支管直徑大小對T型三通管充液成形的影響

吳磊，郎利輝，李奎，張容靜，林俐菁，張艷峰

(1.北京航空航天大學(xué)，北京 100191;2.天津市天鍛壓力機有限公司，天津 300142)

三通管是管道工程中重要而且用量較大的管道零件，廣泛應(yīng)用于飛機、電力、汽車、建筑、船舶及家電等領(lǐng)域[1—2]。近年來，一般采用充液成形工藝加工成形三通管，即利用水或油作為傳力介質(zhì)，使管材在液體壓力的作用下發(fā)生塑性變形。液體傳力均勻，能夠使材料在有利于成形的受力條件下發(fā)生變形，因此可以顯著提高制件的力學(xué)性能[3—5]。

國外對于T型三通管成形的研究開展較早，也較為全面。F Dohmann[6]給出了T型三通管成形過程中軸向推力的計算公式。F Volerstern[7]通過計算T型三通管成形的工藝參數(shù)，給出了合模力、水平?jīng)_頭力的估算公式。W Rimkus[8]等人建立了一系列對零件幾何形狀的評價法則，較快地估算整個成形過程的加載路徑，利用模擬和實驗方法對加載條件進行優(yōu)化。F.C Lin 和 C.T Kwan[9]利用全因素試驗設(shè)計與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，來研究內(nèi)壓力隨位移變化的折線加載路徑對成形的影響規(guī)律，并選擇合理的加載路徑。K Manabe[10]等人采用數(shù)據(jù)庫輔助的模糊控制算法來確定最佳加載路徑，并能成功制得T型三通管。A Ben Abdessalem[11]等人利用隨機框架提高了T型三通管成形過程中的穩(wěn)定性，并在大規(guī)模生產(chǎn)中將不確定因素最大限度地減少。

國內(nèi)的學(xué)者也對T型三通管的成形做了很多的研究。余心宏[12]根據(jù)內(nèi)壓及徑向壓力的變化情況設(shè)計出了5種不同的加載路徑，結(jié)果表明提高初始內(nèi)壓上升速度及采用泄后及減緩徑向反壓施加的加載路徑，更易獲得支管較高、質(zhì)量更好的三通管件。宋學(xué)偉[13]采用正交試驗優(yōu)化設(shè)計方法進行載荷路徑參數(shù)優(yōu)化，找出了T型三通管內(nèi)高壓成形的內(nèi)壓力、軸向進給力、背壓力3個參數(shù)的最優(yōu)組合。滕步剛[14]利用模糊控制策略對于T型三通管的加載路徑進行優(yōu)化，成功對三通管的起皺缺陷進行預(yù)測，并針對不同尺寸的T型三通管自動生成最優(yōu)的加載路徑。張冰[15]采用內(nèi)高壓成形技術(shù)成功制造出雙層T型三通管，在減少貴重金屬使用量的前提下，最大程度地發(fā)揮了內(nèi)外層材料的特性。

國內(nèi)外對于T型三通管的研究更多側(cè)重于成形力等工藝參數(shù)以及加載路徑的優(yōu)化，對于T型三通管的尺寸對于成形的影響研究較少。文中選用主管直徑相同、支管直徑不同的3種T型三通管，對其充液成形過程進行模擬及實驗研究。主要分析支管直徑的大小對于T型三通管壁厚分布、工藝參數(shù)、成形性能的影響。

1 T型三通管充液成形過程

T型三通管的充液成形原理如圖1所示。首先將管坯放入模具，左右推頭及背壓推頭運動到指定位置。然后閉合模具通過右推頭向管坯內(nèi)充滿液體，補液完成后用左右推頭進行密封。在軸向進給及內(nèi)部壓力的共同作用下使管坯成形，同時背壓推頭給予一定的壓力防止支管頂部過度減薄而破裂。其成形過程可以分為2個階段:第1階段，背壓推頭保持不動，在管坯內(nèi)部加以一個較低的初始壓力，左右推頭進行軸向補料的同時，液體壓力以較快的升壓速度加到一個較高的內(nèi)壓力;第2階段，繼續(xù)增加內(nèi)壓力，左右推頭繼續(xù)補料，同時背壓推頭開始后退，后退中推頭要時刻與支管頂部接觸，直至成形出零件。文中主要研究3種大小的T型三通管，如圖2所示。所用材料為5B02-O態(tài)鋁合金，管坯直徑為50 mm，壁厚為1 mm。

圖1 T型三通管充液成形原理Fig.1 Principle of hydroforming of T-shape tube

圖2 零件尺寸Fig.2 The dimensions of the parts

2 有限元模擬設(shè)置及實驗條件

2.1 有限元模擬設(shè)置

有限元模擬軟件采用Dynaform，有限元模型如圖3所示，由管坯、模具、左推頭、右推頭、背壓推頭組成。所用材料5B02-O鋁合金管材，通過拉伸試驗測得，其力學(xué)性能如下:屈服強度為89.67 MPa，抗拉強度為203.67 MPa，斷后伸長率為22.33%，彈性模量為69000 MPa，泊松比為0.33。在有限元模擬中，在管坯內(nèi)部施加內(nèi)壓力，軸向進給通過左右推頭的位移控制，背壓力的施加可以通過兩種方式控制，即力控制和位移控制。為了更好地滿足前文所述的工藝要求以及實驗的可操作性，在這里選取位移控制。管坯與模具之間的摩擦因數(shù)選為0.02。

圖3 有限元模型Fig.3 The finite element model

在T型三通管的成形過程中，需要對內(nèi)壓力、左右推頭補料量以及背壓推頭的后退量進行合理匹配。文中主要研究支管大小對于T型三通管成形的影響，為了更好地進行對比分析，3種類型的三通管采用相同的加載路徑成形。圖4為成形T型三通管的加載路徑。其中第1段左右推頭補料量為3 mm，背壓推頭保持不動;第2段左右推頭補料量為10 mm，背壓推頭后退量為10 mm。初始內(nèi)壓力為10 MPa，第一段終了內(nèi)壓力為25 MPa，最終成形內(nèi)壓力為45 MPa。

圖4 加載路徑Fig.4 Load path

2.2 實驗條件

T型三通管成形實驗在如圖5所示的THP63-250/50×2液壓機上進行，其中背壓油缸安裝在壓機底部，在成形過程中提供背壓力，同時在成形結(jié)束后起到頂料的作用。為了實現(xiàn)3種不同類型的三通管成形，模具采用通用模座和可更換鑲塊的形式，如圖6所示。其中①為左法蘭，②為左推桿，③為上模座，④為上鑲塊，⑤為右推桿，⑥為右法蘭，⑦為底板，⑧為下模座，⑨為下鑲塊，⑩為背壓推頭。①③⑥⑦⑧為通用結(jié)構(gòu)，②④⑤⑨⑩為可更換結(jié)構(gòu)。

圖5 THP63-250/50×2液壓機Fig.5 THP63-250/50 × 2 hydraulic press

圖6 模具結(jié)構(gòu)Fig.6 Mould structure

3 不同支管大小的T型三通管壁厚分布規(guī)律

3.1 整體壁厚分布

圖7a為零件A在第一階段成形結(jié)束時的壁厚分布情況?？梢钥闯?，支管頂部由于背壓推頭的存在，減薄程度很小，在支管圓角處存在明顯減薄，最小壁厚為0.887 mm，減薄率為 11.3%;在主管端部、主管背部以及主管和支管過渡圓角處都出現(xiàn)了不同程度的增厚，增厚最嚴(yán)重的主管背部，壁厚達到1.095 mm，增厚率為9.5%。圖7b為零件A在第二階段成形結(jié)束時的壁厚分布情況?？梢钥闯?，由于背壓推頭一直與支管頂部接觸，支管頂部的減薄控制得很好，減薄最嚴(yán)重的仍然是支管圓角處，最小壁厚為0.875 mm，減薄率為12.5%，但是和第一階段相比，繼續(xù)減薄的程度較小，僅從11.3%增加到12.5%;主管端部、主管背部以及主管和支管過渡圓角處繼續(xù)增厚，增厚最嚴(yán)重的是主管背部，壁厚達到1.296 mm，增厚率為29.6%，和第一階段相比，增厚區(qū)繼續(xù)增厚的程度較大。

圖7 零件A模擬結(jié)果Fig.7 Simulation results of part A

圖8a為零件B在第1階段成形結(jié)束時的壁厚分布情況。支管頂部減薄程度很小，在支管圓角處存在明顯減薄，最小壁厚為0.956 mm，減薄率為4.4%;在主管端部、主管背部、主管側(cè)壁以及主管和支管過渡圓角處都出現(xiàn)了不同程度的增厚，增厚最嚴(yán)重的主管端部，壁厚達到1.084 mm，增厚率為8.4%。圖8b為零件B第2階段成形結(jié)束時的壁厚分布情況。支管頂部的減薄控制得很好，與零件A不同的是，減薄最嚴(yán)重的是支管側(cè)壁處，最小壁厚為0.925 mm，減薄率為7.5%，支管圓角處減薄率為6.5%，和第1階段相比，繼續(xù)減薄的程度也較小;主管端部、主管背部、主管側(cè)壁以及主管和支管過渡圓角處繼續(xù)增厚，與零件A不同的是，增厚最嚴(yán)重的是主管側(cè)壁處，壁厚達到1.321 mm，增厚率為 32.1%。

圖8 零件B模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results of part B

圖9a為零件C在第1階段成形結(jié)束的壁厚分布情況。由于背壓推頭未后退，而且支管直徑較小，所以零件基本未產(chǎn)生減薄，最小壁厚為0.999 mm，減薄率為0.1%;在主管端部、主管背部、主管側(cè)壁以及主管和支管過渡圓角處都出現(xiàn)了不同程度的增厚，增厚最嚴(yán)重的主管端部，最大壁厚達到1.089 mm，增厚率為8.9%。圖9b為零件C第2階段成形結(jié)束時的壁厚分布情況。支管頂部的減薄控制得很好，減薄最嚴(yán)重的是支管側(cè)壁處，最小壁厚為0.934，減薄率為6.6%;主管端部、主管背部、主管側(cè)壁以及主管和支管過渡圓角處繼續(xù)增厚，增厚最嚴(yán)重的是主管側(cè)壁處，但是相比零件B，壁厚最厚點相對更靠上，最大壁厚達到1.341 mm，增厚率為34.1%。

圖9 零件C模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of part C

3.2 典型截面壁厚分布規(guī)律

為研究不同支管大小的T型三通管壁厚分布規(guī)律，將成形零件分布沿2個軸線切開，如圖10所示。在切開零件截面上選取若干數(shù)據(jù)點，測量如圖11所示的a方向和b方向的壁厚。

圖10 切開后的零件Fig.10 Parts after cutting

圖11 壁厚測量路徑Fig.11 The path of thickness measurement

如圖12所示分別是零件A，B，C壁厚沿a方向的模擬與實驗結(jié)果的分布規(guī)律，實驗結(jié)果為3組測量數(shù)據(jù)取的平均值?？梢钥闯觯慵嗀壁厚最薄的點位于支管頂部中心處，但是零件B和零件C壁厚最薄的點位于支管頂部圓角處，而且由于背壓沖頭的作用，支管頂部的壁厚相對均勻。零件A和零件B壁厚最厚的點位于支管和主管的過渡圓角處，零件C壁厚最厚的點位于主管端部。另外隨著支管直徑的減小，支管和主管的過渡圓角處的壁厚逐漸減小，主管端部的壁厚逐漸增大。模擬結(jié)果與實驗結(jié)果大體保持一致。

圖12 零件沿a方向的壁厚分布Fig.12 Thickness distribution of parts along direction a

圖13 零件沿b方向的壁厚分布Fig.13 Thickness distribution of parts along direction b

如圖13所示分別是零件A，B，C壁厚沿b方向的模擬與實驗結(jié)果的分布規(guī)律，實驗結(jié)果為3組測量數(shù)據(jù)取的平均值?？梢钥闯?，零件A壁厚最薄的點位于支管圓角處，壁厚最厚的點基本上位于主管背部，兩者相距較遠，所以零件A的壁厚變化是較為平緩的。零件B壁厚最薄的點位于支管側(cè)壁處，壁厚最厚的點位于主管側(cè)壁處，其壁厚變化相對零件A較為劇烈。零件C壁厚最小的點同樣位于支管側(cè)壁處，壁厚最厚的點位于主管側(cè)壁靠上的位置，其壁厚變化是最為劇烈的。模擬結(jié)果與試驗結(jié)果大體保持一致。

3.3 補料量對T型三通管壁厚分布的影響

在T型管成形的第一階段，支管直徑越大，減薄率越大。這是因為支管直徑越大，膨脹量越多，在給定同樣的側(cè)推補料量的情況下，大支管直徑的T型三通管減薄率自然就比小支管直徑的大。為研究補料量對第一階段成形的影響，分別采用1，2，3，4，5 mm這5種補料量，如圖14所示。從圖14可以看出，隨著補料量的增大，零件A，B，C的最小壁厚均增大。對于零件A來說，一開始增加補料量對于減薄率影響較大，但補料量增加到一定程度后，再增加補料量的話，減薄率變化較小。對于零件B和零件C來說，雖然補料量增加，減薄率減小，但是增厚率同樣在大幅度增加。所以支管直徑較大的T型三通管，在第1階段盡可能增大補料量;支管直徑較小的T型三通管，在第1階段盡可能減小補料量，以防止過度推料發(fā)生起皺。在T型管成形的第2階段，繼續(xù)減薄的趨勢都不是很大，因此支管大小對于第2階段成形的減薄率影響不大。

圖14 補料量對壁厚的影響Fig.14 Effect of axial feeding on wall thickness

4 結(jié)論

1)T型三通管成形過程中，由于背壓推頭的存在，支管頂部的壁厚減薄率較小，支管圓角及側(cè)壁區(qū)域的減薄率較大;整個主管區(qū)域以及主管和支管過渡圓角處的壁厚都將增厚，具體哪個部位的增厚率較大與支管直徑大小相關(guān)。

2)隨著支管直徑的減小，主管端部的壁厚增大，主管壁厚最厚處逐漸從主管背部轉(zhuǎn)移到主管側(cè)壁處，支管直徑越小，壁厚最厚處位置越靠上，同時其壁厚變化更加劇烈。所以在T型三通管的成形過程中，支管直徑越小，其起皺和破裂的風(fēng)險越大。

3)T型三通管成形過程中第1階段的補料量對于最終成形的影響更大，支管直徑越大，應(yīng)盡可能增加第一階段的補料量;支管直徑越小，在滿足減薄率的條件下需減少補料量，防止補料過多發(fā)生起皺現(xiàn)象。

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