加載路徑對(duì)AA5083管件熱態(tài)非金屬顆粒介質(zhì)成形性能的影響

陳曉華　趙長(zhǎng)財(cái)　董國(guó)疆　楊卓云　曹秒艷

1.燕山大學(xué)，秦皇島，0660042.先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，秦皇島，066004

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加載路徑對(duì)AA5083管件熱態(tài)非金屬顆粒介質(zhì)成形性能的影響

陳曉華1,2趙長(zhǎng)財(cái)1,2董國(guó)疆1楊卓云1,2曹秒艷1,2

1.燕山大學(xué)，秦皇島，0660042.先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，秦皇島，066004

將顆粒介質(zhì)作為傳力介質(zhì)，應(yīng)用于鋁合金管件內(nèi)高壓熱成形工藝。通過熱單向拉伸試驗(yàn)建立AA5083板材的本構(gòu)模型。通過管材熱態(tài)顆粒介質(zhì)脹形數(shù)值模擬，結(jié)合AA5083理論成形極限圖的分析，研究了不同加載路徑對(duì)管件壁厚分布、管端縮料量和主應(yīng)變曲線的影響規(guī)律，并進(jìn)行了相應(yīng)的工藝試驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果表明，合理匹配初始?jí)侯^力和管端進(jìn)給量參數(shù)，使預(yù)成形管坯在脹形區(qū)形成有益皺紋，可為脹形區(qū)管坯變形提供聚料作用，從而提高管件成形質(zhì)量和脹形極限。

鋁合金管材；熱成形；非金屬顆粒；加載路徑

0　引言

現(xiàn)有的管材內(nèi)高壓成形技術(shù)主要以液體為成形壓力的傳遞介質(zhì)，該技術(shù)已在諸多領(lǐng)域成功應(yīng)用。然而，輕合金管件成形若要實(shí)現(xiàn)較大的變形量往往需要采用加熱脹形工藝來獲得更大的延伸率和較小的回彈量。因此，鋁合金管件的熱成形對(duì)內(nèi)高壓脹形介質(zhì)、模具密封結(jié)構(gòu)和增壓系統(tǒng)提出了更高的要求，這在一定程度上限制了內(nèi)高壓成形技術(shù)的應(yīng)用。針對(duì)此，本文提出了輕合金管材熱態(tài)顆粒介質(zhì)成形工藝(hot granules medium pressure forming，HGMF)，應(yīng)用耐熱顆粒介質(zhì)作為傳壓介質(zhì)，從而解決管材熱態(tài)內(nèi)高壓脹形工藝過程中所面臨的傳熱、密封等關(guān)鍵技術(shù)問題。

自本文第二作者趙長(zhǎng)財(cái)?shù)萚1]提出固體顆粒介質(zhì)成形工藝以來，本課題組針對(duì)顆粒介質(zhì)傳壓性能、工藝特征的實(shí)驗(yàn)和分析方法等進(jìn)行了大量的研究。實(shí)驗(yàn)研究表明，離壓頭加載方向越遠(yuǎn)，顆粒介質(zhì)徑向應(yīng)力衰減越劇烈，且為非線性分布[2-3]，顆粒介質(zhì)的外摩擦因數(shù)隨著壓力增大而增大，且增長(zhǎng)率隨壓力增大而降低，可用冪指函數(shù)表示[4]。數(shù)值仿真方面，對(duì)比分別基于顆粒介質(zhì)有限元數(shù)值模型和離散元數(shù)值模型所建立的傳壓仿真模型可知，顆粒介質(zhì)徑向壓力的數(shù)值模擬結(jié)果與傳壓性能試驗(yàn)吻合度較好[5-6]。在實(shí)驗(yàn)裝置方面，杜冰等[7-9]設(shè)計(jì)了一種帶有彈簧裝置的柔性模具結(jié)構(gòu)，分析了高強(qiáng)度鋼變形時(shí)內(nèi)壓與管材成形形狀之間的關(guān)系，探究了窄環(huán)帶管件脹形及縮頸的工藝成形特征，并確定縮頸成形時(shí)管件發(fā)生環(huán)向失穩(wěn)的幾何判定條件。在管件變形分析方面，趙長(zhǎng)財(cái)?shù)萚10-11]假設(shè)變形區(qū)輪廓符合拋物線或橢圓模型，得到脹形系數(shù)為1.35的不銹鋼管件變形區(qū)任意一點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。以上文獻(xiàn)主要在常溫下探究顆粒介質(zhì)性質(zhì)和成形工藝特征，未深入分析該工藝特征對(duì)管件成形質(zhì)量的影響。

在管材內(nèi)高壓成形工藝中，脹形力和管端進(jìn)給量是保證管件成形質(zhì)量的兩個(gè)重要加載參數(shù)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在此方面開展了大量的研究工作。施加管端進(jìn)給可以延遲管件破裂[12-16]。初始脹形力的施加可以阻止管坯局部起皺，提高管件成形質(zhì)量[17]。在管材雙面液壓成形工藝中，作用于管件外表面的脹形力可以提高管件過渡區(qū)的成形性能[18-19]。一些學(xué)者以管件成形質(zhì)量為標(biāo)準(zhǔn)，分別采用以管件脹形輪廓和模具輪廓為最小形狀差的模擬退火算法，以厚度準(zhǔn)則為判斷依據(jù)的ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語言的自適應(yīng)方法，以及以頸縮和起皺為指標(biāo)的模糊控制技術(shù)[20-22]，對(duì)加載路徑進(jìn)行了探究。

本文根據(jù)熱單向拉伸試驗(yàn)建立AA5083板材的本構(gòu)方程，并確定最優(yōu)成形溫度?；跀U(kuò)展的Drucker-Prager線性模型，建立最優(yōu)成形溫度下管材HGMF的仿真模型，結(jié)合AA5083理論成形極限圖(forming limit diagram，F(xiàn)LD)，分析加載路徑對(duì)管件壁厚變化、管端縮料量和主應(yīng)變曲線的影響規(guī)律，并進(jìn)行了相應(yīng)的工藝驗(yàn)證試驗(yàn)。

1　材料性能試驗(yàn)

1.1熱單向拉伸試驗(yàn)

本研究所用管材是由AA5083板材通過卷焊而成的，規(guī)格為φ100 mm×1.5 mm，焊接區(qū)占管材環(huán)向尺寸的3%左右，焊絲為AA5B06，與板材材質(zhì)相近。管材的材料性能通過板材的熱單向拉伸試驗(yàn)獲得。表1為采用X射線熒光光譜分析儀測(cè)定的AA5083板材的材料化學(xué)成分。

表1　AA5083化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))　 %

σ=346.3ε0.284(MPa)

(1)

圖 s-1時(shí)不同溫度下AA5083真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖 s-1時(shí)不同溫度下板材最大力總伸長(zhǎng)率Agt和斷裂總伸長(zhǎng)率At曲線

圖 s-1時(shí)不同溫度下AA5083屈強(qiáng)比

1.2 顆粒介質(zhì)傳壓性能

本研究所選用的顆粒介質(zhì)(non-metallicgranule，NMG) 的主要成分為ZrO2和SiO2，直徑在0.220～0.380mm之間，外觀光潔圓整，常溫下洛氏硬度達(dá)到48～55HRC，屬于無黏性材料，即黏聚力為零，顆粒介質(zhì)具有壓硬性、剪脹性和摩擦性。根據(jù)HGMF工藝加載特點(diǎn)設(shè)計(jì)了熱態(tài)HGMF介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)裝置，包含加載系統(tǒng)、溫控系統(tǒng)、測(cè)試系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)。傳壓性能測(cè)定主要通過均布于承壓筒兩側(cè)等間距的壓力傳感器和上下壓頭(自制壓力傳感器)實(shí)現(xiàn)(圖4)。

圖4　徑向壓力隨變形溫度的變化曲線(p=90 MPa)

在HGMF工藝過程中，顆粒介質(zhì)承載并與管材耦合變形，顆粒介質(zhì)表現(xiàn)出傳壓非均勻分布、體積減縮[23]、與管材間產(chǎn)生摩擦作用三項(xiàng)主要特征。

通過大量的測(cè)試分析表明，NMG介質(zhì)徑向壓力pr隨著變形溫度的升高而減小，但影響并不顯著；同時(shí)，在壓頭加載方向，徑向壓力隨著遠(yuǎn)離壓頭而線性衰減。變形溫度并未對(duì)徑向壓力的衰減率帶來影響，在室溫至270 ℃范圍內(nèi)，衰減率基本相同，如圖4所示。

采用巖土力學(xué)中的擴(kuò)展Drucker-Prager線性材料模型可以表達(dá)單調(diào)加載條件下散粒體的力學(xué)特性。依據(jù)巖土力學(xué)理論和分析方法，本文自行設(shè)計(jì)并開展了熱態(tài)顆粒介質(zhì)剪切試驗(yàn)和體積壓縮試驗(yàn)，得到了變形溫度為190 ℃的NMG介質(zhì)內(nèi)摩擦角β、三軸拉伸屈服應(yīng)力與三軸壓縮屈服應(yīng)力之比χ、剪脹角ψ等擴(kuò)展的Drucker-Prager線性模型參數(shù)，以及NMG介質(zhì)外摩擦因數(shù)μn，如表2所示。顆粒介質(zhì)在此溫度下的本構(gòu)方程可用冪值函數(shù)表示：

(2)

2　加載路徑的有限元分析

2.1有限元模型的建立

基于190 ℃下顆粒介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)，建立顆粒介質(zhì)傳壓模型，驗(yàn)證190 ℃下擴(kuò)展的Drucker-Prager線性模型參數(shù)(表2)和顆粒介質(zhì)本構(gòu)方程的正確性。對(duì)比不同壓頭壓力下試驗(yàn)和模擬的徑向壓力曲線(圖5)，可知兩者變化趨勢(shì)相同，誤差小于10%。因此190 ℃下擴(kuò)展的Drucker-Prager線性模型可用于管材脹形工藝分析。

圖5　徑向壓力的試驗(yàn)和模擬對(duì)比曲線(t=190 ℃)

采用ABAQUS/Explicit模塊分析管材脹形過程。仿真過程中管坯在脹形區(qū)板殼和NMG介質(zhì)變形劇烈，網(wǎng)格容易產(chǎn)生扭曲，導(dǎo)致計(jì)算精度下降。因此，對(duì)NMG介質(zhì)和管坯網(wǎng)格賦予自適應(yīng)功能；忽略管坯的厚向異性，厚度方向取7個(gè)積分點(diǎn)；壓頭、型腔等部件均定義為解析剛體，模具尺寸如圖6所示。接觸面之間采用罰函數(shù)接觸算法，定義庫(kù)侖摩擦，其中管坯與凹模之間摩擦因數(shù)定義為0.05，NMG介質(zhì)與管坯、模具之間的摩擦因數(shù)按表2設(shè)定。本研究的HGMF工藝仿真假定為等溫狀態(tài)，材料屬性均采用190 ℃的參數(shù)設(shè)置，并忽略變形過程中的熱力轉(zhuǎn)換和熱交換作用。

圖6　脹形有限元模型

HGMF工藝數(shù)值模擬采用單向加載方式，壓頭加載給NMG介質(zhì)，介質(zhì)傳遞壓力作用于管坯，并包覆于管坯內(nèi)表面，與管坯共同變形。設(shè)定管坯初始高度90 mm，外徑D0=100 mm，壁厚δ=1.5 mm，厚徑比η=δ/D0=0.015。分別給定壓頭壓力和管端進(jìn)給量，通過時(shí)間幅值表控制協(xié)調(diào)，形成不同的加載路徑。壓頭加載通過剛體參考點(diǎn)給定集中力來實(shí)現(xiàn)，管端進(jìn)給量通過給定管端面節(jié)點(diǎn)耦合參考點(diǎn)施加位移來實(shí)現(xiàn)。

2.2管端無約束狀態(tài)脹形

基于AA5083材料性能參數(shù)繪制理論FLD，根據(jù)HGMF工藝仿真數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)管端無約束狀態(tài)管件脹形極限，分析脹形過程管件變形狀態(tài)和壁厚變化規(guī)律。AA5083管材理論FLD的建立采用M-K理論[24-25]，材料參數(shù)按照熱單向拉伸試驗(yàn)(t=190 ℃)結(jié)果給定，本構(gòu)方程依照式(1)，忽略厚向異性特征，假定材料符合Hill48屈服準(zhǔn)則，通過數(shù)值方法求解得到變形溫度為190 ℃的理論成形極限曲線。初始厚度不均度f0=0.99，并通過熱單向拉伸試驗(yàn)和數(shù)值仿真的結(jié)果來比對(duì)驗(yàn)證。

通過管端無約束的HGMF工藝仿真，選取壓頭加載力分別為210 kN、230 kN和250 kN的三個(gè)脹形狀態(tài)，順序提取管坯軸向節(jié)點(diǎn)的第一主應(yīng)變和第二主應(yīng)變數(shù)值，并繪制在理論FLD上，如圖7所示，其中B點(diǎn)為管坯脹形最大直徑點(diǎn)，A點(diǎn)和C點(diǎn)分別為管坯上下圓角點(diǎn)。B點(diǎn)將管件母線分為對(duì)稱的上下兩部分，但其主應(yīng)變線并不重合，這是本工藝采用單向加載方式形成的特征。隨著脹形的發(fā)展，壓頭力逐漸增大，B點(diǎn)向成形極限線逐步靠近。當(dāng)壓頭力F=250 kN時(shí)，B點(diǎn)的主應(yīng)變值達(dá)到理論FLD的破裂判定區(qū)域。此時(shí)，管端縮料量St=24.8 mm，B點(diǎn)脹形直徑D=140.2 mm，壁厚δ=1.09 mm，如圖8所示。管材自由變形區(qū)脹形最大直徑和壁厚變化隨著脹形的發(fā)展呈現(xiàn)單調(diào)線性變化。

圖7　管端自由收縮時(shí)不同壓頭力下主應(yīng)變軌跡

圖8　管端無約束狀態(tài)脹形最大直徑和壁厚變化曲線

為了增大管件的脹形極限，避免因壁厚局部區(qū)域的減薄而造成的破裂失穩(wěn)，在管件脹形時(shí)需要對(duì)最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)所在區(qū)域進(jìn)行補(bǔ)料。

2.3管端主動(dòng)進(jìn)給脹形

由前文分析可知，管端無約束狀態(tài)下，壓頭力F=250 kN時(shí)管件最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)的主應(yīng)變值已達(dá)到AA5083的理論FLD破裂判定區(qū)域。因此下面將在脹形最大直徑D=140 mm條件下，討論管端進(jìn)給和初始?jí)侯^力組成的加載路徑對(duì)管件母線主應(yīng)變曲線、管端縮料量、壁厚變化和成形壓力的變化規(guī)律，其中管端進(jìn)給分為給定初始?jí)侯^力和不給定初始?jí)侯^力兩種方式。

2.3.1相同軸端進(jìn)給量、不同初始?jí)侯^力對(duì)脹形質(zhì)量的影響

圖9　相同管端進(jìn)給量下加載路徑和管端最終收縮量

圖9為2種加載路徑L-1、L-2以及對(duì)應(yīng)的管端縮料量，首先分別對(duì)顆粒介質(zhì)施加初始力F0=0和F0=20 kN，保持F0不變，管端給定相同進(jìn)給量S=10 mm，脹形繼續(xù)發(fā)展，壓頭繼續(xù)加載至達(dá)到脹形最大直徑(D=140 mm)。成形過程中兩種加載路徑下脹形最大直徑點(diǎn)分別為B1和B2，管端縮料量St分別為27.5 mm、26.6 mm。兩種加載路徑下管坯變形過程如圖10所示。管坯在變形中產(chǎn)生了3類皺紋，b類皺紋沿軸向形成，a類和c類皺紋沿周向形成，3類皺紋隨著管端進(jìn)給量的施加基本上同時(shí)出現(xiàn)。隨著管端進(jìn)給量的增大，a類和b類皺紋相交區(qū)域形變劇烈，初始?jí)侯^力F0=20 kN時(shí)此處的形變程度明顯減小。隨著壓頭力的增大，初始?jí)侯^力F0=20 kN的皺紋被展平，而初始?jí)侯^力F0=0的皺紋未展開。認(rèn)為皺紋能完全展開并獲得合格試件的為有益皺紋，因此，壓頭力F0=20 kN時(shí)所產(chǎn)生的褶皺為有益皺紋。圖11示出了脹形最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)在成形過程中的應(yīng)變路徑，管件脹形區(qū)母線主應(yīng)變軌跡隨著初始?jí)侯^力的增大向成形極限靠近。在成形初始階段由于管端進(jìn)給，管件軸向應(yīng)變大于環(huán)向應(yīng)變，使管件產(chǎn)生皺紋，隨著壓頭力的增大，環(huán)向應(yīng)變大于軸向應(yīng)變，有利于皺紋的展開。當(dāng)無初始?jí)侯^力時(shí)，脹形過程中最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)應(yīng)變路徑變化劇烈，無初始?jí)侯^力時(shí)管件壁厚的變化也較劇烈(圖12)，因此對(duì)管件施加F0=20 kN的初始?jí)侯^力有益于成形質(zhì)量的提高。

圖10　相同軸端進(jìn)給量不同壓頭力下管件脹形過程

圖11　S=10 mm時(shí)不同初始?jí)侯^力下主應(yīng)變軌跡

圖12　S=10 mm時(shí)不同初始?jí)侯^力下壁厚分布

2.3.2相同初始?jí)侯^力、不同管端進(jìn)給量對(duì)脹形質(zhì)量的影響

圖13　相同壓頭力下加載路徑和管端收縮量

圖13所示為3種加載路徑L-3、L-4和L-5以及對(duì)應(yīng)的管端縮料量。首先對(duì)顆粒介質(zhì)施加初始力F0=20 kN，保持F0不變，管端分別給定進(jìn)給量S為7 mm、10 mm和15 mm，脹形繼續(xù)發(fā)展，壓頭繼續(xù)加載至脹形最大直徑D=140 mm。成形過程中脹形最大直徑點(diǎn)分別為B1、B2和B3，管端最終收料量St分別為25.5 mm、26.6 mm和28.9 mm。管件母線主應(yīng)變曲線隨著管端進(jìn)給量的增大而遠(yuǎn)離成形極限(圖14)，壁厚減薄率隨著管端進(jìn)給量的增大而減小(圖15)。分析最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)的主應(yīng)變路徑可知，管坯軸向應(yīng)變隨著管端進(jìn)給量的增大而增大，當(dāng)管端進(jìn)給量S=15 mm時(shí)最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)應(yīng)變路徑變化程度大于管端進(jìn)給量S為7 mm、10 mm時(shí)的變化程度。

圖14　F0=20 kN時(shí)不同管端進(jìn)給量下主應(yīng)變軌跡

圖15　F0=20 kN時(shí)不同管端進(jìn)給量下壁厚分布

綜上分析，以脹形最大直徑D=140 mm為目標(biāo)，通過對(duì)不同加載路徑下成形極限、最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)應(yīng)變路徑、起皺演化過程、管端縮料量和壁厚變化的仿真分析可知，最優(yōu)的加載路徑為：初始?jí)侯^力F0=20 kN，管端進(jìn)給量S=10 mm，最終壓頭力F=247 kN，此時(shí)，最大壁厚減薄率為24%，管坯軸端的最終縮料量為26.6 mm。

3　工藝試驗(yàn)

3.1試驗(yàn)裝置

根據(jù)熱態(tài)HGMF介質(zhì)管材脹形工藝特點(diǎn)以及試驗(yàn)設(shè)備所能實(shí)現(xiàn)的工藝加載方案，設(shè)計(jì)了熱態(tài)HGMF介質(zhì)管材脹形試驗(yàn)裝置(圖16)，包括模架、溫度控制和數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)。模架由上模座、凹模和下模座組成，上模座和凹模固定不動(dòng)，管坯放置于凹模中，顆粒放置于下模座中，通過壓頭和下模座的向上位移分別對(duì)顆粒施加壓頭力和管端進(jìn)給。溫控系統(tǒng)由均勻分布于上下模座以及凹模的20根加熱棒和3根熱電偶組成的閉環(huán)控制系統(tǒng)組成。壓頭和下模座的實(shí)時(shí)位移及壓力信號(hào)數(shù)據(jù)通過液壓機(jī)控制臺(tái)獲得，將數(shù)據(jù)輸入到外接智能信號(hào)采集分析儀，最后存儲(chǔ)于計(jì)算機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。

圖16　熱態(tài)NMG介質(zhì)管材脹形試驗(yàn)裝置

管材脹形試驗(yàn)在課題組自行設(shè)計(jì)的2000kN多功能油壓機(jī)上進(jìn)行，該壓機(jī)分為上下4個(gè)滑塊，壓力、行程、速度均為數(shù)字控制，每個(gè)滑塊可單獨(dú)實(shí)現(xiàn)控制，壓力參數(shù)分辨能力為±0.1MPa，位置參數(shù)分辨能力為±0.1mm，速度參數(shù)分辨能力為±0.1mm/s。工藝脹形中，恒等壓力通過下主缸來實(shí)現(xiàn)，管件軸端進(jìn)給通過下滑塊的向上運(yùn)動(dòng)來實(shí)現(xiàn)。

3.2管端自由縮料狀態(tài)管件成形試驗(yàn)

(a)初始管坯　　(b)F=230 kN

(c)F=250 kN　　(d)破裂圖17　無管端進(jìn)給不同壓頭力下脹形管件

圖17所示為管端自由縮料狀態(tài)不同壓頭力下脹形管件，當(dāng)壓頭力F=230kN時(shí)，管件脹形輪廓和壁厚變化均勻，實(shí)測(cè)最大脹形直徑為D=138.5 mm，脹形比(γ=Dmax/D0)為1.38，最小壁厚為1.15 mm，管端縮料量為25 mm。當(dāng)壓頭力達(dá)到F=250 kN時(shí)管坯脹形區(qū)發(fā)生了沿著軸向的破裂，呈現(xiàn)明顯的韌性斷裂特征。這與模擬脹形最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)處于破裂判定區(qū)域的預(yù)測(cè)結(jié)果(圖7)相同。

3.3管端主動(dòng)進(jìn)給管件成形試驗(yàn)

圖18所示為相同管端進(jìn)給量S=10 mm、不同初始?jí)侯^力下脹形管件的工藝試件及中間狀態(tài)。當(dāng)初始?jí)侯^力為F0=0時(shí)，管端起皺未完全脹開，管件發(fā)生了沿著軸向的破裂。對(duì)脹形管件的中間狀態(tài)進(jìn)行分析，管件產(chǎn)生了4個(gè)波峰向內(nèi)的皺紋，皺紋將管周均勻分成4個(gè)部分，這與數(shù)值模擬中管坯起皺情況相同(圖10)，并且圖12、圖13中管件最大直徑點(diǎn)B點(diǎn)應(yīng)變路徑和壁厚變化較劇烈，因此管件的破裂可能是由于a區(qū)和b區(qū)形變劇烈所導(dǎo)致。當(dāng)初始?jí)侯^力為F0=20 kN時(shí)，管件產(chǎn)生了5個(gè)波峰向內(nèi)的皺紋，皺紋將管周均勻分成5個(gè)部分，皺紋尺寸小于初始?jí)侯^力F0=0時(shí)產(chǎn)生的皺紋，隨著壓頭力的增大，這5個(gè)皺紋被展平，并且管件最終脹形輪廓和壁厚均勻性較好。因此認(rèn)為初始?jí)侯^力F0=20 kN時(shí)產(chǎn)生的皺紋有益于管件成形。

(a)F0=0

(b)F0=20 kN圖18　相同管端進(jìn)給(S=10 mm)不同初始?jí)侯^力下脹形管件及中間形態(tài)

相同初始?jí)侯^力F0=20 kN、不同管端進(jìn)給量下獲得的脹形管件如圖19所示。當(dāng)達(dá)到最大脹形直徑D=140 mm時(shí)，進(jìn)給量S=7 mm和10 mm壁厚變化均勻，壓頭力F分別為250 kN和240 kN；當(dāng)管端進(jìn)給量為S=15 mm時(shí)，管件發(fā)生了沿著軸向的破裂，呈現(xiàn)明顯的韌性斷裂特征，這可能是由于過大的管端進(jìn)給使a區(qū)和b區(qū)形變劇烈，起皺后期無法展開，從而引起破裂。

(a)S=7 mm　　(b)S=10 mm

(c)S=15 mm　　　(d)破裂圖19　相同初始?jí)侯^力、不同管端進(jìn)給量下脹形管件(F0=20 kN，D=140 mm)

采用自制厚度測(cè)量?jī)x測(cè)定脹形管件厚度分布，初始?jí)侯^力F0=20 kN、管端進(jìn)給量S=10 mm時(shí)管件的實(shí)測(cè)壁厚分布和數(shù)值模擬結(jié)果如圖20所示。管坯實(shí)測(cè)最小壁厚為1.13 mm，管端收縮量為24 mm，試驗(yàn)所測(cè)壁厚減薄量小于模擬值，兩者壁厚變化趨勢(shì)基本一致，壓頭力小于模擬值，誤差都在5%以內(nèi)，證明了管材HGMF介質(zhì)脹形工藝仿真模型的準(zhǔn)確性。因此合理的管端進(jìn)給和初始?jí)侯^力可以提高管件極限脹形尺寸。

圖20　脹形管件壁厚試驗(yàn)和仿真結(jié)果的對(duì)比

4　結(jié)論

(1)AA5083合金的熱單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，變形溫度的升高對(duì)其成形性能影響顯著，變形溫度在190 ℃時(shí)均勻延伸率和屈強(qiáng)比出現(xiàn)極值，綜合考慮成形質(zhì)量和塑性成形性能，確定此溫度為AA5083焊接管材的等溫脹形工藝條件。

(2)建立了管材HGMF工藝仿真模型，結(jié)合理論FLD分析了加載路徑對(duì)管件主應(yīng)變曲線、管端縮料量和壁厚變化的影響規(guī)律，以此優(yōu)化了管端進(jìn)給和壓頭加載的匹配關(guān)系，獲得了最優(yōu)加載路徑，提高了管材的脹形極限。

(3)管材HGMF工藝脹形試驗(yàn)表明，不同加載路徑條件下獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬的變化趨勢(shì)相符，幾何形狀和壁厚分布等數(shù)據(jù)誤差不超過5%，證明了管材HGMF介質(zhì)脹形工藝仿真模型的準(zhǔn)確性；在管坯預(yù)成形自由脹形區(qū)形成有益皺紋是提高管件脹形極限的重要途徑。

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(編輯盧湘帆)

Formability of Hot Non-metallic Granule Medium of AA5083 Aluminum Alloy Tube under Various Loading Paths

Chen Xiaohua1，2Zhao Changcai1，2Dong Guojiang1Yang Zhuoyun1，2Cao Miaoyan1，2

1.Yanshan University, Qinhuangdao，Hebei,066004 2.Key Laboratory of Advanced Forging & Stamping Technology and Science of Ministry of Education of China,Qinhuangdao,Hebei,066004

Non-metallic granule (NMG) was used as the pressure-transfer medium and applied to the hot internal high-pressure forming technology on tube herein. The constitutive model of AA5083 sheet was created by the hot uniaxial tensile tests. Based on the numerical simulation of bulging on tube with NMG medium and the forming limit diagram (FLD), the influences of loading paths on the distribution of tube thickness, the contraction length of tube end and the path of principal strain were studied. All the work above were also verified by technological tests in the end. The results show that a reasonable match of initial punch force and axial feeding makes tube form a beneficial wrinkle in bulging region which is helpful in improving the forming limit because the material is gathered in the bulging region beforehand.

aluminum alloy tube; hot forming; non-metallic granule; loading path

2015-11-06

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51305386，51305385)；河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2013203093)；燕山大學(xué)博士基金資助項(xiàng)目(B865)

TG146.2

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.18.022

陳曉華，男，1988年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。主要研究方向?yàn)楣馨宀奶胤N成形工藝及其理論。發(fā)表論文2篇。趙長(zhǎng)財(cái)，男，1964年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。董國(guó)疆，男，1978年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院副教授。楊卓云，男，1990年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生。曹秒艷，男，1978年生。燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。