孫昌迎，劉建偉，李玉寒

(桂林電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院，廣西桂林 541004)

0 前言

雙金屬薄壁管是由兩種不同材料的金屬管組成，其結(jié)合了金屬內(nèi)外管材的綜合特性，在滿足管材耐腐蝕要求的同時又保證了管材的剛度強度，在工業(yè)、醫(yī)療、食品等領(lǐng)域的輸送用管、換熱器用管和器械用管等方面具有廣闊的應(yīng)用前景[1-2]。目前雙金屬薄壁管成形技術(shù)主要有熱擠壓法、液壓脹形法、爆炸焊接法、復(fù)合板焊接法、粉末冶金法、離心鑄造法、噴射成型法、堆焊法等方法[3]。

因液壓脹形法具有結(jié)構(gòu)輕量化、強度與剛度高、受力均勻、管內(nèi)壁無擦傷破壞等優(yōu)點[4]，近年來受到了國內(nèi)外學(xué)者的高度關(guān)注。戴震宇、楊晨[5]設(shè)計了一套可軸向補料的微型管件液壓成形裝置，發(fā)現(xiàn)軸向補料能顯著提高微型管件的脹破壓力，并能夠顯著提高微型管件的成形能力。GE等[6]提出了一種基于差分進(jìn)化的多目標(biāo)優(yōu)化方法，以獲得內(nèi)壓與軸向補料過程的最佳配合。何建春等[7]運用ABAQUS顯式算法模擬了解到軸向位移變量和內(nèi)壓變量對成形支管的高度、最大和最小壁厚的影響，并分析壁厚分布情況與探究支管補料原理，發(fā)現(xiàn)移動軸向擠壓沖頭的補料原理是將兩端的管料推擠送進(jìn)到支管根部實現(xiàn)補料過程。WANG等[8]以5A02鋁合金管為試件，在不同內(nèi)壓、相同軸向進(jìn)給量下，研究了管坯有益皺褶、死皺、內(nèi)高壓的關(guān)系。FENG等[9]利用Dynaform模擬了不同加載路徑下X形管的成形性能，反映了軸向進(jìn)給量、內(nèi)壓、后向位移之間的關(guān)系，并用正交試驗法選擇最佳加載路徑來分析最小壁厚、最大壁厚、支管高度、支管與沖頭接觸面積之間的相互關(guān)系。JIANG等[10]研究了內(nèi)壓、軸向進(jìn)給和進(jìn)給加載路徑對波紋管壁厚的變化和適配性的影響。FENG等[11]利用UG建立了T形管內(nèi)高壓成形的幾何模型，利用Dynaform軟件對T形管在不同加載路徑下的成形性能進(jìn)行了仿真，得到了成形性能參數(shù)的仿真值，分析了各參數(shù)對管材成形性能的影響。CUI等[12-13]基于T形管液壓脹形技術(shù)，以鎳基高溫合金為研究對象，探究了成形工藝參數(shù)(內(nèi)壓、軸向進(jìn)給、徑向沖頭位移和成形道次)對成形性能(壁厚變化、應(yīng)力應(yīng)變分布和材料塑性流動)的影響，研究表明：在合理的加載路徑下，采用四步成形的工藝能夠制備出具有較佳成形質(zhì)量的多通管零件。MORISHIMA、MANABE[14]基于T形管液壓脹形技術(shù)，采用數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合的方法，探究了成形工藝參數(shù)及模具溫度分布對鎂合金T形管成形件壁厚分布的影響，并對加載路徑及模具溫度場進(jìn)行優(yōu)化，結(jié)果表明：在合理的加載路徑下，模具溫度分布為非均勻時，T形管零件具有較佳的成形性能。HWANG、WU[15]利用Dynaform對復(fù)合成形過程中管材的塑性變形規(guī)律進(jìn)行分析，確定了能夠產(chǎn)生均勻厚度分布、較低內(nèi)壓和較小夾緊力的優(yōu)化加載路徑。劉建偉等[16-17]提出沖擊液壓脹形法，并對管材的動態(tài)力學(xué)行為及成形規(guī)律等進(jìn)行了分析。

從國內(nèi)外研究現(xiàn)狀不難發(fā)現(xiàn)，加載路徑對管材的成形質(zhì)量具有較顯著的影響。為了進(jìn)一步研究沖擊液壓載荷作用下軸向補料對雙金屬薄壁管的成形規(guī)律，提高管坯填充性與成形質(zhì)量，本文作者在液壓預(yù)成形與沖擊液壓成形相結(jié)合的基礎(chǔ)上，通過改變液壓預(yù)成形的加載路徑完成雙金屬薄壁管成形。

1 成形原理

雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形技術(shù)是利用沖擊液壓載荷完成雙金屬管坯成形的一種方法，其成形原理如圖1所示：(a)安裝與定位：將雙金屬管定位于盛滿液體的箱體中；(b)液壓預(yù)成形：向連通管施加液壓力于內(nèi)管型腔中，使內(nèi)管發(fā)生塑性變形貼合外管，完成液壓預(yù)成形；(c)徑向沖擊液壓成形：啟動壓力機使上下模具勻速相向運動，通過徑向壓縮外管使雙金屬管沖壓變形，同時內(nèi)管因體積的壓縮自發(fā)產(chǎn)生內(nèi)壓力而發(fā)生沖擊液壓脹形；(d)成形結(jié)束：上下模具在壓力機的作用下合模，完成一次雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形。

圖1 雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形原理Fig.1 Schematic diagram of double thin-walled tube impact hydraulic bulging：(a)before forming；(b) hydraulic pre-forming；(c)radial impact hydraulic forming；(d)forming end

2 軸向補料方案設(shè)計

為了獲取成形效果更好的雙金屬復(fù)合管，本文作者結(jié)合液壓預(yù)成形與沖擊液壓成形[18]的方式進(jìn)行成形。其成形方案如圖2所示，雙金屬薄壁管原始幾何參數(shù)如表1所示，雙金屬薄壁管尺寸示意如圖3所示。

表1 雙金屬薄壁管原始幾何參數(shù)Tab.1 Original geometric parameters of double thin-walled tubes

圖2 軸向補料方案設(shè)計Fig.2 Scheme design of axial feeding

圖3 雙金屬薄壁管尺寸示意Fig.3 Dimension of double thin-walled tubes：(a)formed tube；(b)original tube；(c)formed tube section A；(d)formed tube section B

3 軸向補料距離對管材成形性的影響

通過13組實驗對雙金屬薄壁管進(jìn)行沖擊液壓脹形模擬，各組預(yù)成形階段的軸向補料距離參數(shù)x分別為0、1、2、3、4、5、6、7、8、9、10、11、12 mm，其沖擊液壓成形模擬效果如圖4所示。

因管材成形過程中最容易失效處為棱線處，故選取雙金屬薄壁管的內(nèi)外管棱線為分析對象，依次選取不同軸向補料距離參數(shù)x下的內(nèi)管節(jié)點壁厚t進(jìn)行分析。

內(nèi)管棱線節(jié)點位置以及不同補料距離下的壁厚分布狀況如圖5所示。當(dāng)軸向補料0 mm到軸向補料11 mm，隨著軸向補料距離增加，整體壁厚增加；當(dāng)軸向補料9 mm到軸向補料11 mm出現(xiàn)極大值。出現(xiàn)這種現(xiàn)象是由于預(yù)成形階段的內(nèi)管兩端材料隨補料量的增加而堆積，補料量在9 mm后，該極值區(qū)域出現(xiàn)起皺現(xiàn)象，且在軸向補料11 mm以后，由于預(yù)成形階段的補料過多，使兩端管材起皺嚴(yán)重，隨沖壓作用，該區(qū)域容易出現(xiàn)飛邊現(xiàn)象；當(dāng)內(nèi)管軸向補料8 mm時，棱線處的節(jié)點壁厚分布均勻，沒有明顯增大或減少區(qū)域，該補料距離為內(nèi)管成形最佳值。

圖5 內(nèi)管棱線的節(jié)點壁厚分布Fig.5 Wall thickness distribution of inner tube edge line

外管棱線節(jié)點位置以及不同補料距離下的壁厚分布如圖6所示。由于外管屬于自然脹形，金屬材料的流動性僅受內(nèi)管與模具的影響，因此，成形后的外管棱線整體壁厚較成形前減??；當(dāng)內(nèi)管軸向補料9 mm后，外管受內(nèi)管影響并在內(nèi)管的起皺區(qū)域處出現(xiàn)明顯凸起現(xiàn)象，隨著合模沖壓，該區(qū)域的外管同內(nèi)管出現(xiàn)飛邊減薄現(xiàn)象，因此，當(dāng)內(nèi)管軸向補料9 mm后，外管極小值區(qū)域(凸起區(qū)域)的壁厚逐漸減??；當(dāng)內(nèi)管在軸向補料0～8 mm時，外管屬于自由脹形并受內(nèi)管摩擦力的影響，使外管在成形區(qū)域的壁厚值增加，但內(nèi)外管在補料區(qū)域未出現(xiàn)明顯起皺凸起現(xiàn)象，成形后該區(qū)域的外管未出現(xiàn)飛邊減薄現(xiàn)象，因此，外管的極小壁厚值逐漸增加；當(dāng)內(nèi)管軸向補料8mm時，外管的極小值最大，且整體壁厚值變化最小，所以，該補料距離為外管成形最佳值。

圖6 外管棱線的節(jié)點壁厚分布Fig.6 Wall thickness distribution of outer tube edge line

4 軸向補料距離對管材脹形高度的影響

管材脹形高度采用對角線長度Lb(平行于動模運動方向的管材對角線長度)與對角線長度La(垂直于動模運動方向的管材對角線長度)來表示，如圖3(c)所示。雙金屬薄壁管成形后的中截面脹形高度如圖7所示。

圖7 管材中截面的對角線長度Fig.7 Diagonal length of middle section of tubes

從圖7不難發(fā)現(xiàn)，內(nèi)管軸向補料距離越大，成形后的復(fù)合管中截面對角線越大，填充性越好。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是管端補料對管材成形的填充性起到促進(jìn)作用。垂直于動模運動方向的對角線長度La值大于平行于動模運動方向的管材對角線長度Lb值，即所得管材的中截面不是真正的正方形。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于上下動模對雙金屬薄壁管進(jìn)行沖擊液壓脹形時，隨著模具的閉合，模具與管材之間會產(chǎn)生摩擦力，而摩擦力的大小與方向影響了金屬材料的流動性，從而導(dǎo)致沖擊液壓成形后所得復(fù)合管的中截面并非方形管。雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形過程中受力分析如圖8所示。

圖8 管材沖擊液壓脹形過程受力分析Fig.8 Force analysis of tubes during impact hydraulic bulging

(1)

式中：F1、Ff、FN分別表示為合模力、摩擦力、支撐力；Fx、Fy分別表示模具在x、y方向的分力。

同理，管材脹形過程中的受力分析為

(2)

Ff=μFN

(3)

由于管材與模具接觸點B處在x方向僅受到摩擦力作用，引起AB區(qū)域材料向BC區(qū)域流動，雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形后的理想模型與實際模型對比如圖9所示。

圖9 雙金屬薄壁管沖擊液壓成形后的理想(a)與實 際模型(b)對比Fig.9 Comparison of ideal(a)and actual(b)models of double thin-walled tubes after liquid impact forming

在方形模具的沖壓下，隨著金屬材料由AB向BC流動，復(fù)合管圓角半徑Ra增大，因此，對角線長度La增大；由于模具與金屬材料流動方向是對稱的，所以，沖擊液壓脹形后所得復(fù)合管的4條邊長相等，因此可知雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形后所得復(fù)合管是邊長相等、圓角不等的菱形管。

5 總結(jié)

沖擊液壓脹形技術(shù)作為在液壓脹形與沖壓成形基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種復(fù)合成形技術(shù)，具有受力均勻、結(jié)構(gòu)輕量化、剛度強度高、成形效率高、工藝簡單、成本低等優(yōu)點，具有很好的應(yīng)用前景。為了使雙金屬薄壁管成形效果更好，本文作者以液壓預(yù)成形與沖擊液壓成形兩道工序來完成雙金屬薄壁管的復(fù)合成形。以SS304不銹鋼外管與AA6010鋁合金內(nèi)管組成的雙金屬薄壁管為研究對象，通過有限元模擬改變液壓預(yù)成形階段的內(nèi)管軸向補料距離參數(shù)，來研究雙金屬薄壁管的成形性與填充性，并得到以下結(jié)論：

(1)預(yù)成形階段內(nèi)管的軸向補料距離對雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形的成形性能影響較大，最大預(yù)成形階段的內(nèi)管軸向補料距離為12 mm，該補料距離下，引起管材成形后飛邊破裂，且破裂地方為垂直于動模運動方向的棱線區(qū)域。

(2)預(yù)成形階段的內(nèi)管軸向補料距離為8 mm時，雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形后所得復(fù)合管的內(nèi)外管棱線(垂直于動模運動方向)區(qū)域的節(jié)點壁厚變化最小，成形效果最好。

(3)預(yù)成形階段的內(nèi)管軸向補料距離越大，雙金屬薄壁管沖擊液壓脹形后所得復(fù)合管中截面的對角線長度越大，填充效果越好。