郝用興，陳俊偉，周魚躍，劉亞輝，范素香

（華北水利水電大學(xué) 材料學(xué)院，鄭州 450003）

0 引言

磷脫氧銅（TP2）的含氧量低，具有導(dǎo)熱性能好、耐腐蝕性強(qiáng)、工藝性能優(yōu)越等特點(diǎn)，并且無氫病現(xiàn)象。TP2銅管主要應(yīng)用于空調(diào)、電冰箱等設(shè)備中，作為主要的換熱元件，如干燥器、冷凝器及蒸發(fā)器等[1]。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)管形件的縮徑旋壓成形進(jìn)行了深入研究。劉彬等[2]基于Abaqus研究紫銅管雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓的成形機(jī)理，結(jié)果表明，從旋壓壁厚均勻性考慮，應(yīng)選取雙輪對(duì)稱旋壓的方式。Chi-Chen Huang等[3]基于Abaqus研究AISI 1020鋼管高溫縮徑旋壓的成形過程，結(jié)果表明，與殼單元相比，采用實(shí)體單元的模擬結(jié)果更貼近實(shí)驗(yàn)值。黎波等[4]基于有限元模擬，分析了工藝參數(shù)影響GH625高溫合金變徑管縮徑旋壓的成形機(jī)理，結(jié)果表明，隨著旋輪進(jìn)給比和圓角半徑增加，旋壓件的壁厚增大，但成形精度降低。詹梅[5]等基于Abaqus平臺(tái)研究LF3鋁合金波紋管無芯?？s徑旋壓成形機(jī)理，結(jié)果表明，工藝參數(shù)的不合理選取會(huì)造成較大的尺寸精度偏差，且在直壁區(qū)與斜壁區(qū)的過渡區(qū)易產(chǎn)生壁厚減薄甚至拉裂現(xiàn)象。

目前，針對(duì)于TP2銅管縮徑旋壓成形的研究相對(duì)較少。本文利用Abaqus有限元軟件，對(duì)工藝參數(shù)影響TP2銅管縮徑旋壓的成形機(jī)理進(jìn)行研究，為生產(chǎn)實(shí)踐和研究提供理論依據(jù)。

1 成形方案

在縮徑旋壓過程中，采用多旋輪的周向等分布置，可以避免徑向力過大引起的偏載問題，提高工件的成形精度。通常采用2～3個(gè)完全相同的旋輪，考慮到實(shí)際設(shè)備的制造、安裝等問題，本文采用雙旋輪周向等分布置的成形方案，如圖1所示。

圖1 TP2銅管縮徑旋壓示意圖

為便于后續(xù)分析，根據(jù)旋輪與管坯的接觸關(guān)系，將管坯劃分為兩個(gè)區(qū)域：未接觸區(qū)和接觸區(qū)。其中，將接近起旋點(diǎn)的部分未接觸區(qū)劃分為Ⅰ區(qū)；起旋點(diǎn)前的接觸區(qū)沿軸向依次劃分為：Ⅱ區(qū)錐形斜壁段，Ⅲ區(qū)直壁段，Ⅳ區(qū)自由端。

2 工藝參數(shù)及衡量指標(biāo)

進(jìn)給比的影響隨著材料種類的不同而發(fā)生變化，對(duì)于銅這種面立方晶格材料進(jìn)給比可取0.3～3mm/r[6]。本文研究的進(jìn)給比分別選取f=0.8，1，1.2，1.4和1.6mm/r。旋輪采用的是標(biāo)準(zhǔn)旋輪，在剪切旋壓中旋輪圓角半徑rp與管坯厚度t0存在的關(guān)系：rp≈（1-3）t0[6]，本文研究管坯初始壁厚為=1mm，圓角半徑分別選取rp=2，3，4，5和6mm，旋輪的直徑取Φ=140mm。本文中下壓量分別取△=1.0，1.5，2.0，2.5和3.0mm。旋輪的安裝角β可以在(0，α+90)范圍內(nèi)選取[6]，本文成形角tan α=0.375，取安裝角β=0°。管坯轉(zhuǎn)動(dòng)速度n根據(jù)實(shí)際情況選取600r/min。

管形件的縮徑旋壓遵循體積不變?cè)瓌t，管坯材料隨著旋輪的進(jìn)給發(fā)生流動(dòng)，成形件會(huì)產(chǎn)生壁厚減薄或增厚的現(xiàn)象[6]。分析旋壓成形件在軸向的壁厚分布，可以直觀地了解到壁厚的增厚、減薄狀況。在縮徑旋壓的過程中，由于材料的不斷流動(dòng)，不同節(jié)點(diǎn)處的實(shí)際外徑與理想外徑會(huì)出現(xiàn)一定的偏差。因此，通過研究Ⅲ區(qū)和Ⅳ區(qū)的外輪廓半徑分布，觀察該部分區(qū)域的成形精度。

綜上所述，本文選取壁厚、外輪廓半徑在軸向的分布作為成形質(zhì)量的衡量指標(biāo)，研究進(jìn)給比、圓角半徑和下壓量對(duì)成形質(zhì)量的影響機(jī)理。

3 建立有限元模型

基于ABAQUS/Explicit平臺(tái)，建立TP2銅管縮徑旋壓的數(shù)值分析模型，如圖2所示。創(chuàng)建管坯為可變形體，管坯外徑D=19mm，成形區(qū)域的長度為l=32mm。管坯的形狀規(guī)則，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，采用C3D8R的六面體實(shí)體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分[7]。有限元網(wǎng)格劃分的粗、細(xì)程度，會(huì)引起計(jì)算精度與時(shí)間成本的相互制衡。管坯的Ⅰ～Ⅳ區(qū)作為主要分析區(qū)域，需要?jiǎng)澐州^細(xì)的網(wǎng)格保證精度，其單元尺寸為0.8mm×0.8mm×0.33mm，在未接觸區(qū)底部劃分較粗的網(wǎng)格，單元尺寸為4mm×0.8mm×0.33mm。由于旋輪的剛度遠(yuǎn)高于TP2銅管，因此將旋輪設(shè)置為解析剛體。

圖2 TP2銅管縮徑旋壓有限元模型

本文研究所采用的管坯直徑較小，根據(jù)《GB/T 228.1-2010金屬材料溫室拉伸試驗(yàn)》，在管段試樣的兩端配備塞頭[8]，如圖3所示。

圖3 管段拉伸試樣及塞頭

通過萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)獲得TP2銅管的工程應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)，通過公式轉(zhuǎn)化為真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)[7]，如圖4所示。室溫條件下，TP2銅管的密度為8.94g/mm3，彈性模量為115Gpa，泊松比為0.31。

圖4 TP2銅管應(yīng)力-應(yīng)變曲線

選擇表面與表面的接觸方式，摩擦系數(shù)取值均為μ=0.1，分別定義兩個(gè)旋輪與管坯的接觸屬性。將管坯底面與底部的參考點(diǎn)Rp進(jìn)行運(yùn)動(dòng)耦合，通過約束參考點(diǎn)Rp的自由度，實(shí)現(xiàn)管坯的自轉(zhuǎn)。同時(shí)分別為兩個(gè)旋輪定義位移邊界，采用往程旋壓的進(jìn)給方式，使其按照預(yù)定的軌跡運(yùn)動(dòng)。在有限元分析時(shí)，不考慮溫度對(duì)成形過程的影響，假設(shè)材料是各向同性。

4 工藝參數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響

4.1 進(jìn)給比對(duì)成形質(zhì)量的影響

在△=2mm，rp=4mm時(shí)，分析進(jìn)給比對(duì)TP2銅管縮徑旋壓壁厚和外輪廓半徑分布的影響機(jī)理。

圖5所示為不同進(jìn)給比下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，管坯Ⅰ區(qū)未與旋輪發(fā)生接觸，卻出現(xiàn)壁厚減薄的現(xiàn)象。這是因?yàn)樾喤c管坯開始接觸時(shí)，該區(qū)域材料處于旋輪后側(cè)，受拉應(yīng)力作用沿軸向延伸，進(jìn)而產(chǎn)生壁厚減薄的情況。在直壁段Ⅲ區(qū)末端出現(xiàn)了壁厚減薄情況，并且當(dāng)旋輪進(jìn)給比增大時(shí)，壁厚的減薄情況得到減緩。這是因?yàn)檫x擇較大的進(jìn)給比時(shí)，管坯材料塑性變形不充分，更少的管坯材料在旋輪前方堆積，管坯的軸向伸長量減少，所以在減薄區(qū)有更多的材料進(jìn)行補(bǔ)充，減薄情況得到緩解。

圖5 進(jìn)給比對(duì)壁厚分布的影響

在成形件Ⅳ區(qū)壁厚呈增厚現(xiàn)象，這是因?yàn)橄噍^于Ⅱ、Ⅲ區(qū)，自由端附近對(duì)旋輪起約束作用的材料較少，旋輪的軸向旋壓力較小，管坯材料的軸向流動(dòng)能力較弱，引起Ⅳ區(qū)產(chǎn)生壁厚增厚的現(xiàn)象。

圖6所示為不同進(jìn)給比下Ⅲ、Ⅳ區(qū)的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，容易看出，進(jìn)給比越小，成形件的外輪廓半徑越貼近于理論值的7.5mm。這是因?yàn)樵谛龎哼^程中，旋輪相對(duì)管坯的運(yùn)動(dòng)軌跡為空間螺旋線，隨著進(jìn)給比的增大，“螺距”增大，更多的材料同時(shí)參與變形，造成旋壓力的增大。因此，管坯的內(nèi)應(yīng)力增大，在失去旋輪的約束后成形件的回彈量較大。

圖6 進(jìn) 給比對(duì)外輪廓半徑分布的影響

4.2 旋輪圓角半徑對(duì)成形質(zhì)量的影響

在△=2mm，f=1.2mm/r時(shí)，分析圓角半徑對(duì)TP2銅管縮徑旋壓成形壁厚和外輪廓半徑分布影響機(jī)理。

圖7所示為不同圓角半徑下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，隨著旋輪圓角半徑的增大，Ⅲ區(qū)末端的壁厚減薄量減小，自由端的壁厚增厚量增多。這是因?yàn)殡S著旋輪圓角半徑的增大，一方面管坯材料與旋輪的接觸面積增多，利于管坯材料的流動(dòng)，旋輪前方材料堆積減少，管坯軸向伸長量減??；另一方面旋輪與前方堆積材料的過渡更為平緩，旋輪后側(cè)管坯受到的軸向拉應(yīng)力減少，管坯的軸向伸長量減小，自由端壁厚增厚量增多。

圖7 圓角半徑對(duì)壁厚分布的影響

圖8所示為不同圓角半徑下Ⅲ、Ⅳ區(qū)的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，隨著旋輪的圓角半徑增大，成形件的外輪廓半徑尺寸與理論值的偏差增大。這是因?yàn)閳A角半徑增大，管坯與旋輪的接觸面積增多，更多的材料參與變形，徑向旋壓力隨之增大，管坯的內(nèi)應(yīng)力增大，在旋壓結(jié)束后表現(xiàn)為較大的回彈現(xiàn)象，成形件在自由端附近的擴(kuò)徑情況加劇。

圖8 圓角半徑對(duì)外輪廓半徑分布的影響

4.3 下壓量對(duì)成形質(zhì)量的影響

在f=1.2mm/r，rp=4mm時(shí)，分析下壓量對(duì)TP2銅管縮徑旋壓壁厚和外輪廓半徑分布的影響機(jī)理。

圖9所示為不同下壓量下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，當(dāng)下壓量取△=1、1.5mm時(shí)，軸向伸長量較小，接觸區(qū)沒有產(chǎn)生壁厚減薄現(xiàn)象。但在下壓量增大至△=2、2.5、3mm時(shí)，接觸區(qū)產(chǎn)生壁厚減薄的情況并逐步加劇，在△=3mm時(shí)，壁厚最大減薄率達(dá)到21.18%。這是因?yàn)樵龃笙聣毫?，更多金屬材料在旋輪前?cè)堆積，管坯材料隨著旋輪不斷流動(dòng)，軸向伸長量增加，壁厚減薄情況加劇。在旋輪移動(dòng)到Ⅳ區(qū)時(shí)，約束旋輪的材料減少，旋輪提供的旋壓力較小，材料的各向流動(dòng)能力減弱，在端口處堆積形成增厚的趨勢(shì)。

圖9 下壓量對(duì)壁厚分布的影響

圖10所示為不同下壓量下Ⅲ、Ⅳ區(qū)的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，伴隨著下壓量的增大，越接近自由端，成形件的擴(kuò)徑現(xiàn)象越嚴(yán)重。在下壓量取△=1、1.5、2mm時(shí)，成形件的外輪廓半徑均大于理論值，并且外徑分布較為平緩。當(dāng)下壓量增大至△=2.5、3mm時(shí)，直壁段部分區(qū)域外輪廓半徑小于理論值，自由端擴(kuò)徑現(xiàn)象更嚴(yán)重。這是因?yàn)橄聣毫康脑龃?，管坯材料在旋輪前方堆積情況加劇，Ⅲ區(qū)材料減薄量增大，塑性變形更充分，回彈較小，致使外輪廓半徑小于理論值；在自由端約束能力較小，材料的軸向流動(dòng)能力較弱，在自由端大量堆積，由于塑性變形不充分，成形件在自由端的擴(kuò)徑現(xiàn)象更明顯。

5 結(jié)語

1）TP2銅管無芯?？s徑旋壓成形件的壁厚存在增厚、減薄現(xiàn)象：壁厚增厚主要分布在斜壁段、直壁段部分區(qū)域以及自由端，而壁厚減薄主要分布在未接觸區(qū)、直壁段的末端；

圖10 下壓量對(duì)外輪廓半徑分布的影響

2）隨著進(jìn)給比、圓角半徑的增大，壁厚減薄情況均得到改善，而下壓量對(duì)壁厚分布影響最為明顯，在△=1、1.5mm時(shí)，接觸區(qū)未出現(xiàn)壁厚減薄的現(xiàn)象，而在△=2、2.5、3mm時(shí)，接觸區(qū)發(fā)生壁厚減薄，并且壁厚最大減薄量隨著下壓量增加而增大；

3）TP2銅管無芯?？s徑旋壓結(jié)束后，自由端易發(fā)生回彈外擴(kuò)，隨著進(jìn)給比、下壓量和圓角半徑的增加，回彈外擴(kuò)現(xiàn)象逐漸加劇，實(shí)際外輪廓半徑與理論值的偏差增大。