(gòu)建了管材顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓脹形的力學(xué)模型，并通過MATLAB軟件求得脹形區(qū)壁厚隨脹形高度變化的數(shù)值解[19]。

基于課題組的研究成果，對(duì)鋼鋁復(fù)合管脹形過程中AA5052基管的極限脹形系數(shù)遠(yuǎn)高于AA5052單層管脹形下的極限脹形系數(shù)這一現(xiàn)象進(jìn)行研究分析。為研究復(fù)合管脹形過程中覆管提高基管脹形能力的機(jī)制，本文采用顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓成形方法，以AA5052鋁合金管材為研究對(duì)象，研究Q235碳素結(jié)構(gòu)鋼做覆管條件下的復(fù)合管顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓脹形行為。通過理論分析研究復(fù)合管管間界面上正壓力、管間摩擦因數(shù)對(duì)基管脹形區(qū)應(yīng)力與壁厚減薄的影響，并與單管脹形做對(duì)比；通過數(shù)值模擬結(jié)果提取出的應(yīng)力、應(yīng)變歷程，驗(yàn)證理論分析結(jié)果，并利用應(yīng)變成形極限圖研究管間摩擦因數(shù)與覆管材料性能的綜合作用對(duì)基管脹形的影響；試驗(yàn)驗(yàn)證復(fù)合管變形協(xié)調(diào)行為，討論外層覆管提高內(nèi)層基管脹形極限的機(jī)制。

1 材料性能實(shí)驗(yàn)

復(fù)合管基管為壁厚2 mm的AA5052擠壓管，覆管為厚度1 mm的Q235鋼板卷焊管。管材單向拉伸試驗(yàn)表明，AA5052擠壓管材塑性很差(圖1)，常規(guī)管件難以成形。因此，對(duì)AA5052擠壓管材進(jìn)行了退火處理，AA5052管材退火后延伸率達(dá)到19.8%，較原始管材提升4倍，塑性變形能力顯著提高；退火處理使合金管材強(qiáng)度大幅下降，這雖然能夠降低管件脹形壓力，但同時(shí)減弱了管件的剛度。

圖1 管材真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.1 The real stress-strain curve of the pipe

AA5052擠壓管作為基管與外覆的Q235卷焊管間隙裝配為復(fù)合管，基管和覆管的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，單向拉伸試驗(yàn)獲得的應(yīng)力應(yīng)變曲線見圖1。

表1 管材力學(xué)性能參數(shù)表

AA5052未經(jīng)熱處理(no annealing treatment，NAT)時(shí)室溫下的屈服強(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。文獻(xiàn)[18]通過不同退火溫度與保溫時(shí)間下的AA5052管材試樣單拉試驗(yàn)結(jié)合M-K理論推導(dǎo)極限應(yīng)變，得出退火溫度θA=440 ℃且保溫時(shí)間tA=60 min為AA5052擠壓管材的成形試驗(yàn)最佳熱處理工藝參數(shù)，AA5052擠壓管材經(jīng)θA=440 ℃且tA=60 min的退火處理后的成形極限圖(forming limit diagram,FLD)見圖2。

圖2 AA5052擠壓管退火處理后成形極限圖Fig. 2 FLD of AA5052 extrusion tube after annealing

2 雙金屬復(fù)合管脹形力學(xué)模型

復(fù)合管在脹形過程中兩管坯之間的相互作用對(duì)變形結(jié)果有至關(guān)重要的影響。復(fù)合管脹形的工藝原理如圖3所示。

圖3 復(fù)合管脹形工藝原理Fig.3 Principle of compound pipe bulging process

在內(nèi)壓的撐脹作用下，管坯中間自由區(qū)域環(huán)向發(fā)生伸長變形，形成脹形區(qū)；在模具的限制作用下，管坯兩端環(huán)向尺寸幾乎不發(fā)生改變，形成管端。為便于建立力學(xué)模型，假設(shè)管坯變形符合軸對(duì)稱模型，管坯變形區(qū)外輪廓幾何形狀為一段圓弧(圓心為圖3中的點(diǎn)O)，隨著管坯變形過程的發(fā)展，外輪廓圓弧的圓心位置和圓弧半徑都在變化。為便于分析，在管端圓心處建立笛卡兒坐標(biāo)系X′Y′Z′，在外輪廓圓弧的中心處建立笛卡兒坐標(biāo)系XYZ(圖4)。

(a) 微元切取方法

(b) 微元內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)

(c) 微元受外力狀態(tài)

2.1 法向平衡

由幾何關(guān)系可知，模具自由脹形區(qū)高度為L0，RD0為基管初始半徑，RD為基管脹形區(qū)中心處瞬時(shí)脹形半徑，管材脹形區(qū)中心處的脹形高度

h=RD-RD0

(1)

管材脹形區(qū)圓弧的瞬時(shí)曲率半徑

(2)

對(duì)于薄壁管，可以忽略厚度方向的應(yīng)力，并且管材在平面應(yīng)力狀態(tài)下加載?；芪⒃w的受力狀況如圖4所示，由其法向平衡可得

2sin(dθ/2)σθtρτdτ+sin(dτ/2)στtρθdθ+ sin(dτ/2)(στ+dστ)t(ρθ+dρθ)dθ+pNρθρτdθdτ-pρθρτdθdτ-sin(dθ/2)Ffθρθρτdθdτ=0

(3)

其中，定義管坯的環(huán)向與切向分別為θ、τ；dθ、dτ分別為環(huán)向、切向切取單元的角度；σθ、στ分別為單元的環(huán)向應(yīng)力和切向應(yīng)力,MPa；p為單元所受介質(zhì)內(nèi)壓,MPa；pN為覆管對(duì)基管單位面積上的支撐力,MPa；Ffθ和Ffτ分別為覆管對(duì)基管單位面積上的環(huán)向摩擦力和切向摩擦力,N；ρθ和ρτ為單元環(huán)向曲率半徑和切向曲率半徑,mm；t為單元管壁厚度,mm。

基管受覆管的作用力包括支撐力和摩擦力(圖4c)，其中摩擦力包括環(huán)向摩擦和切向摩擦，且這兩個(gè)摩擦力的方向?qū)芘鞯淖冃斡蟹浅Ｖ匾挠绊?。?fù)合管坯變形的動(dòng)力根源是基管承受的介質(zhì)內(nèi)壓，基管在介質(zhì)內(nèi)壓的作用下發(fā)生環(huán)向伸長變形，進(jìn)而迫使覆管發(fā)生同樣的變形。因此，覆管變形的動(dòng)力是基管的脹形作用。由以上分析可以判定：覆管對(duì)基管的環(huán)向摩擦作用阻礙其環(huán)向伸長變形，F(xiàn)fθ的方向如圖4c所示；隨著管材脹形區(qū)環(huán)向伸長，帶動(dòng)管端材料的切向變形，兩層管坯之間的切向摩擦的方向取決于基、覆管切向變形的相對(duì)速度。若覆管切向變形快于基管，則覆管對(duì)基管的切向摩擦促進(jìn)基管材料切向變形，F(xiàn)fτ方向如圖4cFfτ2所示；若覆管切向變形慢于基管，則覆管對(duì)基管的切向摩擦阻礙基管材料切向變形，F(xiàn)fτ方向如圖4cFfτ1所示。

由式(3)可知，F(xiàn)fτ的方向?qū)ξ⒃w的法向平衡并沒有影響?？紤]到當(dāng)dθ和dτ非常小時(shí)，sin(dθ/2)≈dθ/2，sin(dτ/2)≈dτ/2，將這兩個(gè)相等關(guān)系代入式(3)，展開化簡并略去高階無窮小可得

(4)

2.2 徑向平衡

如圖5a所示，用平面Y′Z′和平面6將管坯沿軸向切取，用平面4和平面5將管坯沿環(huán)向切取，可以得到一個(gè)脹形區(qū)任一位置處基覆管的徑向平衡單元體，其受力狀態(tài)如圖5b所示。由于所取單元體環(huán)向尺寸遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于軸向尺寸(即dθ?2α)，可忽略環(huán)向應(yīng)力σθ和環(huán)向摩擦力Ffθ在徑向(Y軸方向)的投影，因此該單元的徑向平衡方程可表示為

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(a) 單元切取方法

(b) 單元受力狀態(tài)

(10)

(11)

式中，RD為脹形區(qū)頂點(diǎn)的脹形半徑。

將式(4)～式(9)代入式(3)，化簡可得

στ=[(ρτcosα+RD-ρτ)ttanα]-1{2pρτ(ρτsinα-ρτα+RDα)-2pNρτ[sinα-αμ2cosα±μexp(cosα)±μ]ρτ+[αμ2exp(cosα)]RD}

(12)

由式(4)可以求得

(13)

式(12)和式(13)中，若pN和μ等于0，則式(12)和式(13)為單管脹形時(shí)單管脹形區(qū)的應(yīng)力表達(dá)式。

2.3 應(yīng)變關(guān)系

基管脹形區(qū)中心處的厚向應(yīng)變

(14)

基管脹形區(qū)中心面處環(huán)向應(yīng)變

(15)

根據(jù)體積不變條件可計(jì)算基管切向應(yīng)變

ετ=-εθ-εt

(16)

同理，可求得覆管脹形區(qū)中心處的厚向、環(huán)向、切向應(yīng)變?chǔ)拧鋞、ε′θ、ε′τ。

2.4 求解過程

為證明力學(xué)分析的正確性，采用數(shù)值解法處理積分運(yùn)算和方程(組)求解過程。整個(gè)求解過程，代數(shù)運(yùn)算、積分運(yùn)算和方程(組)求解都通過MATLAB軟件編程實(shí)現(xiàn)。求解過程如下：

對(duì)覆管進(jìn)行相同的受力分析，可得覆管脹形區(qū)的切向應(yīng)力σ′τ和環(huán)向應(yīng)力σ′θ的表達(dá)式?；?、覆管4個(gè)應(yīng)力表達(dá)式中的未知數(shù)有顆粒介質(zhì)內(nèi)壓p、管間正壓力pN、基管脹形區(qū)瞬時(shí)壁厚t、覆管脹形區(qū)瞬時(shí)壁厚t′、任一給定的基管脹形半徑RD、覆管脹形半徑R′D和取單元體軸向尺寸的α角度。

將上述過程得到的應(yīng)力應(yīng)變代入本構(gòu)方程，通過求解本構(gòu)方程可得到未知參數(shù)?；诓牧戏螹ises屈服準(zhǔn)則的假設(shè)，平面應(yīng)力狀態(tài)下的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變分別為

(17)

(18)

平面應(yīng)力狀態(tài)下，由伊留辛全量理論可得各應(yīng)力分量和應(yīng)變分量之間的關(guān)系[19]：

(19)

(20)

由冪函數(shù)硬化本構(gòu)方程可得

(21)

(22)

其中，k1、k2、n1、n2分別為基管、覆管的應(yīng)變硬化系數(shù)與應(yīng)變硬化指數(shù)?；?、覆管的硬化系數(shù)和硬化指數(shù)如表1所示。將推導(dǎo)出的基管、覆管的等效應(yīng)力應(yīng)變以及應(yīng)力應(yīng)變分量代入兩個(gè)本構(gòu)方程(式(19)、式(20))以及兩個(gè)全量理論方程(式(17)、式(18))中，可得到由α、RD、p、pN、t、t′這6個(gè)由未知量及模具參數(shù)、管坯尺寸組成的4個(gè)方程。

脹形過程中，脹形區(qū)中間截面處的變形最大，此處需先滿足塑性條件，變形才能繼續(xù)進(jìn)行。因此，中間截面處的解析是整個(gè)求解過程的關(guān)鍵。選取初始外徑為100 mm、壁厚為2 mm的AA5025基管和壁厚為1 mm的Q235覆管，管間摩擦因數(shù)為0.1，自由脹形區(qū)高度為70 mm，α的角度給定為5°，給定基管脹形高度h=0，2，4,…,18，20 mm。將復(fù)合管和模具的尺寸參數(shù)代入由兩個(gè)全量理論方程和兩個(gè)本構(gòu)方程組成的方程組中，可求得脹形區(qū)中間截面處的壁厚與應(yīng)力分量的數(shù)值解。

3 雙金屬復(fù)合管脹形數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模擬模型構(gòu)建

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題。軸對(duì)稱數(shù)值模擬模型如圖6所示，均布內(nèi)壓作用在脹形區(qū)基管內(nèi)壁上，基管、覆管為可變形殼體，模具為固定剛體。覆管與基管均采用2節(jié)點(diǎn)薄殼單元SAX2T，厚度方向設(shè)定10個(gè)積分點(diǎn)。脹形過程中的接觸主要包含模具與覆管外壁、復(fù)合管層之間兩種接觸情況，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，管間接觸摩擦選用罰函數(shù)算法。取管間摩擦因數(shù)為0.1，與求理論分析數(shù)值解所選取的摩擦因數(shù)一致；覆管外壁與模具間摩擦因數(shù)設(shè)為0.1。

圖6 數(shù)值模擬模型 (mm)Fig.6 Numerical simulation model (mm)

3.2 模擬結(jié)果與理論結(jié)果分析

由圖7可知，隨著脹形高度的增大，管材脹形區(qū)中心處壁厚呈非線性減小，復(fù)合管脹形下覆管阻礙、促進(jìn)基管脹形兩種假設(shè)情況下基管壁厚減薄量均小于單管脹形下的壁厚減薄量；隨著脹形高度的增大，管材脹形區(qū)中心處切向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力呈非線性增大，復(fù)合管脹形下覆管阻礙、促進(jìn)基管脹形兩種假設(shè)情況下基管切向、環(huán)向應(yīng)力均小于單管脹形下的切向、環(huán)向應(yīng)力。理論分析結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果趨勢一致，但由于理論分析中僅考慮了脹形區(qū)的應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系，未考慮管端對(duì)脹形區(qū)的補(bǔ)料與脹形行為的影響，導(dǎo)致理論分析與數(shù)值模擬結(jié)果存在明顯差異。應(yīng)力偏差較大，最大偏差為15.5%；壁厚偏差較小，最大偏差為7.3%。理論分析的解析值與模擬結(jié)果的變化趨勢相似，可以采用本文理論分析方法獲得復(fù)合管脹形過程中管坯中間截面處的應(yīng)力、壁厚變化值作為參考。

(a)單管脹形模擬與理論結(jié)果壁厚

(b)復(fù)合管脹形模擬結(jié)果與覆管促進(jìn)、 阻礙基管脹形理論結(jié)果壁厚

(c)單管脹形模擬與理論結(jié)果應(yīng)力

(d)復(fù)合管脹形模擬結(jié)果與覆管促進(jìn)、 阻礙基管脹形理論結(jié)果應(yīng)力

綜上所述，復(fù)合管脹形可減緩基管的壁厚減薄，在同一脹形高度下基管的壁厚減薄更小，極限脹形系數(shù)更高。復(fù)合管脹形與單管脹形相比，管間摩擦因數(shù)一定時(shí)，pN的存在減小了基管脹形區(qū)中間截面處的環(huán)向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)力。由于脹形區(qū)材料處于雙向受拉的不利變形條件，其成形主要靠管坯壁厚的變薄和軸向的自由縮短來完成，脹形區(qū)極易嚴(yán)重變薄甚至破裂，所以在較小的拉應(yīng)力狀態(tài)下，材料相對(duì)不易破裂，從而提高了脹形區(qū)中間截面處管材塑性變形能力。

3.3 覆管各向異性對(duì)管間摩擦狀態(tài)的影響

與單管脹形相比，復(fù)合管脹形的基管、覆管協(xié)調(diào)變形，基管與覆管間的相互摩擦作用同樣影響了基管成形。根據(jù)上文分析，覆管對(duì)基管的環(huán)向摩擦作用阻礙其環(huán)向伸長變形，可以確定環(huán)向摩擦阻礙基管變形；管間切向摩擦的方向取決于基管、覆管切向變形的相對(duì)速度，切向變形速度取決于自身的材料屬性以及覆管與模具間的摩擦作用?；谝陨贤普?，管材的材料性能不同導(dǎo)致復(fù)合管脹形時(shí)基管、覆管切向變形量不同，從而影響管間的摩擦狀態(tài)。

為研究基管、覆管切向變形的速度，需考慮管坯各向異性對(duì)變形的影響。AA5052鋁合金擠壓管做過退火處理，假定退火處理后AA5052擠壓管各向同性，r=εw/εt=1,其中εw為寬向應(yīng)變。覆管卷焊管未做熱處理，取卷焊管所用板材，分別在軋制方向0°、45°和90°方向進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)來獲得r。假定在塑性變形過程中厚向異性指數(shù)r不變，如果板料符合全量形式的流動(dòng)規(guī)則，那么就可以利用單拉實(shí)驗(yàn)通過測量寬度方向的應(yīng)變和厚度方向的應(yīng)變來求出r。

結(jié)合Hill48各向異性屈服條件[20]可推導(dǎo)出各向異性參數(shù)R11、R22、R33、R12、R13、R23屈服應(yīng)力之比的表達(dá)式。單拉實(shí)驗(yàn)中，材料處于平面應(yīng)力狀態(tài)，則有

R13=R23=0R11=1

將各向異性參數(shù)R11、R22、R33、R12、R13、R23輸入ABAQUS材料模型，可以模擬仿真考慮覆管各向異性的復(fù)合管脹形情況。管狀材料的方向性試驗(yàn)難度高，準(zhǔn)確性較低，考慮到不銹鋼覆管多為卷焊管，所以采用同等厚度板料進(jìn)行方向性試驗(yàn)。取DC01、304、Q235 3種厚度為1 mm的板材，經(jīng)3個(gè)方向的單向拉伸試驗(yàn)后，求得的各向異性屈服應(yīng)力之比如表2所示。

表2 材料各向異性屈服應(yīng)力之比

管間摩擦因數(shù)對(duì)管材切向變形的補(bǔ)料量有直接影響。若給定基管與覆管之間不同的接觸摩擦因數(shù)μ，研究層間摩擦作用對(duì)管端相對(duì)收縮量δ的影響。由圖8可知，摩擦因數(shù)較小( 0≤μ≤0.2)時(shí)，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，管端相對(duì)收縮量不斷減小，管間摩擦因數(shù)大于0.2后，管端相對(duì)收縮量幾乎為0，基管覆管間相對(duì)滑動(dòng)很小，管間摩擦因數(shù)對(duì)復(fù)合管脹形過程的影響趨于穩(wěn)定。

圖8 管間摩擦因數(shù)與管端相對(duì)收縮量Fig.8 Friction coefficient between pipes and relative shrinkage of pipe ends

給定外覆管與基管之間的接觸摩擦因數(shù)分別為0、0.1、0.2、0.4、0.6。在仿真中脹形高度為0、2、…、20 mm時(shí)，取脹形區(qū)初始中心處一點(diǎn)繪制FLD圖(圖9a)。

由圖9a可知，管間摩擦因數(shù)為0、0.1、0.2時(shí)，隨著脹形高度的增大，基管FLD曲線與AA5052鋁合金退火處理后FLD曲線重合的極限脹形高度分別為14.2 mm、15.7 mm、17.6 mm，隨著管間摩擦因數(shù)的增大，基管的成形極限提高；管間摩擦因數(shù)為0.2～0.6時(shí)，基管的FLD曲線幾乎重合，當(dāng)管間摩擦因數(shù)大于0.2時(shí)，管間相對(duì)收縮量趨于0，管間摩擦因數(shù)對(duì)基管成形極限的影響趨于穩(wěn)定。所以研究覆管各向異性對(duì)基管脹形的影響時(shí)，對(duì)管間摩擦因數(shù)為0、0.1兩種情況進(jìn)行分析，并與AA5052擠壓管單管脹形的FLD曲線對(duì)比，如圖9b、9c、9d所示。

(a)管間摩擦因數(shù)對(duì)基管FLD曲線的影響

(b)DC01鋼管作覆管對(duì)基管FLD曲線的影響

(c)304鋼管作覆管對(duì)基管FLD曲線的影響

(d)Q235鋼管作覆管對(duì)基管FLD曲線的影響

圖9b中，代入DC01覆管的異性指數(shù)r，管間摩擦因數(shù)為0、脹形高度約為14.6 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為14.6 mm；管間摩擦因數(shù)為0.1、脹形高度約為18.9 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為18.9 mm；AA5052擠壓管單管脹形下，脹形高度約為10.9 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為10.9 mm。AA5052基管外覆DC01管的復(fù)合管脹形，基管的極限脹形高度明顯高于AA5052擠壓管單管脹形下的進(jìn)行脹形高度，管間無摩擦?xí)r的極限脹形高度低于管間有摩擦?xí)r的極限脹形高度，管間摩擦有益于提高基管的成形極限。

圖9c中，代入304覆管的異性指數(shù)r，管間摩擦因數(shù)為0、脹形高度約為14.1 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為14.1 mm；管間摩擦因數(shù)為0.1、脹形高度約為13.8 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為13.8 mm；AA5052擠壓管單管脹形下，脹形高度約為10.9 mm時(shí)，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為10.9 mm。AA5052基管外覆304管的復(fù)合管脹形，基管的極限脹形高度大于AA5052擠壓管單管脹形下的極限脹形高度，管間摩擦因數(shù)對(duì)基管FLD曲線的影響較小。

綜上，對(duì)比AA5052擠壓管外覆不銹鋼管的復(fù)合管脹形與AA5052擠壓管單管脹形，管間正壓力與管間摩擦作用使AA5052擠壓管的成形極限明顯提高。覆管卷焊管所用鋼板的各向異性(r表征)不同，在脹形過程中，隨著覆管環(huán)向的伸長，覆管在軸向的收縮量不同，導(dǎo)致管間摩擦狀態(tài)不同，對(duì)復(fù)合管脹形時(shí)基管的成形極限有很大影響。

4 復(fù)合管顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓脹形試驗(yàn)

鋼鋁雙金屬復(fù)合凸環(huán)管件為某化工設(shè)備主要承載管道連接件，AA5052擠壓鋁合金管作為基管在內(nèi)，主要承受腐蝕，Q235碳素結(jié)構(gòu)鋼卷焊管作為覆管在外，用于強(qiáng)度支撐。復(fù)合管制備工藝如下：套裝微小間隙配合的鋼鋁管坯，通過內(nèi)高壓脹接成形使基管覆管緊密結(jié)合形成新型管材，并滿足目標(biāo)尺寸公差。制備工藝見圖10a?；懿捎梦髂箱X業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，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，具有一定的強(qiáng)度和韌性，可成形性能好。Q235鋼帶經(jīng)滾剪下料后，在連續(xù)制管機(jī)上經(jīng)過自熔鎢極氬弧焊(gas-shielded tungsten-arc welding)得到無增厚焊縫的焊接鋼管，然后切割至需求長度。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?？紤]目標(biāo)零件體積不變以及脹形減薄量，初步確定管坯長度H0=130 mm。

(a)雙金屬復(fù)合管制備工藝(mm)

(b)模具脹形示意圖

(c)AA5052單管脹形與外覆Q235管 復(fù)合管脹形試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

(d)復(fù)合管件模擬結(jié)果與工藝試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比(mm)

試驗(yàn)采用工程噸位為500 t的四柱下頂式數(shù)控液壓機(jī)，控制壓機(jī)加載速度為60 mm/min，并采集加載壓頭的力-位移曲線。選用5 NMG(non-metallic granules,粒徑為 0.117～ 0.14 mm)[17]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，壓縮率約為12%。根據(jù)目標(biāo)凸環(huán)管件形狀，由體積不變條件與顆粒介質(zhì)壓縮率等因素，確定顆粒介質(zhì)的填入量為145 mL。由圖9結(jié)果可知，外覆Q235碳素結(jié)構(gòu)鋼卷焊管做覆管的復(fù)合管脹形，管間摩擦因數(shù)小，有利于提高基管的成形極限。本課題組前期已對(duì)管坯摩擦因數(shù)進(jìn)行測試，實(shí)驗(yàn)設(shè)備為CETR高溫摩擦磨損測試儀，最大允許接觸壓力30 MPa。選用礦物油、合成潤滑油、潤滑脂、石蠟、滑石粉等潤滑劑進(jìn)行摩擦試驗(yàn)，通過測試選定合成潤滑油為管層間潤滑劑，摩擦因數(shù)最低，摩擦因數(shù)為0.08。根據(jù)復(fù)合管凸環(huán)管件目標(biāo)形狀尺寸，設(shè)計(jì)管材顆粒介質(zhì)內(nèi)高壓脹形試驗(yàn)?zāi)＞?圖10b)。

試驗(yàn)?zāi)＞叩拿浶螀^(qū)為自由脹形區(qū)，對(duì)比退火處理后AA5052鋁合金擠壓管單管脹形和AA5052鋁合金基管外覆Q235碳素結(jié)構(gòu)鋼卷焊管覆管的復(fù)合管脹形，結(jié)果如圖10c所示。脹形后的復(fù)合管與目標(biāo)管件形狀高度基本一致，如圖10a所示，復(fù)合管坯表面質(zhì)量完好，沒有出現(xiàn)橘皮和縮頸現(xiàn)象。單管脹形與復(fù)合管脹形破裂處裂紋的擴(kuò)展方向一致，復(fù)合管脹形的極限脹形高度為21.4 mm，脹形比約為1.43；單管脹形的極限脹形高度為8.8 mm，脹形比約為1.18。由試驗(yàn)可知，外覆Q235覆管的復(fù)合管脹形使得AA5052鋁合金基管的極限脹形高度顯著提高。

圖10d所示為管層間摩擦因數(shù)為0.08、脹形高度為21.1 mm的模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)結(jié)果。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4%；基管和覆管壁厚分布曲線與模擬結(jié)果一致，試驗(yàn)得到復(fù)合管件最大減薄率為17.5%，模擬得到最大減薄率為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%。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)脹形模擬模型能夠準(zhǔn)確反映管材的變形特征。

5 結(jié)論

(1)由理論分析可知，與單管脹形相比，復(fù)合管脹形的基管脹形區(qū)中間截面處的壁厚減薄更??；管間正壓力pN的存在減小了基管脹形區(qū)中間截面處的環(huán)向拉應(yīng)力和切向拉應(yīng)力，改善了脹形區(qū)雙向受拉的不利變形條件，從而提高了管材的塑性變形能力。

(2)覆管卷焊管所用鋼板的各向異性不同，復(fù)合管脹形時(shí)隨著覆管環(huán)向的伸長，覆管軸向收縮量不同，從而影響管間的摩擦狀態(tài)。覆管的材料性能以及管間潤滑條件直接影響復(fù)合管脹形時(shí)基、覆管的變形協(xié)調(diào)過程。

(3)單管脹形與復(fù)合管脹形破裂處裂紋的擴(kuò)展方向一致，復(fù)合管脹形的極限脹形高度為21.4 mm，脹形比約為1.43；單管脹形的極限脹形高度為8.8 mm，脹形比約為1.18。由試驗(yàn)結(jié)果可知，外覆Q235鋼板卷焊管的復(fù)合管脹形使得AA5052鋁合金基管的極限脹形高度顯著提高。