軸向補(bǔ)料對雙金屬薄壁管沖擊液壓成形影響的研究

孫昌迎，劉建偉，李玉寒

(桂林電子科技大學(xué)機(jī)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(qiáng)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(qiáng)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(bǔ)料的微型管件液壓成形裝置，發(fā)現(xiàn)軸向補(bǔ)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(bǔ)料過程的最佳配合。何建春等[7]運(yùn)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(bǔ)料原理，發(fā)現(xiàn)移動軸向擠壓沖頭的補(bǔ)料原理是將兩端的管料推擠送進(jìn)到支管根部實現(xiàn)補(bǔ)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(bǔ)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(jī)使上下模具勻速相向運(yùn)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(jī)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)料距離下的壁厚分布狀況如圖5所示。當(dāng)軸向補(bǔ)料0 mm到軸向補(bǔ)料11 mm，隨著軸向補(bǔ)料距離增加，整體壁厚增加；當(dāng)軸向補(bǔ)料9 mm到軸向補(bǔ)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(bǔ)料量的增加而堆積，補(bǔ)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(bǔ)料11 mm以后，由于預(yù)成形階段的補(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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小；當(dāng)內(nèi)管軸向補(bǔ)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(bǔ)料9 mm后，外管極小值區(qū)域(凸起區(qū)域)的壁厚逐漸減小；當(dāng)內(nèi)管在軸向補(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)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(yùn)動方向的管材對角線長度)與對角線長度La(垂直于動模運(yùn)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(bǔ)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(bǔ)料對管材成形的填充性起到促進(jìn)作用。垂直于動模運(yùn)動方向的對角線長度La值大于平行于動模運(yùn)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(qiáng)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(bǔ)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(bǔ)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(bǔ)料距離為12 mm，該補(bǔ)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(yùn)動方向的棱線區(qū)域。

(2)預(yù)成形階段的內(nèi)管軸向補(bǔ)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(yùn)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(bǔ)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。