雙金屬復合管充液壓形成形研究

林才淵，趙倩，初冠南

（哈爾濱工業(yè)大學（威海），山東 威海 264200）

雙金屬復合管可充分利用兩種材料的性能，如銅/鋼復合、鋼/鋁復合、鋁/鎂復合等，被廣泛應用于航空、航天、電子等工業(yè)領域。目前，復合管的制備技術很多，其中大部分都是利用局部或整體塑性成形來進行復合的，能夠制得雙金屬管材在非工作狀態(tài)下呈緊密配合狀態(tài)。根據(jù)現(xiàn)有研究情況可知，對于雙金屬復合管后續(xù)的加工成形研究還比較少，尤其是成形變截面中空管材類結構件。隨著綠色制造和輕量化技術的發(fā)展，同時具有高強度和輕質量這類雙層管結構件的需求量將日益增長[1—3]。

S. M. H. Seyedkashi[4]通過理論推導，得出了雙層管液壓內(nèi)高壓脹形破裂前的最大內(nèi)壓和避免起皺的最小內(nèi)壓的理論計算公式。孫顯俊[5]等人利用有限元模擬，研究內(nèi)壓和摩擦對Fe/Al雙金屬復合三通管內(nèi)高壓脹形過程中減薄率的影響，并根據(jù)模擬進行了相應的試驗?？椎眉t[6]等人采用氣壓脹形-冷縮結合工藝，獲得正六邊形截面 Mg/Al雙金屬復合異型管工藝。上述兩種工藝均存在難以克服的缺點，如液壓脹形所需成形壓強大、成形極限小，氣壓脹形需要高溫、成本大等。此外，Mohebbi[7]等人對旋壓成形銅/鋁復合管結構進行了理論模擬與試驗驗證，其工藝簡單、成形效率高，但仍需要加熱，因此，如何低成本、高效成形雙金屬復合管中空結構件迫在眉睫。為此，初等人[8—11]提出了充液壓形方法，并將其應用在了高強鋼和鎂鋁合金成形上。充液壓形相較于傳統(tǒng)氣液脹形成形最大的優(yōu)點在于其所需的內(nèi)壓更低，約為后者的5%～15%，所需合模力約為后者的50%，所需設備的噸位也大大減小。另外，由于在前者成形過程中，其內(nèi)壓很小，不會出現(xiàn)管材脹形，所以其壁厚均勻性更好。鑒于以上優(yōu)點，文中采用充液壓形技術成形Fe/Al雙金屬復合管，同時探討其成形規(guī)律。

該技術在實際應用中由于是在彎矩作用下成形，極易發(fā)生回彈現(xiàn)象，進而導致內(nèi)外管層間隙的出現(xiàn)，極大限制了后者的推廣?？紤]到內(nèi)壓是成形的關鍵參數(shù)之一，直接決定結果的成敗，但前述研究均未探討內(nèi)壓與成形件管層間隙的規(guī)律。此外，成形件壁厚均勻性也是決定該技術能否應用的標準之一。

1 充液壓形技術思想

充液壓形的技術原理見圖1。首先，管坯通過預成形壓成橢圓截面，并在內(nèi)部施加一支撐內(nèi)壓，然后模具持續(xù)合模，在整個過程中，管坯在彎矩作用下逐漸貼模，見圖 1a。模具合模一定程度后，管材與模具完全貼模，見圖1b。

圖1 充液壓形原理Fig.1 Hydroforming principle

2 復合管成形數(shù)值模擬

2.1 研究方案制定

Fe/Al雙金屬復合管內(nèi)層采用6063鋁合金，外層采用DP600高強鋼，兩管材力學性能參數(shù)見表1。復合管初始管長50 mm，內(nèi)層管壁厚為1.2 mm，直徑為50 mm，外層管壁厚為1 mm，直徑為54 mm，兩者單邊間隙2 mm。雙層金屬復合管液壓成形過程分為內(nèi)外層管脹接以及復合管成形2個階段。內(nèi)外層管脹接是指對內(nèi)層管施加液壓力，利用內(nèi)外層管材料發(fā)生不同程度的變形，使外層管與內(nèi)層管實現(xiàn)脹接，而為了保證雙層管緊密結合，初始脹形內(nèi)壓需滿足式(1)。同時，為了保證充液壓形階段管材直壁處不起皺的內(nèi)壓條件，見式(2)[12]，計算可得成形內(nèi)壓遠大于脹形所需內(nèi)壓，進而保證初始脹形后內(nèi)外管已經(jīng)緊密貼合。根據(jù)上述實驗思想，設計相應模擬方案。

式中：σs為準靜態(tài)成形下的流動應力；t為管材壁厚；r為圓角半徑；L為直壁長度；p1為管材脹形初始內(nèi)壓；p2為保證管材直壁不起皺最小內(nèi)壓。

表1 雙金屬復合管材料力學性能Tab.1 Mechanical properties of bimetal composite tubes

模擬模具所用形狀見圖1，l1=35 mm，l2=53.7 mm，圓角半徑R=4.5 mm。Yang等研究了內(nèi)壓加載方式對鋁合金成形性能的影響[13]，提出恒壓加載成形壁厚分布最均勻，且該加載方式更適用于實際情況。故本研究設計了8組恒壓條件下不同壓力值加載曲線，見圖2，同時考慮了內(nèi)壓為0時的加載條件。

圖2 加載曲線Fig.2 Loading paths

2.2 模擬結果分析

不同壓力下模擬得到的成形件回彈后結果見圖3。內(nèi)壓為 0時，側壁失穩(wěn)起皺且內(nèi)層管和外層管間隙很大。當內(nèi)壓為5 MPa及以上時，兩管側壁無起皺現(xiàn)象，但兩者之間仍存有間隙，且隨著內(nèi)壓的增大，間隙逐漸減小。經(jīng)過測量，可以獲得內(nèi)外層管之間的間隙隨著內(nèi)壓變化的精確值。不同成形內(nèi)壓回彈后雙層管的形狀及等效應力見圖4。可見隨著內(nèi)壓的增大，內(nèi)外層管材的間隙逐漸變小。

由于脹形階段，內(nèi)壓已經(jīng)使內(nèi)管與外管緊密貼合，因此間隙出現(xiàn)的直接原因為管材的回彈，且顯然可見，內(nèi)壓大小決定著間隙的大小。根據(jù)充液壓形的成形原理可知，彎矩是變形的驅動力，這是該技術和內(nèi)高壓成形的根本區(qū)別，因此成形中回彈是不可避免的。下面對這一成形規(guī)律進行詳細分析。

圖3 不同內(nèi)壓下雙層管回彈模擬結果Fig.3 Simulation results of double tube springback under different internal pressure

圖4 回彈后管層間隙量Fig.4 Tube gap after springback

3 成形規(guī)律分析

為了能更好分析內(nèi)外層管在不同內(nèi)壓條件下的回彈情況，提取模擬結果中兩者的輪廓形狀，并繪制成二維圖，見圖5，測量其回彈前后的尺寸，即可得回彈量。

考慮到結果中，兩管直壁處間隙較大，故在本研究中僅選取直壁處的回彈進行力學分析。內(nèi)壓對回彈的影響見圖6。外層管和內(nèi)層管的回彈規(guī)律存在較大差異。

隨著內(nèi)壓的增大，外層管的回彈方向發(fā)生了變化。當內(nèi)壓小于9 MPa時，回彈后的外層管寬度變大，且回彈量隨著內(nèi)壓的增加，呈先增大后減小的趨勢，當內(nèi)壓為 7 MPa時，回彈量達到最大；當內(nèi)壓大于9 MPa時，回彈后的外層管寬度減小，且回彈量隨著內(nèi)壓的增加而增大，并逐漸趨向穩(wěn)定。內(nèi)層管的回彈方向未發(fā)生變化。其回彈量隨著內(nèi)壓的增大，先減小后增大，當內(nèi)壓為5 MPa時，其回彈量達到最小值。結合內(nèi)外層管回彈規(guī)律，可以看出兩管之間的間隙主要由內(nèi)外層之間的回彈量差值決定。隨著內(nèi)壓的增大，復合管之間的間隙總體趨勢逐漸減小。

圖5 內(nèi)外層管回彈二維Fig.5 Two dimensional drawing of inner and outer tube springback

圖6 內(nèi)壓對回彈的影響Fig.6 Influence of internal pressure on springback

圖7 受力分析Fig.7 Force analysis diagram

3.1 成形力學分析

取成形過程中的任意時刻進行分析，截面形狀可認為是由已貼模的直線段和未貼模的圓角部分組成。相比于彎曲產(chǎn)生的應力，較小支撐內(nèi)壓所產(chǎn)生的摩擦應力可忽略，因此本研究忽略了摩擦的影響，并考慮到結構的對稱性，取1/4進行受力分析。直線段OAA、OBB和圓弧AB的受力見圖7，同時受壓力和彎矩的作用。這是充液壓形和氣液脹形成形的根本區(qū)別。由于圓弧AB不是簡單的幾何形狀，再加上成形過程中材料的非線性強化，力F、T和彎矩M難以給出解析解，因此本研究通過Abaqus有限元軟件分析成形過程中內(nèi)壓對應力和彎矩的影響情況。所用單元類型為SR4，網(wǎng)格大小1 mm×1 mm。

通過圖6發(fā)現(xiàn)，在7 MPa時，外管回彈量達到最大，在11 MPa時，外管的回彈方向發(fā)生改變，因此下面將通過模擬結果簡要分析一下在這兩個不同內(nèi)壓下，管材的受力情況及其對回彈的影響?？紤]到回彈是由于彎矩導致的，而彎矩是通過管材環(huán)向應力沿橫截面的分布積分所得，故需要分析后者在不同內(nèi)壓及壓下量的具體情況。同時，為使結果對比明顯，選取直壁處回彈量最大處橫截面上的環(huán)向應力進行分析。

當內(nèi)壓為7 MPa時，內(nèi)外管的直壁處環(huán)向應力各自的分布情況見圖8。內(nèi)壓對環(huán)向應力分布影響見圖6。對于p=7 MPa的條件，當壓下量Δh為4 mm時，即上模位移量為4 mm時，外管直壁處外側環(huán)向應力達到?250 MPa，而內(nèi)側環(huán)向應力達到363 MPa，兩者應力差達到 613 MPa，而這也是彎矩產(chǎn)生的主要原因。出于計算方便的考慮，假設內(nèi)外層管材應力分布呈線性分布，同時假設壁厚為1 mm，可得到此時彎矩大小為?53 N·mm。對于內(nèi)層管直壁處，當上模位移量為4 mm時，其外側環(huán)向應力達到24 MPa，而內(nèi)側環(huán)向應力達到4 MPa，兩者應力差為20 MPa，求得彎矩為1.7 N·mm，相較于外管，內(nèi)管的彎矩很小。當壓下量達到 11 mm時，即成形結束，根據(jù)上述的計算方法，可以得到外管的彎矩大小為?50 N·mm，則其回彈方向為負，外管的彎矩大小為2.5 N·mm，回彈方向為正。根據(jù)上述計算，解釋了當內(nèi)壓為 7 MPa時，內(nèi)外層管的回彈方向相反。

圖8 7 MPa內(nèi)外管受力情況Fig.8 Force condition of 7 MPa tube inside and outside

同理，對p=11 MPa時進行理論分析，內(nèi)外管受力情況見圖9。當壓下量Δh為4 mm時，外管直壁處彎矩大小為48 N·mm，內(nèi)管直壁處彎矩大小為22 N·mm。當壓下量Δh為11 mm時，外管彎矩大小為25 N·mm，內(nèi)管彎矩大小為0.33 N·mm。同理，解釋了當內(nèi)壓為11 MPa時，內(nèi)外管的回彈方向相同。同時，內(nèi)壓為11 MPa時，內(nèi)外管直壁處彎矩均小于當內(nèi)壓為7 MPa時，因而后續(xù)的回彈也相應的減小。

3.2 內(nèi)壓對壁厚分布的影響

壁厚均勻性也是對成形件的精度要求之一。外管DP600和內(nèi)管6063成形后的壁厚分布以及整個復合管壁厚分布見圖10，測量按照圖10中箭頭從下往上測量，即從A到B順序。從圖10b可知，由于壓強大于內(nèi)管6063的屈服壓強，內(nèi)管發(fā)生整體塑性脹形，根據(jù)體積不變原則，可以計算出脹形后內(nèi)管壁厚為1.71 mm。同時可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)壓對內(nèi)外管的壁厚分布影響還是非常有限的。不僅僅內(nèi)外管的壁厚分布規(guī)律相似，復合管整體的壁厚分布規(guī)律同前兩者也是相同的。這可見脹形后的6063內(nèi)管和外管之間的接觸非常緊密，變形同步性比較高。

圖9 11 MPa內(nèi)外管受力情況Fig.9 Force condition of 11 MPa tube inside and outside

在沿環(huán)向壁厚測量中，可見上下兩個圓角處壁厚和直壁處壁厚分布差異較大，這主要是由于摩擦影響。模具的運動方式?jīng)Q定了在該實驗中，摩擦力作用方向是與運動方向相反的，因而摩擦力對管材的作用力方向向下。故下圓角A處，等效應力較大，容易達到屈服狀態(tài)，所以材料更容易屈服，材料更容易流動，這也就增加了壁厚的不均勻性，所以材料在下圓角處堆積明顯。同時內(nèi)外管的上下直壁處，壁厚減薄較為嚴重。其主要原因，由于需要將管材放于模具內(nèi)，預成形壓扁導致其在上下直壁位置處發(fā)生彎曲，從而是該處壁厚發(fā)生減薄。

從上述分析可見，內(nèi)壓對成形件的壁厚分布影響并不明顯，同時成形件的壁厚均勻性也較為一致，相較于其他成形方式更適合于實際應用。

圖10 復合管壁厚分布Fig.10 Wall thickness distribution of composite pipe

4 實驗結果

根據(jù)模擬計算結果可知，實際成形過程中可以通過改變內(nèi)壓大小來控制Fe/Al雙金屬復合管的成形質量，內(nèi)壓力越大其成形效果越好。

同模擬制定方案相同，實驗管材內(nèi)管為6063鋁合金，外管為 DP600高強鋼，處于密封考慮，內(nèi)管兩端長度相較于外管長。為了將管材放入模具中，先將管材進行預處理，即將其壓成橢圓，隨后立即進行熱處理退火，消除殘余應力對后續(xù)實驗的影響。不同內(nèi)壓下實驗結果見圖 11，隨著內(nèi)壓的增大，內(nèi)外層管之間的間隙逐漸減小，這與模擬結果的趨勢是相一致的。

圖11 不同內(nèi)壓下實驗結果Fig.11 Experimental results under different internal pressure

5 結論

1)相較于氣液脹形，充液壓形由于彎曲作用力的引進，使其成形所需的內(nèi)壓更小，因而更適用于雙金屬復合管，且所需壓力僅為17 MPa。

2)雙層金屬復合管充液壓形的主要缺陷形式為回彈導致的內(nèi)外層管接合不緊密。彎矩是導致回彈發(fā)生的主要原因，增大內(nèi)壓可減小間隙缺陷。在本研究中，當內(nèi)壓小于2 MPa時，容易因為內(nèi)壓過小而導致內(nèi)外管發(fā)生彎曲起皺；而隨著內(nèi)壓的增加，則可以很好地減小甚至消除內(nèi)外管間隙。

3)對于Fe/Al雙金屬復合管而言，兩者回彈形式存在較大差異。DP600外層管，隨著內(nèi)壓的增大，回彈方向會發(fā)生變化，且回彈整體趨勢隨著內(nèi)壓的增大而趨于穩(wěn)定值；6063內(nèi)層管，隨著內(nèi)壓的增大，其回彈方向不會發(fā)生改變，回彈量會隨著內(nèi)壓的增大先減小后增大，并同外層管類似，回彈量趨于穩(wěn)定值。雖然回彈是導致間隙存在的主要原因，但對于 Fe/Al雙金屬復合管材而言，內(nèi)壓的增加可以減小間隙，形狀誤差小于0.0316 mm，在實際生產(chǎn)實踐中基本可以滿足精度要求，可以忽略不計。

4)相較于內(nèi)高壓成形，充液壓形成形雙金屬復合管還具有成形件壁厚分布均勻的優(yōu)點。其壁厚相差最大僅為0.06 mm，已滿足實際應用需求。

5)通過上述的實驗與理論分析，基本掌握了Fe/Al雙金屬復合管充液壓形的成形規(guī)律，并通過實驗進一步地驗證本規(guī)律的可行性。與傳統(tǒng)雙金屬復合管成形方式相比，充液壓形成形該類材料中空零件時，成形所需內(nèi)壓小，成形精度大，加工效率高，非常適合在實際生產(chǎn)中應用并推廣，而這也是本研究中最為重要的成果之一。

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