唐浩興，楊 帆，路勝海，劉龍琴，周 銀，鄭 宇，溫 彤

（1.重慶大學(xué)，重慶 400044；2.河鋼集團(tuán)有限公司，石家莊 050023）

螺 （波）紋薄壁管在航空航天、交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域的熱交換以及動力、輸送系統(tǒng)中有著重要應(yīng)用[1–2]。目前，螺紋管的成形方法主要有拉拔、熱軋、擠壓和滾珠旋壓等[3–4]。其中，擠壓工藝可以通過變換模具上的翅片或溝槽，得到內(nèi)凹或外凸螺紋，效率高、批量生產(chǎn)時效益好；滾珠旋壓工藝中，鋼球使摩擦磨損大幅減少，模具壽命大幅提高。但整體上，這些方法均需要專用模具，特別是在小批量或產(chǎn)品試制時缺乏優(yōu)勢。

漸進(jìn)成形是一種基于局部成形、連續(xù)變形方式的低成本板料柔性加工工藝[5–7]。近年來，該工藝逐漸擴(kuò)展到了管件等多種類型的薄壁件成形，如管壁的翻孔、局部成形、管端擴(kuò)（縮）口及壓槽等[8–10]。管壁凹螺紋槽的漸進(jìn)成形是利用一個簡單的棒狀工具頭，通過擠壓管壁并配合管坯的自身運(yùn)動而達(dá)到成形效果[11]。與旋壓等工藝相比，其優(yōu)點(diǎn)是無須專用模具，管徑及螺紋槽參數(shù)調(diào)節(jié)方便、柔性高，可大幅節(jié)省成本。但目前針對管壁壓槽漸進(jìn)成形的研究很少，且大多側(cè)重于管壁厚度均勻性、工具頭與坯料之間的接觸狀態(tài)，以及設(shè)備參數(shù)等對成形質(zhì)量的影響等。Wei等[12]采用了高壓水射流加工環(huán)形槽。由于摩擦力小，不需要額外的潤滑，得到的制件壁厚差異小。Grzancic等[13]建立了徑向壓入管壁的解析模型預(yù)測壁厚的最大減薄量，但忽略了彈性變形、高估了成形力。石珣等[14]研究了內(nèi)旋壓成形槽的三向載荷變化及管壁應(yīng)變分布情況，認(rèn)為主軸轉(zhuǎn)速是主要影響因素。侯曉莉等[15]以T3紫銅材料為例，研究了管壁內(nèi)外側(cè)應(yīng)力應(yīng)變的分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)連接區(qū)的拉力和摩擦力的共同作用使得管壁高度增大，局部位置隆起導(dǎo)致輪廓高度曲線差異變大。Guo[16]和王成[17]等認(rèn)為增加單次進(jìn)給量雖然增大了成形力，但可以使變形更加均勻?？傮w上，由于管壁漸進(jìn)成形的變形模式與在壓力機(jī)上的傳統(tǒng)沖壓工藝存在很大差異，目前對相關(guān)規(guī)律的認(rèn)識不足，有必要針對實(shí)踐中普遍存在的回彈控制、壁厚減薄及制件精度低等問題開展研究。

本文利用物理試驗(yàn)與數(shù)值模擬，研究了薄壁鋁管螺紋槽漸進(jìn)成形工藝及其變形特點(diǎn)，探討了管壁的回彈及其影響因素，分析了壁厚的變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)及方法

管坯材料為Al6061鋁合金，主要力學(xué)性能參數(shù)見表1。圖1為管壁螺紋槽漸進(jìn)成形的原理示意。成形設(shè)備采用圖2（a）所示的CA6136臥式車床，主軸控制卡盤帶動管坯以角速度ω=45r/min自轉(zhuǎn)。試樣外徑38mm，壁厚1mm，長度統(tǒng)一為160mm。工具頭材料為Cr12MoV模具鋼，表面粗糙度Ra1.2μm，熱處理硬度HRC60，直徑d為10mm。螺紋槽設(shè)計深度h為0.5mm、1mm和1.5mm，相鄰槽的設(shè)計間距Δl為10mm。

圖1 管壁螺紋槽漸進(jìn)成形的原理示意Fig.1 Schematic of thread grooving by incremental tube forming

表1 Al6061鋁合金的材料性能參數(shù)Table 1 Mechanical properties of Al6061

數(shù)值模擬在Abaqus軟件進(jìn)行，分析模型如圖2（b）所示?？紤]到漸進(jìn)成形是一個不斷重復(fù)加載–卸載的變形過程，為使模擬結(jié)果更加精確，應(yīng)考慮管壁的連續(xù)變形與局部回彈的交互作用。因此本文采用隱式求解器，成形結(jié)束時卸載。材料假設(shè)為各向同性強(qiáng)化的彈塑性模型，Ludwig本構(gòu)關(guān)系為

圖2 管壁漸進(jìn)壓槽成形的試驗(yàn)裝置與有限元模型Fig.2 Experimental setup and finite element model of incremental tube wall grooving

σ=σ0+Kεn

式中，σ、ε分別為真實(shí)應(yīng)力與塑性應(yīng)變。網(wǎng)格采用四邊形減縮積分薄殼單元S4R。

物理試驗(yàn)中，工具頭與管之間采用機(jī)油作為潤滑劑，模擬時接觸界面的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.2。

2 結(jié)果與討論

2.1 管壁螺紋槽漸進(jìn)成形的基本變形

圖3為3種不同深度管壁螺紋槽漸進(jìn)成形的試驗(yàn)與模擬結(jié)果?？梢钥闯?，螺紋槽分布均勻、清晰。圖3（b）的模擬結(jié)果中，管壁的等效塑性應(yīng)變呈現(xiàn)了局部集中現(xiàn)象，且槽深h為1mm和1.5mm時尤為明顯。其原因?yàn)椋?（1）成形過程中工具頭連續(xù)加載造成材料流動不同步； （2）管壁各位置的變形順序差異導(dǎo)致不協(xié)調(diào)；（3）工具頭卸載后管壁的瞬時回彈量不一致。隨著槽深增大，應(yīng)變集中現(xiàn)象加劇。

圖3 不同深度的螺紋槽成形結(jié)果Fig.3 Results of incremental tube wall grooving with various denting depths

測量試樣中間8個槽的間距所得平均值如圖4所示。可見槽間距與設(shè)計值偏差很小 （均<6%），且分布較均勻。

圖4 試驗(yàn)所得螺紋槽的平均間距及其誤差Fig.4 Average spacings and errors for thread grooves with different depths by experiment

圖5為相鄰螺紋槽間距Δl= 40mm，槽深度h= 3mm的壁厚分布模擬結(jié)果?？梢钥闯?，螺紋槽底部出現(xiàn)了增厚，而與管壁連接處的過渡區(qū)域則出現(xiàn)減薄。這種壁厚變化現(xiàn)象不同于沖壓的脹形等，但可用圖6所示[9]的管橫截面Glock鉸鏈模型解釋。在槽中間的BAB'區(qū)域，當(dāng)工具頭由A下壓至A'時，弧長縮短，因此材料主要受壓且向中心聚集，A'處槽底部材料堆積造成管壁增厚；在A'A''之間，隨著弧BA''和A''B'變長，拉應(yīng)力開始占主導(dǎo)地位，槽底部壁厚開始減小。因此，當(dāng)槽深h≤2.5mm時，管壁局部增厚隨著槽深而增大，而后逐漸減小。局部最大減薄量隨槽深度增加而增大，如圖7所示。而在槽與管壁連接的過渡區(qū)域，由于一直為拉應(yīng)力，因此管壁減薄。

圖5 螺紋管局部厚度分布云圖（h=3mm）Fig.5 Contour of thickness for thread groove (h=3mm)

圖6 Glock鉸鏈模型[9]Fig.6 Glock’s hinge model[9]

圖7 模擬得到的螺紋管壁厚與槽深度h的關(guān)系Fig.7 Relationship between wall thickness and thread groove depth h by simulation

2.2 回彈的影響因素

2.2.1 槽深度與單次進(jìn)給量

圖8為一次進(jìn)給和槽深h= 1.5mm時單次進(jìn)給（0.25mm、0.5mm、0.75mm和1.5mm）時的回彈量對比。在每道次加載或成形結(jié)束后，卸載工具頭并待管壁完全彈性回復(fù)后再次加載或測量h進(jìn)行計算?？芍?，一次成形時，槽越深，回彈量越大。模擬比試驗(yàn)結(jié)果偏低的原因可能是材料模型中楊氏模量略小，前者彈性變形及回復(fù)占比較少。但二者的平均誤差約為9.73%，精度較高。而多道次成形時，單次進(jìn)給量越小，回彈越少。如進(jìn)給量為0.25mm比1.5mm時的回彈量減少約40.2%。原因有兩點(diǎn)： （1）當(dāng)進(jìn)給量較小時，管壁局部變形較小，參與回彈的材料少； （2）多道次加載過程中，后續(xù)加載會使已回彈的一部分重新進(jìn)入塑性狀態(tài)，減小了彈性變形所占比例。

圖8 螺紋槽深度和單次進(jìn)給量對回彈的影響Fig.8 Influences of groove depths and single step size on springback

2.2.2 槽間距

圖9和10為槽深h=1.5mm時，4種不同相鄰槽間距Δl（10mm、20mm、40mm和50mm）的螺紋管成形的模擬結(jié)果。隨著Δl增大，最大塑性應(yīng)變逐漸減小，而回彈量逐漸增大。這是由于Δl變大，臨近區(qū)域不參與變形的材料增多，對已變形部分存在一定牽制作用，促進(jìn)了凹槽的回彈。如果間距較小，在成形相鄰槽時，槽之間已變形材料占比增大，有的甚至經(jīng)歷了兩次塑性變形 （圖10中Δl=10mm），同時凹槽導(dǎo)致管壁局部剛度增加，對臨近材料的回彈也有抑制作用，故回彈減小。如與Δl=50mm相比，Δl=10mm的回彈量減小了約38.5%。此外，由圖11可知，隨著Δl增大，成形所需合力減小，但總體差別不大。

圖9 不同間距的等效塑性應(yīng)變云圖（h=1.5mm）Fig.9 Contours of equivalent plastic strain for thread tubes (h=1.5mm)

圖10 模擬得到的螺紋槽相鄰間距對回彈量和最大塑性應(yīng)變的影響Fig.10 Influences of adjacent groove spacings on springback and the maximum plastic strain by simulation

圖11 不同間距螺紋槽成形所需各方向分力及合力對比（h=1.5mm）Fig.11 Comparison of components and resultants of forces for forming thread grooves with different spacings (h=1.5mm)

3 結(jié)論

以外徑38mm、壁厚1mm的Al6061管為對象，利用試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了管壁螺紋槽漸進(jìn)成形的變形特征。主要結(jié)論如下。

（1）試驗(yàn)所得不同深度的螺紋槽輪廓清晰、分布均勻，槽間距與設(shè)計值誤差小于6%，說明該漸進(jìn)成形工藝可實(shí)現(xiàn)薄壁螺紋管的小批量加工，柔性高、質(zhì)量好、成本低。

（2）隨著槽深度增加，管壁減薄加?。坏菁y槽內(nèi)壁厚分布與普通脹形不同，由于變形的“鉸鏈”效應(yīng)，底部可能出現(xiàn)增厚。

（3）減小工具頭的單次進(jìn)給量可有效地控制管壁回彈，如單次進(jìn)給量為0.25mm比1.5mm時的回彈量減少約40.2%；同時較小的槽間距Δl使得局部剛度提高、材料反復(fù)變形，也可抑制回彈，如Δl=10mm比Δl=50mm管壁的回彈量減小約38.5%。