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下呈緊密配合狀態。根據現有研究情況可知，對于雙金屬復合管后續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高壓脹形破裂前的最大內壓和避免起皺的最小內壓的理論計算公式。孫顯俊[5]等人利用有限元模擬，研究內壓和摩擦對Fe/Al雙金屬復合三通管內高壓脹形過程中減薄率的影響，并根據模擬進行了相應的試驗。孔得紅[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氣液脹形成形最大的優點在于其所需的內壓更低，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，其內壓很小，不會出現管材脹形，所以其壁厚均勻性更好。鑒于以上優點，文中采用充液壓形技術成形Fe/Al雙金屬復合管，同時探討其成形規律。

該技術在實際應用中由于是在彎矩作用下成形，極易發生回彈現象，進而導致內外管層間隙的出現，極大限制了后者的推廣。考慮到內壓是成形的關鍵參數之一，直接決定結果的成敗，但前述研究均未探討內壓與成形件管層間隙的規律。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，并在內部施加一支撐內壓，然后模具持續合模，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 復合管成形數值模擬

2.1 研究方案制定

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

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

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。內壓為 0時，側壁失穩起皺且內層管和外層管間隙很大。當內壓為5 MPa及以上時，兩管側壁無起皺現象，但兩者之間仍存有間隙，且隨著內壓的增大，間隙逐漸減小。經過測量，可以獲得內外層管之間的間隙隨著內壓變化的精確值。不同成形內壓回彈后雙層管的形狀及等效應力見圖4。可見隨著內壓的增大，內外層管材的間隙逐漸變小。

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

圖3 不同內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 成形規律分析

為了能更好分析內外層管在不同內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。內壓對回彈的影響見圖6。外層管和內層管的回彈規律存在較大差異。

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

圖5 內外層管回彈二維Fig.5 Two dimensional drawing of inner and outer tube springback

圖6 內壓對回彈的影響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。相比于彎曲產生的應力，較小支撐內壓所產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壓對應力和彎矩的影響情況。所用單元類型為SR4，網格大小1 mm×1 mm。

通過圖6發現，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壓下，管材的受力情況及其對回彈的影響。考慮到回彈是由于彎矩導致的，而彎矩是通過管材環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向應力進行分析。

當內壓為7 MPa時，內外管的直壁處環向應力各自的分布情況見圖8。內壓對環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，外管直壁處外側環向應力達到?250 MPa，而內側環向應力達到363 MPa，兩者應力差達到 613 MPa，而這也是彎矩產生的主要原因。出于計算方便的考慮，假設內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。對于內層管直壁處，當上模位移量為4 mm時，其外側環向應力達到24 MPa，而內側環向應力達到4 MPa，兩者應力差為20 MPa，求得彎矩為1.7 N·mm，相較于外管，內管的彎矩很小。當壓下量達到 11 mm時，即成形結束，根據上述的計算方法，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。根據上述計算，解釋了當內壓為 7 MPa時，內外層管的回彈方向相反。

圖8 7 MPa內外管受力情況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，內管彎矩大小為0.33 N·mm。同理，解釋了當內壓為11 MPa時，內外管的回彈方向相同。同時，內壓為11 MPa時，內外管直壁處彎矩均小于當內壓為7 MPa時，因而后續的回彈也相應的減小。

3.2 內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，由于壓強大于內管6063的屈服壓強，內管發生整體塑性脹形，根據體積不變原則，可以計算出脹形后內管壁厚為1.71 mm。同時可以發現，內壓對內外管的壁厚分布影響還是非常有限的。不僅僅內外管的壁厚分布規律相似，復合管整體的壁厚分布規律同前兩者也是相同的。這可見脹形后的6063內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內外管受力情況Fig.9 Force condition of 11 MPa tube inside and outside

在沿環向壁厚測量中，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。模具的運動方式決定了在該實驗中，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，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，預成形壓扁導致其在上下直壁位置處發生彎曲，從而是該處壁厚發生減薄。

從上述分析可見，內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

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

同模擬制定方案相同，實驗管材內管為6063鋁合金，外管為 DP600高強鋼，處于密封考慮，內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實驗的影響。不同內壓下實驗結果見圖 11，隨著內壓的增大，內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外層管接合不緊密。彎矩是導致回彈發生的主要原因，增大內壓可減小間隙缺陷。在本研究中，當內壓小于2 MPa時，容易因為內壓過小而導致內外管發生彎曲起皺；而隨著內壓的增加，則可以很好地減小甚至消除內外管間隙。

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，隨著內壓的增大，回彈方向會發生變化，且回彈整體趨勢隨著內壓的增大而趨于穩定值；6063內層管，隨著內壓的增大，其回彈方向不會發生改變，回彈量會隨著內壓的增大先減小后增大，并同外層管類似，回彈量趨于穩定值。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，內壓的增加可以減小間隙，形狀誤差小于0.0316 mm，在實際生產實踐中基本可以滿足精度要求，可以忽略不計。

4)相較于內高壓成形，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律，并通過實驗進一步地驗證本規律的可行性。與傳統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，成形所需內壓小，成形精度大，加工效率高，非常適合在實際生產中應用并推廣，而這也是本研究中最為重要的成果之一。

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