內(nèi)壓對(duì)薄壁鋁合金管材充液壓彎過程的影響

宋 鵬, 王小松, 徐永超, 苑世劍

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 哈爾濱 150001)

內(nèi)壓對(duì)薄壁鋁合金管材充液壓彎過程的影響

宋 鵬, 王小松, 徐永超, 苑世劍

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 哈爾濱 150001)

采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究5A02鋁合金薄壁管材充液壓彎成形過程中內(nèi)壓對(duì)缺陷的影響規(guī)律，分析內(nèi)壓對(duì)彎曲內(nèi)側(cè)起皺、截面畸變及壁厚分布的影響，獲得壁厚變化規(guī)律；通過數(shù)值模擬給出的應(yīng)力狀態(tài)，揭示缺陷形成機(jī)制。結(jié)果表明：提高內(nèi)壓能降低軸向壓應(yīng)力的絕對(duì)值，減小失穩(wěn)起皺趨勢(shì)，當(dāng)內(nèi)壓超過一個(gè)臨界值時(shí)，皺紋完全消除。對(duì)于直徑為63 mm、壁厚為1 mm的5A02-O鋁合金管材，其內(nèi)壓臨界值為2.8 MPa。充液有效地減小截面畸變程度，隨內(nèi)壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。彎曲后，壁厚最大減薄點(diǎn)位于彎曲外側(cè)點(diǎn)，且隨內(nèi)壓的增大，軸向和環(huán)向拉應(yīng)力均呈增大趨勢(shì), 彎曲外側(cè)壁厚度減薄的趨勢(shì)也增大。

內(nèi)壓；薄壁管；鋁合金；充液壓彎；起皺

薄壁鋁合金彎曲管件在汽車、航空和航天等領(lǐng)域中有著廣泛的應(yīng)用，常用于汽車進(jìn)氣管件、車體結(jié)構(gòu)件及航空航天各系統(tǒng)管路中[1?2]。相對(duì)于厚壁管件，薄壁(徑厚比大于 50)管件彎曲成形中更易發(fā)生彎曲內(nèi)側(cè)管壁的起皺及彎曲外側(cè)壁厚減薄甚至開裂等缺陷[3?4]。與鋼相比，鋁合金的伸長(zhǎng)率低、塑性差，開裂傾向大；彈性模量?jī)H為鋼的1/3，起皺趨勢(shì)嚴(yán)重。因此，薄壁鋁合金管件彎曲成形更加困難。

為避免或減輕上述缺陷，在管坯內(nèi)填料作為支撐是常用的方法。常見填充物有砂子、松香或低熔點(diǎn)合金等，但這些填充物不僅裝填耗時(shí)，并且支撐內(nèi)壓不可控，還容易造成管坯內(nèi)部損傷，彎曲質(zhì)量較差[5?6]。為了解決這些問題，LOVRIC[2]提出充液彎曲方法。通過在管坯內(nèi)部施加一定壓力的液體介質(zhì)作為支撐，降低起皺和截面畸變趨勢(shì)，適用于二維變曲率軸線和薄壁管件的彎曲成形。

支撐內(nèi)壓是充液彎曲關(guān)鍵工藝參數(shù)之一。對(duì)低碳鋼管材的三輥充液壓彎研究表明：充液壓彎與壓彎相比，內(nèi)側(cè)起皺趨勢(shì)明顯減?。徊⑶译S內(nèi)壓的增大，截面畸變減小，外側(cè)減薄率增大[7?8]。對(duì)不銹鋼?碳鋼雙層復(fù)合彎頭的充液壓彎研究表明：提高內(nèi)壓，截面長(zhǎng)軸長(zhǎng)度變化不大，短軸長(zhǎng)度提高較大，內(nèi)層管的截面畸變得到有效控制；但如果內(nèi)壓過高，反而導(dǎo)致外層管外側(cè)開裂[9]。

徑厚比和相對(duì)彎曲半徑是管材彎曲成形中用于確定工藝可行性及設(shè)備選擇的兩個(gè)重要參數(shù)，極限相對(duì)彎曲半徑用于衡量一定徑厚比管材的彎曲成形性能[10]。許多學(xué)者對(duì)不同徑厚比時(shí)5A02-O鋁合金管材CNC彎曲的相對(duì)彎曲半徑進(jìn)行研究，當(dāng)徑厚比為 47時(shí)，相對(duì)彎曲半徑達(dá)到1.5[11]；當(dāng)徑厚比為50時(shí)，相對(duì)彎曲半徑達(dá)到 2[12]。由一系列尺寸鋁合金管材 CNC彎曲實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出徑厚比為 63時(shí)的極限相對(duì)彎曲半徑為3.26。以上研究結(jié)果表明：徑厚比越大，極限相對(duì)彎曲半徑隨之增大。此外，徑厚比較大時(shí)，鋁合金管材 CNC彎曲不僅受設(shè)備限制，而且極易出現(xiàn)外側(cè)拉裂、內(nèi)側(cè)失穩(wěn)起皺，表面劃痕、夾痕等缺陷也難以控制，限制管材的彎曲成形極限。

相比之下，有關(guān)鋁合金管材充液壓彎的研究報(bào)道較少。有學(xué)者通過對(duì)5A02-O鋁合金管材的三輥充液壓彎實(shí)驗(yàn)研究得出：當(dāng)徑厚比為63時(shí)，極限相對(duì)彎曲半徑為5[13]。通過對(duì)徑厚比為63的AlMg3.0Mn鋁合金管材充液壓彎過程內(nèi)側(cè)起皺的分析，得到管材在不同相對(duì)彎曲半徑時(shí)的內(nèi)壓臨界值，隨相對(duì)彎曲半徑的減小，內(nèi)壓臨界值增大；其中，當(dāng)最小相對(duì)彎曲半徑15.79時(shí)的內(nèi)壓臨界值為2 MPa[14?15]。對(duì)彎曲半徑較小時(shí)的研究尚未見報(bào)道。

本文作者采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，對(duì)徑厚比為63的薄壁鋁合金管材充液壓彎成形進(jìn)行研究，試件的相對(duì)彎曲半徑為1.14。分析內(nèi)壓對(duì)彎曲內(nèi)側(cè)起皺、截面畸變及壁厚分布的影響，揭示內(nèi)壓對(duì)缺陷的影響規(guī)律。

1 管材充液壓彎原理

圖1所示為管材充液壓彎基本原理。首先從管端充入液體，密封后形成一定的壓力，然后在模具中進(jìn)行彎曲，并隨上模下壓的過程控制管坯內(nèi)的壓力，利用液壓的支撐作用避免起皺和截面畸變，在合模后，可提高內(nèi)壓進(jìn)行整形，使管坯貼模定形。

圖1 充液壓彎原理示意圖Fig.1 Principle of hydro-bending

管坯在內(nèi)壓p的作用下，通過管端密封裝置產(chǎn)生一定軸向拉應(yīng)力，抵消內(nèi)側(cè)一部分壓應(yīng)力，有效地減小彎曲內(nèi)側(cè)發(fā)生起皺的趨勢(shì)。對(duì)于一定彎曲半徑，內(nèi)壓存在一個(gè)臨界值，超過該值時(shí)，可以完全消除皺紋。

2 試件與材料

試件形狀和尺寸如圖2所示。試件軸線為三彎變曲率形狀，左右不對(duì)稱。管坯外徑為63 mm，壁厚為1 mm，徑厚比為 63。中間彎相對(duì)彎曲半徑為2.86，彎曲角度為 39°；兩側(cè)彎相對(duì)彎曲半徑均為 1.14，彎曲角度分別為27°和12°。兩側(cè)彎與中間彎之間均為直段，直段長(zhǎng)度分別為25 mm和172 mm。

采用不圓度來描述截面畸變程度R，定義為

式中：dmax為截面長(zhǎng)軸長(zhǎng)度；dmin為截面短軸長(zhǎng)度；d0為管坯初始直徑。

圖2 試件形狀示意圖Fig.2 Schematic diagram of specimen shape (mm)

實(shí)驗(yàn)中，選取試件中間截面測(cè)量幾何尺寸和壁厚，典型壁厚測(cè)點(diǎn)為內(nèi)側(cè)點(diǎn)A和外側(cè)點(diǎn)B。

實(shí)驗(yàn)所用材料為5A02-O鋁合金管材，假定材料遵循指數(shù)硬化規(guī)律：

式中：i為流動(dòng)應(yīng)力；i為等效應(yīng)變；n為硬化指數(shù)；K為強(qiáng)化系數(shù)。

經(jīng)沿管材軸向切取弧形拉伸試樣在英國(guó)INSTRON 5569R電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，測(cè)得n=0.24，K=343 MPa，屈服強(qiáng)度sσ=80 MPa，均勻伸長(zhǎng)率為14.6%。

3 初始內(nèi)壓及整形內(nèi)壓計(jì)算

3.1 初始內(nèi)壓

由于管坯兩端密封，在充液壓彎初始階段，假設(shè)管坯的受力情況相當(dāng)于承受內(nèi)壓作用的封閉薄壁筒，由Tresca屈服準(zhǔn)則得管坯初始屈服時(shí)的內(nèi)壓ps為

式中：t為管坯壁厚；r為管坯半徑。

3.2 整形內(nèi)壓

假設(shè)充液壓彎后期的受力情況近似于內(nèi)壓作用下的環(huán)殼，彎曲區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)如圖3所示。由角度θ所限定的部分殼體內(nèi)力垂直方向平衡條件和殼體的一般平衡方程，可以推導(dǎo)出軸向應(yīng)力z和環(huán)向應(yīng)力θ分別為

式中：p為內(nèi)壓；Rb為彎曲半徑；r′為環(huán)殼上任一點(diǎn)到對(duì)稱軸的距離。

從式(4)和(5)得到的環(huán)殼應(yīng)力分布可以看出，當(dāng)內(nèi)壓一定時(shí)，軸向應(yīng)力z為一常量，環(huán)向應(yīng)力θ在外環(huán)側(cè)c點(diǎn)達(dá)到最小值。

c點(diǎn)的屈服內(nèi)壓為整個(gè)環(huán)殼的整形內(nèi)壓。由試件的幾何尺寸，根據(jù)式(6)得到的試件整形內(nèi)壓為 2.74 MPa。

圖3 環(huán)殼的應(yīng)力分布Fig.3 Stress distribution of toroidal shell: (a) Stress state in bending zone; (b) Stress distribution

4 實(shí)驗(yàn)

4.1 實(shí)驗(yàn)方案

為了研究?jī)?nèi)壓對(duì)彎曲的影響，根據(jù)上述內(nèi)壓理論計(jì)算，實(shí)驗(yàn)選取內(nèi)壓分別為 2.2、2.4、2.6、2.8、3.0和3.2 MPa。成形過程中內(nèi)壓保持恒定。

相關(guān)性檢驗(yàn)結(jié)果表明，在油菜葉片和冠層圖像集中，算法FIE的優(yōu)勢(shì)較為明顯，各類算法中效果最好，表明油菜葉片表面上的主葉脈對(duì)油菜葉片氮營(yíng)養(yǎng)診斷會(huì)產(chǎn)生一定的影響。

4.2 內(nèi)壓對(duì)起皺的影響

圖4所示為實(shí)驗(yàn)得到的不同內(nèi)壓下彎曲內(nèi)側(cè)的起皺情況。由圖4可以看出，試件的皺紋不是位于彎曲內(nèi)側(cè)圓弧的最低點(diǎn)，而是位于彎曲內(nèi)側(cè)圓弧靠近長(zhǎng)直段一側(cè)。這是由于右側(cè)彎與中間彎之間的直段較長(zhǎng)，右側(cè)彎外側(cè)軸向所受拉應(yīng)力很難傳遞到中間彎內(nèi)側(cè)，對(duì)其軸向壓應(yīng)力的影響小。當(dāng)內(nèi)壓小于2.8 MPa時(shí)，中間彎內(nèi)側(cè)圓弧靠近長(zhǎng)直段一側(cè)起皺；而當(dāng)內(nèi)壓等于或大于2.8 MPa時(shí)，中間彎內(nèi)側(cè)圓弧兩側(cè)均無皺，可以獲得合格試件。該值稍大于理論值，這是由于理論值未考慮材料硬化。當(dāng)內(nèi)壓等于或大于3.2 MPa時(shí)，在彎曲過程中試件發(fā)生塑性變形，造成直徑增大，導(dǎo)致試件在分模面處壓出飛邊，如圖5所示。

圖6所示為彎曲內(nèi)側(cè)皺紋尺寸測(cè)量示意圖。其中皺紋深度h是指兩皺峰與皺谷之間的垂直距離，皺紋實(shí)驗(yàn)得到的不同內(nèi)壓下的皺紋尺寸。由表1可以看出，寬度d是指皺紋沿試件環(huán)向的水平距離。表1所列為隨內(nèi)壓的增大，皺紋的深度和寬度均逐漸減小，當(dāng)內(nèi)壓等于或大于2.8 MPa時(shí)，皺紋完全消除。

圖4 不同內(nèi)壓下彎曲內(nèi)側(cè)起皺情況Fig.4 Wrinkling on inner arc at different internal pressures: (a)2.2 MPa; (b) 2.4 MPa; (c) 2.6 MPa; (d) 2.8 MPa; (e) 3.0 MPa;(f) 3.2 MPa

圖5 內(nèi)壓為3.2 MPa時(shí)分模面處飛邊Fig.5 Burr along die parting face at internal pressure of 3.2 MPa

圖6 皺紋尺寸測(cè)量示意圖Fig.6 Schematic diagram of dimensions of wrinkles

表1 不同內(nèi)壓下皺紋尺寸的實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 1 Results of wrinkles dimensions at different internal pressures

4.3 內(nèi)壓對(duì)截面畸變的影響

圖7所示為實(shí)驗(yàn)得到的中間截面不圓度與內(nèi)壓的關(guān)系。由圖7可以看出，隨內(nèi)壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到 2.8 MPa時(shí)，不圓度僅為1.37%，可以認(rèn)為近似為圓形，說明充液能有效地減小截面畸變程度。

圖7 不圓度與內(nèi)壓的關(guān)系Fig.7 Relationship between non-circularity and internal pressure

4.4 壁厚分布規(guī)律及內(nèi)壓的影響

壁厚測(cè)量選取內(nèi)壓等于或大于2.8 MPa時(shí)的3個(gè)合格試件。圖8所示為實(shí)驗(yàn)得到的內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)的合格試件，其內(nèi)側(cè)與外側(cè)沿軸向的壁厚分布如圖 9所示。由圖8和9可以看出，3個(gè)彎的內(nèi)側(cè)壁厚均增加，而外側(cè)壁厚均減薄，壁厚最大減薄點(diǎn)位于中間截面的外側(cè)點(diǎn) B，最小壁厚為 0.893 mm，減薄率為10.7%。

圖10所示為實(shí)驗(yàn)得到的內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)中間截面的環(huán)向壁厚分布。由圖10可以看出，壁厚沿內(nèi)側(cè)點(diǎn)A到外側(cè)點(diǎn) B呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，在中性層以上(0°~90°)壁厚增厚，最大增厚率(A點(diǎn))為5.8%；在中性層以下(90°~180°)壁厚減薄，最大減薄率(B點(diǎn))為10.7%。

圖8 內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)的合格試件Fig.8 Final sample at internal pressure of 2.8 MPa

圖9 內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)的軸向壁厚分布Fig.9 Wall thickness distribution along axis at internal pressure of 2.8 MPa

圖10 內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)中間截面的環(huán)向壁厚分布Fig.10 Wall thickness distribution of middle cross-section at internal pressure of 2.8 MPa

內(nèi)壓對(duì)中間截面典型點(diǎn)A和B處壁厚的影響如圖11所示。由圖11可以看出，隨內(nèi)壓的增大，內(nèi)側(cè)A點(diǎn)的增厚趨勢(shì)減小，增厚率由 5.8%減小到 3.5%；外側(cè) B點(diǎn)的減薄趨勢(shì)增大，減薄率由 10.7%增大到14.3%。較高內(nèi)壓下，外側(cè) B點(diǎn)壁厚明顯減薄，彎曲外側(cè)開裂的可能性增大。

圖11 典型點(diǎn)壁厚與內(nèi)壓的關(guān)系Fig.11 Relationship between wall thickness at typical points and internal pressure

5 應(yīng)力狀態(tài)與缺陷形成機(jī)制

5.1 數(shù)值模擬模型

為深入分析缺陷形成機(jī)制，對(duì)充液壓彎成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。所用軟件為eta/DYNAFORM 5.6，求解器為L(zhǎng)S?DYNA 971，數(shù)值模擬模型如圖12所示。選用Barlat材料模型，材料力學(xué)性能參數(shù)根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果選取。管坯劃分為BT殼單元，模具和壓板劃分為剛性單元。摩擦選用Coulomb公式，摩擦因數(shù)選取0.05。內(nèi)壓通過沿管坯內(nèi)壁的均布?jí)毫吔鐥l件進(jìn)行施加，內(nèi)壓選取與實(shí)驗(yàn)相同。

圖12 數(shù)值模擬模型Fig.12 Numerical simulation model

5.2 彎曲內(nèi)側(cè)應(yīng)力狀態(tài)與起皺機(jī)制

成形過程中由內(nèi)壓引起的厚向應(yīng)力較小，認(rèn)為管坯的應(yīng)力狀態(tài)接近于平面應(yīng)力狀態(tài)。將內(nèi)壓為2.2 MPa時(shí)中間彎內(nèi)側(cè)皺谷處的節(jié)點(diǎn)在起皺前的應(yīng)力數(shù)值與內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)同一節(jié)點(diǎn)在同一時(shí)刻的應(yīng)力數(shù)值進(jìn)行對(duì)比。圖13所示為不同內(nèi)壓下皺谷節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)。由圖13可以看出，該點(diǎn)均處于環(huán)向受拉、軸向受壓的狀態(tài)，但數(shù)值上發(fā)生了變化。當(dāng)內(nèi)壓為2.2 MPa時(shí)，軸向壓應(yīng)力為?148.5 MPa；而當(dāng)內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)，軸向壓應(yīng)力為?102.7 MPa，軸向壓應(yīng)力的絕對(duì)值明顯降低。因此，提高內(nèi)壓能降低軸向壓應(yīng)力絕對(duì)值，減小失穩(wěn)起皺趨勢(shì)，有效避免彎曲內(nèi)側(cè)起皺的產(chǎn)生。

圖13 不同內(nèi)壓下皺谷節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)Fig.13 Stress state at bottom of wrinkles at different internal pressures: (a) 2.2 MPa; (b) 2.8 MPa

5.3 彎曲外側(cè)應(yīng)力狀態(tài)與開裂機(jī)制

圖14所示為內(nèi)壓為2.8 MPa和3.2 MPa下相對(duì)壓下量為85%時(shí)外側(cè)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)。由圖14可以看出，外側(cè)點(diǎn)處于軸向和環(huán)向雙拉的應(yīng)力狀態(tài)，并且軸向應(yīng)力大于環(huán)向應(yīng)力。隨內(nèi)壓的增大，兩個(gè)方向上的拉應(yīng)力均呈增大趨勢(shì)，由于軸向拉應(yīng)力過大，彎曲外側(cè)沿環(huán)向很容易發(fā)生開裂現(xiàn)象。

圖14 不同內(nèi)壓下外側(cè)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)Fig.14 Stress state at bottom of outer arc at different internal pressures: (a) 2.8 MPa; (b) 3.2 MPa

6 結(jié)論

1) 內(nèi)壓對(duì)充液壓彎成形起皺影響顯著，提高內(nèi)壓能降低軸向壓應(yīng)力絕對(duì)值，減小失穩(wěn)起皺趨勢(shì)，彎曲內(nèi)側(cè)皺紋的深度和寬度均逐漸減小，當(dāng)內(nèi)壓超過一個(gè)臨界值時(shí)，皺紋完全消除。

2) 對(duì)于直徑為63 mm、壁厚為1 mm的5A02-O鋁合金管材，當(dāng)相對(duì)彎曲半徑為1.14時(shí)，內(nèi)壓臨界值為2.8 MPa。

3) 充液能有效地減小截面畸變程度，隨內(nèi)壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。當(dāng)內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)，不圓度僅為1.37%。

4) 彎曲后壁厚最大減薄點(diǎn)位于彎曲外側(cè)點(diǎn)，隨內(nèi)壓的增大，軸向和環(huán)向拉應(yīng)力均呈增大趨勢(shì)，彎曲外側(cè)壁厚減薄趨勢(shì)增大。當(dāng)內(nèi)壓為2.8 MPa時(shí)，最小壁厚為0.893 mm，減薄率為10.7%。

REFERENCES

[1] SCHUSTER C, LORETZ C, KLASS F, SEIFERT M. Potentials and limits with hydroforming of aluminium alloys[C]//Proceedings of the 4th International Conference on Hydroforming. Fellbach: MAT INFO, 2005: 113?135.

[2] LOVRIC M. Press-bending of thin-walled tubes/Increasing the productivity of internal high pressure forming processes[C]//Proceedings of the 4th International Conference on Hydroforming. Fellbach: MAT INFO, 2005: 365?386.

[3] PEEK R. Wrinkle of tubes in bending from finite strain three-dimensional continuum theory[J]. International Journal of Solids and Structures, 2002, 39: 709?723.

[4] 詹 梅, 楊 合, 江志強(qiáng). 管材彎曲成形的國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2004, 23(12): 1509?1514.ZHAN Mei, YANG He, JIANG Zhi-qiang. State of the art of research on tube bending process[J]. Mechanical Science and Technology, 2004, 23(12): 1509?1514.

[5] VOLLERTSEN F, SPRENGER A, KRRAUS J, ARNET H.Extrusion, channel, and profile bending: A review[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1997, 87: 1?27.

[6] 趙長(zhǎng)喜. 低熔點(diǎn)合金在復(fù)雜薄壁零件制造中的應(yīng)用研究[J].航天制造技術(shù), 2006(2): 15?18.ZHAO Chang-xi. Application of low melting point alloys to manufacturing of complex thin-walled parts[J]. Aerospace Manufacturing Technology, 2006(2): 15?18.

[7] 劉澤宇. 薄壁管的充液壓彎成形研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2007.LIU Ze-yu. Press-bending of the thin-walled tube with internal pressure[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2007.

[8] 劉澤宇, 滕步剛, 苑世劍. 內(nèi)壓對(duì)薄壁管充液壓彎時(shí)的影響[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2009, 16(4): 35?38.LIU Ze-yu, TENG Bu-gang, YUAN Shi-jian. Effect of internal pressure on thin-walled tubes bending with internal pressure[J].Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(4): 35?38.

[9] 戴宇昕. 不銹鋼?碳鋼雙層復(fù)合彎頭充液成形研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2009.DAI Yu-xin. Research on hydroforming of double-layer cladding elbow composed of stainless steel and low-carbon steel[D].Harbin: Harbin Institute of Technology, 2009.

[10] SHR Shiuan-guang. Bending of tubes for hydroforming: A state-of-the-art review and analysis[D]. Columbus: The Ohio State University, 1998.

[11] 申世軍, 楊 合, 詹 梅, 李 成, 李 恒, 李海峰. 鋁合金大口徑薄壁管數(shù)控彎曲實(shí)驗(yàn)研究[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2007,14(6): 78?82.SHEN Shi-jun, YANG He, ZHAN Mei, LI Cheng, LI Heng, LI Hai-feng. Experimental study on large diameter and thin-walled aluminum tube NC bending process[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2007, 14(6): 78?82.

[12] 寇永樂. 鋁合金薄壁管小彎曲半徑數(shù)控彎曲成形的實(shí)驗(yàn)研究[D]. 西安: 西北工業(yè)大學(xué), 2007.KOU Yong-le. Experimental research on NC bending with small bending radius of aluminum alloy thin-walled tube[D]. Xi’an:Northwestern Polytechnical University, 2007.

[13] 李秋強(qiáng). 薄壁管充液壓彎的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2009.LI Qiu-qiang. Numerical simulation and experimental research of thin-walled tube press-bending with internal pressure[D].Harbin: Harbin Institute of Technology, 2009.

[14] LIEWALD M, WAGNER S. State-of-the-art of hydroforming tubes and sheets in Europe[C]//Tube Hydroforming Technology:Proceedings of TUBEHYDRO 2007. Harbin: Harbin Institute of Technology Press, 2007: 19?26.

[15] LIEWALD M. Main research and current developments in hydroforming at the institute for metal forming technology(IFU)[C]//Proceedings of the 5th International Conference on Hydroforming of Sheets, Tubes and Profiles. Fellbach: MAT INFO, 2008: 111?130.

Influence of internal pressure on hydro-bending of thin-walled aluminum alloy tube

SONG Peng, WANG Xiao-song, XU Yong-chao, YUAN Shi-jian
(School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

The influence of internal pressure on faults was investigated for a 5A02 aluminum alloy thin-walled tube in hydro-bending process by experiment and finite element method. The effects of internal pressure on wrinkling on the inner arc, cross-section distortion and wall thickness distribution were analyzed, and the thickness variation regularity was achieved. The mechanism of defect was revealed through stress state given by numerical simulation. The results show that the absolute value of axial compressive stress can be reduced by improving the internal pressure, and the wrinkling tendency declines. The wrinkles can be completely eliminated while the internal pressure reaches a critical value, and the critical value is 2.8 MPa for a 5A02-O aluminum alloy tube with an outer diameter of 63 mm and a wall thickness of 1 mm. The cross-section distortion decreases with the internal pressure increasing. The biggest thickness thinning of the specimen appears at the bottom of the outer arc. The axial stress and hoop stress enhance as the internal pressure rises, and the tendency of thickness thinning on the outer arc increases.

internal pressure; thin-walled tube; aluminum alloy; hydro-bending; wrinkling

TG394

A

1004-0609(2011)02-0311-07

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50875060)

2010-03-09；

2010-06-01

王小松，副教授，博士；電話：0451-86415754；E-mail: hitxswang@hit.edu.cn

(編輯 李艷紅)