Q235/AA5052復合凸環(huán)管顆粒介質脹形工藝研究

董國疆 陳孟杰 朱良金 杜 建 劉志雷

燕山大學車輛與能源學院，秦皇島，066004

0 引言

鋼/鋁復合管狀構件兼?zhèn)浔葎偠雀?、防腐耐蝕、高強價廉等綜合優(yōu)勢，現(xiàn)已成為石油化工、交通運輸?shù)榷喾N行業(yè)重要構件的選材[1]。鋁合金板殼材料的焊接性能較差，內(nèi)襯管材一般選用擠壓無縫鋁管，外覆鋼管可通過鋼板卷焊制備，并裝配成為復合管坯[2]。目前，復合管件成形工藝和理論研究主要集中在液壓脹形技術方面。ISLAM等[3]通過數(shù)值模擬證明了外黃銅內(nèi)純銅復合管件液壓脹形的可行性，并將單管和雙層管脹形過程進行了比較分析[4]；孫顯俊等[5]利用液壓脹形制備Fe/Al雙金屬復合正三通管件，證明合理控制內(nèi)壓和摩擦條件能夠影響管件壁厚分布狀態(tài)，提高成形質量；WANG等[6]研究了低碳鋼/不銹鋼雙層管脹形規(guī)律，并用仿真和試驗證明了軸向應力作用使管坯產(chǎn)生移動，使得最大減薄發(fā)生在外弧的中心點附近，而不是中心點；GUO等[7]基于內(nèi)壓、潤滑和軸向進給三個主要工藝參量，研究了316L不銹鋼/鋁雙層管液壓脹形，論述了外覆管對內(nèi)層管變形的抑制作用，復合脹形方式能夠提高內(nèi)管的成形性能。上述研究表明，復合管件液壓脹形工藝具有成形精度高、效率高、質量穩(wěn)定等優(yōu)勢，適用于形狀復雜、大批量的管件生產(chǎn)。但是，管件液壓脹形需要配備專用設備，不適用小批量復合管件加工，同時在大口徑薄壁管件脹形方面仍然存在一定的困難。

鋼鋁雙金屬管件是目前各行業(yè)應用需求最為廣泛的雙金屬管件，但復合管件中的鋁合金管材成形性能較差，在室溫條件下難以成形復雜形狀零件，限制了鋼鋁復合管的推廣和應用[8]。為此，諸多學者針對鋁合金的特性提出熱處理與冷成形相結合的工藝方案[9-10]，收效顯著。WANG等[11]的研究表明AA5052軋制板材經(jīng)過300 ℃處理4 h后，其抗拉強度降低了34.7%，延伸率提高至23%；DONG等[12]采用固溶水淬+沖壓成形+人工時效強化的方法得到AA6061擠壓管坯脹形的管件，固溶水淬后管材延伸率提高了2.58倍，屈服強度降低了40%～50%，人工時效強化后管材強度回復至原材料值；FAN等[13]對AA6A02板材進行沖壓工藝研究，結果表明沖壓前對板材進行固溶處理可使板材的成形性能顯著提高，沖壓后時效處理使成形工件具有較高的使用強度。鋁合金管件熱處理+室溫成形工藝能夠有效地提高管材的成形性能，而且能夠利用通用設備實現(xiàn)，工藝過程控制簡單，相比鋁合金管件熱成形工藝更加適應小批量的特殊復合管件加工。

結合復合管件脹形工藝的熱點問題，針對Q235/AA5052雙金屬凸環(huán)管件(AA5052擠壓管材為基管，外覆Q235焊接管)的技術要求，本文采用顆粒介質壓力成形工藝實現(xiàn)復合管機械脹接和成形，并針對AA5052擠壓管成形性能，以及復合管件變形協(xié)調作用等因素開展研究，以期為鋼鋁雙金屬管狀構件的設計開發(fā)與加工制備提供參考。

1 材料性能試驗研究

1.1 基管AA5052管坯性能

內(nèi)層基管為西南鋁業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，為提高其成形性能，裝配前需進行等溫退火處理。首先進行退火后管材單向拉伸試驗觀測其力學性能，初步確定最佳塑性成形狀態(tài)的退火溫度和保溫時間，并基于M-K模型推導其理論成形極限曲線(forming limit curve,FLC)，為復合管脹形工藝參數(shù)的確定提供參考依據(jù)。將切割好的試樣放置在SX-G16103箱式加熱爐中進行退火處理，退火溫度θA選定為380,400,420,440,460,480 ℃，保溫時間tA選定為35,60,90,235 min，水淬溫度保持在25 ℃左右。試樣經(jīng)退火處理后，在Inspekt-Table100型電子萬能試驗機上完成單向拉伸力學性能測試，設定應變速率γ為0.001 s-1(圖1)。

圖1 拉伸試樣和自制試驗卡具Fig.1 Tensile specimen and self-made text fixture

AA5052未經(jīng)熱處理(no annealing treatment，NAT)時，在室溫下屈服強度σs=270 MPa，抗拉強度σb=290 MPa，最大力總延伸率Agt=4.9%，管材強度高但塑性極低，難以滿足一般管件的脹形需求，極易產(chǎn)生破裂。經(jīng)退火處理后，管材強度顯著下降，而Agt明顯提高,材料性能參數(shù)表現(xiàn)出對退火溫度具有強烈的敏感性，如圖2所示。Agt隨退火條件的變化存在最大值，即θA=440 ℃且tA=60 min時，(Agt)max=19.8%，較未處理前提高了3倍，可滿足簡單管件的脹形需求；屈服強度和抗拉強度較未處理前分別下降了90%和75%，這大幅降低了管件脹形壓力，降低了對成形設備的要求；屈強比σs/σb也由原管材的0.931降低至0.383，材料的成形性和定形性均得到增強。

忽略應變速率的影響，退火處理后鋁合金管材常溫下可滿足Hollomon本構模型[14]，將不同退火工藝條件下的真實應力-應變數(shù)據(jù)進行線性回歸分析，確定本構方程參數(shù)如表1所示。表1中，K為強度系數(shù)(MPa)；n為應變硬化指數(shù)。

1.2 鋼鋁復合管坯制備

鋼鋁復合凸環(huán)管件為某化工設備主要承載管道連接件。本文工藝路線是:首先套裝管坯，然后脹壓成形，使基管和外覆管實現(xiàn)緊密壓配，并滿足外形尺寸公差與壁厚減薄率不大于25%等技術要求，如圖3所示?；懿捎梦髂箱X業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，該鋁合金具有良好的抗腐蝕性，比強度高；外覆管采用Q235鋼板(厚度1 mm)焊接而成，管內(nèi)徑以基管外徑公差尺寸設計為間隙配合，Q235鋼板具有一定的強度和韌性，成形性能好，廣泛應用于沖壓和焊接結構件中。Q235鋼帶經(jīng)滾剪下料后，在連續(xù)制管機上經(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。然后，將焊接鋼管與退火處理后的擠壓鋁管套裝在一起得到復合管坯。根據(jù)目標零件體積不變條件并考慮脹形減薄量，初步確定管坯長度H0=130 mm。

(a)不同退火溫度下的真實應力-應變曲線

(b)不同退火時間下的真實應力-應變曲線

(c)不同退火溫度下的強度和伸長率圖2 AA5052擠壓管不同退火條件下材料性能參數(shù)曲線Fig.2 Material performance parameters curves of AA5052 at different annealing treatment

θA(℃)tA(min)K(MPa)nR238060289.80.3650.98640060141.90.2040.98442060202.20.4190.98244060205.40.4300.98146060274.60.4780.98748060321.10.5050.99144035233.50.4430.98244060205.40.4300.98144090221.30.4350.982440235205.60.4270.984NAT396.70.0690.990

圖3 雙金屬凸環(huán)管件管坯與零件圖(mm)Fig.3 Tube blank and detail drawing of clad tube(mm)

Q235鋼板是常用的工程結構用鋼，對其力學性能的研究已相當成熟，本文不再對其材料性能參數(shù)進行測試，直接參考文獻[15]中應變速率為0.001 s-1的本構方程和材料性能參數(shù)繪制理論成形極限圖，并用于凸環(huán)管件脹形工藝仿真。

1.3 理論成形極限圖

M-K理論一般適用于韌性斷裂特征材料，但在鋁合金成形極限研究中也有廣泛的應用[16-18]。AA5052管材試樣經(jīng)退火處理后的單拉試驗顯示，塑性變形存在頸縮，斷口具有較為明顯的韌性斷裂特征，可采用M-K理論推導極限應變，M-K模型示意圖見圖4。根據(jù)M-K理論厚度不均度假說，存在初始厚度不均度f0，參照文獻[12]實測與理論推導相結合的方式標定。

圖4 M-K模型示意圖Fig.4 Schematic of M-K model

忽略材料彈性變形階段，假設初始狀態(tài)a區(qū)和b區(qū)應變均為0。下面進行由M-K理論推導FLC過程：

(1)

式中，ta0為a區(qū)材料的壁厚；tb0為b區(qū)材料的壁厚。

依據(jù)Hill 48屈服準則

(2)

及厚向異性系數(shù)公式r=H/F=H/G，式(2)可寫為

(3)

引入等效應力與第一主應力比

(4)

第一應力主軸方向力平衡條件

σ1ata=σ1btb

(5)

第三方向主應變

則

(6)

聯(lián)立式(4)～式(6)可得

(7)

在變形過程中，a區(qū)和b區(qū)的等效應變和第三主應變是不斷變化的，可將應變以增量的形式表達為

(8)

ε3a=ε3a+Δε3a

(9)

(10)

ε3b=ε3b+Δε3b

(11)

根據(jù)材料本構方程，聯(lián)立式(1)～式(11)得

(12)

運用Newton-Raphson迭代法，依據(jù)表2所示數(shù)據(jù)使用MATLAB編程求解并繪制AA5052和Q235的理論成形極限曲線，如圖5所示。

表2 成形極限曲線數(shù)據(jù)(θA=440 ℃且tA=60 min)Tab.2 Data of forming limit curve(θA=440 ℃ and tA=60 min)

圖5 不同退火溫度下復合管坯材料FLCFig.5 Theoretic FLC of clad tube at differentannealing temperatures

圖5顯示，Q235材料的成形性能優(yōu)于AA5052管材退火態(tài)的成形性能。AA5052在常溫下的塑性變形很差，不能用于凸環(huán)管件成形,退火后其成形性能顯著提高，在θA為380～420 ℃溫度區(qū)間內(nèi)，成形極限曲線隨退火溫度的升高而抬升，拉壓應變區(qū)的抬升效果更為明顯；而在θA為420～480 ℃溫度區(qū)間內(nèi)，隨著溫度升高，拉壓應變區(qū)的抬升效果逐漸緩慢并趨于穩(wěn)定。這表明隨溫度升高，材料塑性成形性能的提升效率減弱。結合AA5052擠壓管材經(jīng)θA=440 ℃且tA=60 min的退火處理后總延伸率最大(圖2c)的試驗情況，并考慮到退火溫度升高對工藝生產(chǎn)過程經(jīng)濟成本的影響，本文選定θA=440 ℃且tA=60 min為AA5052擠壓管材的成形試驗熱處理工藝參數(shù)。

2 復合管脹形工藝仿真

2.1 仿真模型建立

管件顆粒介質內(nèi)高壓脹形工藝仿真包含較大的膜變形和復雜的摩擦接觸關系，屬于高度非線性的準靜態(tài)(quasi-static)問題，商業(yè)軟件ABAQUS/Explicit顯式非線性動態(tài)分析模塊能夠有效解決此類問題。管件脹形的傳力介質固體顆粒屬于散粒體物質，其力學特征與固體、液體不同，可使用ABAQUS材料庫中擴展的Drucker-Prager線性模型準確描述，該模型能夠體現(xiàn)顆粒材料的壓硬性，適用于單調加載條件下的具有內(nèi)摩擦作用的散粒體物料仿真[19]。

用ABAQUS建立的管材脹形有限元模型由復合管(外覆管Q235，基管AA5052)、顆粒介質和模具組成。復合管與顆粒介質設定為變形體，模具設定為剛體。脹形過程中的接觸主要包含模具與復合管外壁、復合管層之間、復合管內(nèi)壁與顆粒介質、壓頭與顆粒介質四種接觸情況，接觸均屬于有限滑動范疇，選用ABAQUS/Explicit提供的接觸對算法計算。外覆管Q235與基管AA5052均采用2節(jié)點薄殼單元SAX1，厚度方向設定7個積分點，兩管層間接觸采用摩擦罰函數(shù)算法計算，摩擦因數(shù)根據(jù)仿真研討需要設定；管坯外壁與模具間摩擦因數(shù)設定為0.08。顆粒介質采用8節(jié)點線6面體縮減積分單元C3D8R，給定網(wǎng)格自適應設置。選用5號NMG(non-metallic granules)(粒徑為0.117～0.14 mm)[20]作為傳壓介質，洛氏硬度達到48～55HRC，外觀光潔圓整，屬于非黏性材料，材料參數(shù)設定見表3，其中，εV為體應變。依照實際尺寸建立軸對稱解析剛體模型。

表3 5號NMG仿真參數(shù)[20]

2.2 復合管成形過程分析

圖6 凸環(huán)復合管件自由脹形輪廓變化曲線Fig.6 Contour curves of convex clad tube withdifferent bulging diameters

給定外覆管與基管之間不同的接觸摩擦因數(shù)μ，仿真獲取管層間摩擦因數(shù)與管端相對收縮量的關系如圖7所示。圖7中曲線顯示，摩擦因數(shù)較小時(μ取值為0.08～0.14)，摩擦因數(shù)對管端相對收縮量的影響較大；隨著摩擦因數(shù)的增大，基管AA5052相對于外覆管Q235管端相對收縮量不斷減小。復合管內(nèi)外層相對獨立，管間摩擦因數(shù)較小，變形時管層間阻力小，易流動，同時顆粒介質對基管AA5052內(nèi)壁具有較強的摩擦作用，促進基管管端收縮。然而，當管間摩擦因數(shù)較大時(μ> 0.14)，管端相對收縮量小于0.1 mm，可滿足目標工件要求。

圖7 管層間摩擦因數(shù)與管端相對收縮量的關系曲線Fig.7 Curves of friction coefficient and relativedisplacement

分別使用橢圓函數(shù)和圓函數(shù)擬合復合管件自由脹形區(qū)輪廓曲線，如圖8所示。若采用橢圓函數(shù)擬合，在脹形初始階段(D<114 mm)誤差僅為4%；當脹形進一步發(fā)展時，擬合誤差逐漸增大，在D=142.2 mm時最大誤差達到10%。若使用圓函數(shù)擬合，脹形初始階段誤差也很小，隨脹形發(fā)展擬合誤差超過橢圓函數(shù)擬合誤差，D=142.2 mm時為15%。因此，橢圓函數(shù)更適用于自由脹形區(qū)變形輪廓的數(shù)學描述。

(a)自由脹形區(qū)橢圓函數(shù)擬合曲線

(b)自由脹形區(qū)圓函數(shù)擬合曲線圖8 凸環(huán)復合管自由脹形區(qū)外輪廓擬合曲線Fig.8 Fitting curves of convex clad tube with different functions

(a)不同摩擦因數(shù)下的壁厚曲線(D=142.2 mm)

(b)最大減薄率與平均壁厚的關系曲線圖9 管層間摩擦因數(shù)對管件自由脹形區(qū)壁厚分布的影響Fig.9 Effect of interlayer friction coefficient on wall-thickness with free bulging area

(2)管件脹形壁厚分布規(guī)律。脹形管件壁厚分布狀態(tài)是成形質量的重要檢驗指標之一。由于復合管脹形在內(nèi)外管壁之間存在摩擦作用，同時內(nèi)層基管推動外覆管兩者必須協(xié)調變形，因此，本文假設給定復合管層間不同的摩擦因數(shù)進行仿真，探求摩擦作用對壁厚分布的影響規(guī)律。圖9數(shù)據(jù)顯示，管層摩擦因數(shù)對外覆管Q235的脹形壁厚分布影響很小，不同摩擦因數(shù)對應的曲線基本重合，最大減薄率為19.3%，位于中間截面附近；管層間摩擦對基管厚度分布影響顯著，較小的管層摩擦因數(shù)使AA5052基管減薄情況得到改善；當μ>0.13時，摩擦因數(shù)對壁厚分布的影響減緩，厚度曲線基本一致。隨管層摩擦因數(shù)的增大，管件自由脹形區(qū)最大減薄率增大，并趨于定值；內(nèi)層基管自由變形區(qū)的平均壁厚隨管層摩擦因數(shù)的增大而減小。復合管間摩擦因數(shù)增大，管層間滑動阻力也相應增大，受結合面的約束作用，變形時內(nèi)外層坯料的相對流動受阻，必然導致基管最大減薄率增大。因此，在復合管脹形時，應采取合理的潤滑方式盡量減小管層間摩擦作用，從而提高管件脹形質量。

(3)復合管件成形極限分析。通過復合管成形仿真數(shù)據(jù)與本文計算的理論成形極限曲線對比發(fā)現(xiàn)，管層間摩擦因數(shù)對成形極限的影響顯著。仿真時給定管層間摩擦因數(shù)μ分別為0.17和0.08，并將得到的主應變值與理論FLC繪制成圖10和圖11，圖10和圖11中分別給出了基管和外覆管沿軸向母線質點的瞬時主應變數(shù)據(jù)曲線，以及FLC判定的集中性失穩(wěn)最危險質點的主應變歷程軌跡。圖10顯示，當管層間摩擦因數(shù)為0.17時，基管AA5052的中間截面點A68和下圓角區(qū)域在復合管脹形最大外徑D=133.4 mm時均臨近集中性失穩(wěn)；然而，此時外覆管Q235由于其成形窗口較大，均處于理論FLC判定的安全區(qū)。圖11顯示，當管層間摩擦因數(shù)為0.08時，依然是中間截面點主應變歷程軌跡首先進入危險區(qū)，仿真臨界脹形直徑為142.2 mm，此時外覆管中間截面點Q68也接近理論FLC，其他區(qū)域質點仍處于安全區(qū)。

(a)AA5052主應變曲線

(b)Q235主應變曲線圖10 管層間摩擦因數(shù)為0.17的管件脹形極限主應變曲線(D=133.4 mm)Fig.10 Principal strain curves of bulging limit with interlayer friction coefficient 0.17(D=133.4mm)

(a)AA5052主應變曲線

(b)Q235主應變曲線圖11 管層間摩擦因數(shù)為0.08的管件脹形極限主應變曲線(D=142.2 mm)Fig.11 Principal strain curves of bulging limit with interlayer friction coefficient 0.08(D=142.2 mm)

仿真顯示，管層間摩擦因數(shù)不同對脹形極限的影響較大，較小的管層間摩擦因數(shù)有利于提高復合管的脹形極限；同時，脹形過程中內(nèi)管AA5052應首先產(chǎn)生集中性失穩(wěn)，即先于外覆管產(chǎn)生破裂；當管層間摩擦因數(shù)為0.08時，最大脹形系數(shù)可達1.42，已達到目標工件要求。

3 復合管脹形工藝試驗

根據(jù)復合凸環(huán)管件的技術要求和仿真結果設計模具(圖12)和工藝環(huán)節(jié)，并開展工藝試驗。試驗采用工程噸位為5 kN的四柱數(shù)控液壓機，控制壓機加載速度為60 mm/min，實時采集壓力和位移數(shù)據(jù)。在數(shù)值仿真中，為了使模擬結果更加貼近實際情況，課題組前期先對管坯摩擦因數(shù)做了測試，試驗設備為美國Center for Tribology(CETR)公司生產(chǎn)的高溫摩擦磨損測試儀，最大允許接觸壓力為30 MPa。選用礦物油、合成潤滑油、潤滑脂、石蠟、滑石粉等潤滑劑進行摩擦試驗，通過測試選定合成潤滑油為管層間潤滑劑，摩擦因數(shù)為0.076；選定滑石粉為管坯外表面潤滑劑，摩擦因數(shù)為0.084。

圖12 脹形模具示意圖Fig.12 Forming die diagram

工藝試驗顯示，基管未經(jīng)過退火處理的復合管的成形性能極差，極限脹形比僅為1.19，裂紋垂直于管坯圓周方向，斷口呈現(xiàn)典型的脆斷特征(表4)。然而，基管經(jīng)退火處理(θA=440 ℃且tA=60 min)后，復合管極限脹形比達到1.40，最大減薄率低于19.2%；若繼續(xù)脹形，復合管件沿垂直于管坯圓周方向產(chǎn)生脹裂，斷裂位置和形式以及極限脹形比均與管層間摩擦因數(shù)為0.08的仿真預測結果接近。

試制的凸環(huán)復合管件為自由脹形，最大脹形直徑D=142.9 mm，內(nèi)外層管坯表面質量完好，沒有出現(xiàn)橘皮和縮頸現(xiàn)象，與管層間摩擦因數(shù)為

表4 復合凸環(huán)管件脹形試驗件Tab.4 Convex clad tube formed by free bulging

0.08的直徑為142.2 mm的仿真數(shù)據(jù)比對如圖13所示。數(shù)據(jù)對比表明，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%；基管和外覆管壁厚分布曲線與仿真結果一致，試驗得到復合管件最大減薄率為17.5%，仿真得到最大減薄率為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%。

(a)自由脹形區(qū)輪廓曲線

(b)壁厚分布曲線圖13 復合管件仿真與工藝試驗數(shù)據(jù)對比Fig.13 Results of numerical simulation and technological test

工藝試驗表明，本文基于ABAQUS平臺建立的復合管件顆粒介質脹形仿真模型能夠準確反映管材的變形特征；采用M-K模型推導的理論FLC，可通過仿真數(shù)據(jù)準確預判復合管件(AA5052/Q235)的脹形極限。

4 結論

(1)采用θA=440 ℃且tA=60 min等溫退火處理方式能夠有效提高AA5052擠壓管材的成形性能，管材經(jīng)退火處理后延伸率提高了300%，屈服強度和抗拉強度分別降低了90%和75%，屈強比σs/σb也由原材的0.931降低至0.383。

(2)提出AA5052/Q235復合凸環(huán)管件的工藝流程為:鋁管退火(θA=440 ℃且tA=60 min)→復合管坯裝配→顆粒介質脹形。通過潤滑油降低管層間摩擦因數(shù)，將顆粒介質加載內(nèi)壓力至220 MPa時，可成功試制厚徑比為3/102、脹形比為1.40、最大減薄率為17.5%的AA5052/Q235復合凸環(huán)管件，且試制管件成品率統(tǒng)計為90%。

(3)工藝仿真和試驗對比顯示，成形管件輪廓尺寸誤差小于4%；壁厚減薄分布趨勢一致，最大減薄率相差2.4%；破裂危險點均處于管件中間截面，這與基于M-K模型的理論FLC的預判吻合。

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