AA5083管件顆粒介質(zhì)非均勻內(nèi)壓溫?zé)崦浶喂に囆阅芙馕?/h1>
2017-01-09 02:43:54陳曉華趙長(zhǎng)財(cái)董國(guó)疆楊卓云曹秒艷
中國(guó)機(jī)械工程 2016年24期
陳曉華 趙長(zhǎng)財(cái) 董國(guó)疆 楊卓云 曹秒艷
1.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,0660042.燕山大學(xué)，秦皇島,066004
AA5083管件顆粒介質(zhì)非均勻內(nèi)壓溫?zé)崦浶喂に囆阅芙馕?/p>
陳曉華1趙長(zhǎng)財(cái)1董國(guó)疆2楊卓云1曹秒艷1
1.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,0660042.燕山大學(xué)，秦皇島,066004
基于管件熱單向拉伸試驗(yàn)、顆粒介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)，分析了采用溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝時(shí)，在非均勻內(nèi)壓下AA5083管材自由脹形區(qū)的受力情況，探討了顆粒介質(zhì)與管件內(nèi)壁摩擦作用對(duì)管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限的影響。理論分析和工藝試驗(yàn)表明，溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝中顆粒介質(zhì)與管坯之間存在的有益摩擦有效抑制了管件減薄，提高了管件脹形極限。
顆粒介質(zhì)；鋁合金管材；溫?zé)岢尚?；脹?/p>
0 引言
熱態(tài)內(nèi)高壓成形技術(shù)是為制備以輕量化為特征的空心變截面輕合金構(gòu)件而發(fā)展的先進(jìn)塑性加工技術(shù)，該技術(shù)的開發(fā)和應(yīng)用是目前國(guó)內(nèi)外的熱點(diǎn)研究方向。目前的研究主要集中在管材性能評(píng)定和脹形工藝控制方面。在管材性能評(píng)定方面，研究主要針對(duì)鋁/鎂合金管材性能測(cè)試與評(píng)價(jià)、成形極限及變形前后的組織演變等[1-3]。Dick等[4]設(shè)計(jì)了管材環(huán)狀試樣拉伸試驗(yàn)裝置，對(duì)管件受力和變形進(jìn)行了分析。He等[5]對(duì)鎂合金管件斷口形貌進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著溫度的升高管件斷裂形式由晶間斷裂變?yōu)轫g性斷裂。在工藝控制方面，研究主要集中在管件和介質(zhì)成形溫度的控制[6-7]，以及成形內(nèi)壓與管端進(jìn)給的匹配關(guān)系[8-9]等方面。Yi等[10]采用感應(yīng)加熱線圈對(duì)管件和介質(zhì)進(jìn)行加熱。Yuan等[11]采用嵌入到上下模的加熱棒對(duì)管件和介質(zhì)進(jìn)行加熱，管件和介質(zhì)溫度都采用熱電偶監(jiān)控。Hashemi等[12-13]研究了不同溫度下管端固定、管端自由縮料和管端主動(dòng)進(jìn)給對(duì)管件成形質(zhì)量的影響，合理的管端進(jìn)給可降低三軸應(yīng)力并延遲管件破裂。為適應(yīng)輕合金管材的成形特征，采用高壓氣體作為介質(zhì)是目前內(nèi)高壓成形發(fā)展的熱點(diǎn)方向。哈爾濱工業(yè)大學(xué)苑世劍課題組在熱氣脹成形工藝研究中，對(duì)試驗(yàn)設(shè)備、管件力學(xué)性能、材料組織演化等進(jìn)行了深入研究[14]。但在高溫高壓下液(氣)壓系統(tǒng)的密封和加載問題，限制了管件液(氣)壓脹形(tube hydroforming，THF)工藝的應(yīng)用和發(fā)展?；诖?，杜冰等[15]提出了溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形(warm granules medium forming,WGMF)工藝，以期為輕合金管狀構(gòu)件溫?zé)?成形溫度為100～300 ℃)脹形提供一種新的加工途徑。
溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝是采用耐熱顆粒(non-metallic granule，NMG)作為傳壓介質(zhì)代替剛性凸?；蚱渌浤＝橘|(zhì)的作用，對(duì)管狀構(gòu)件進(jìn)行溫?zé)崦浶蔚?。Cao等[16]采用固體顆粒介質(zhì)脹形技術(shù)進(jìn)行了不同截面形狀的金屬管試驗(yàn)。Chen等[17]采用不同類型顆粒介質(zhì)成形了T形管。Grüner等[18-21]研究了不同溫度下顆粒和板材之間的接觸關(guān)系,并對(duì)顆粒內(nèi)部壓力的傳遞規(guī)律進(jìn)行了探究。WGMF工藝與液(氣)壓脹形工藝相比，具有壓力建立方便、介質(zhì)易于密封、工藝實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)便等優(yōu)勢(shì)[22]。
本文基于管材熱單向拉伸試驗(yàn)、顆粒介質(zhì)溫?zé)醾鲏盒阅茉囼?yàn)和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)，分析了非均勻內(nèi)壓下AA5083管件自由脹形區(qū)受力情況，建立了管件脹形解析模型，探討了WGMF工藝和THF工藝管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限，并開展了工藝試驗(yàn)。
1 材料性能試驗(yàn)
1.1 熱單向拉伸試驗(yàn)
本研究中所用AA5083管材規(guī)格為φ100 mm×1.5 mm，材料的化學(xué)成分如表1所示?；谧孕性O(shè)計(jì)的弧形拉伸夾具，采用Inspekt-Table100電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行管件軸向熱單向拉伸試驗(yàn)，圖1為不同溫度下管件的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。材料的最大力總伸長(zhǎng)率(均勻延伸率)Agt是判定管材成形質(zhì)量的重要指標(biāo)。圖2顯示了與溫度相關(guān)的管材最大力總伸長(zhǎng)率Agt、斷裂總伸長(zhǎng)率At以及屈強(qiáng)比σs/σb曲線。斷裂總伸長(zhǎng)率At隨變形溫度的升高而提高，當(dāng)θw=190 ℃時(shí)，最大力總伸長(zhǎng)率Agt達(dá)到最高點(diǎn)37.7%，屈強(qiáng)比σs/σb達(dá)到最小值0.67。當(dāng)伸長(zhǎng)率超過Agt后，材料將發(fā)生分散性失穩(wěn)，壁厚發(fā)生非均勻變化，影響管件的光潔度。因此在θw=190 ℃時(shí)管材成形質(zhì)量和塑性成形性能達(dá)到最優(yōu)狀態(tài)，本文對(duì)管件成形性能的研究都在θw=190 ℃下進(jìn)行。
表1 AA5083化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %
圖1 不同溫度下真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線
圖2 不同溫度下延伸率和屈強(qiáng)比
1.2 NMG介質(zhì)傳壓性能和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)
本研究所選用顆粒介質(zhì)主要成分為ZrO2和SiO2，粒徑在0.22～0.38 mm之間，外觀光潔圓整，常溫下洛氏硬度達(dá)到48～55 HRC，屬于散粒體無黏性物料。顆粒介質(zhì)之間在成形過程中相互作用，其流動(dòng)變形和傳力機(jī)理與溫度之間關(guān)系復(fù)雜，因此需要通過試驗(yàn)探究溫?zé)犷w粒介質(zhì)性能特征。
顆粒介質(zhì)和管材耦合變形表現(xiàn)為顆粒介質(zhì)傳壓非均勻分布并具有一定的體積減縮率，顆粒與管材間產(chǎn)生較大的摩擦作用。通過試驗(yàn)測(cè)得θw=190 ℃下顆粒與AA5083管材之間的外摩擦因數(shù)曲線如圖3所示。外摩擦因數(shù)μ1隨壓應(yīng)力的增大而增大，曲線變化趨勢(shì)可用冪指函數(shù)擬合。
圖3 顆粒介質(zhì)與AA5083的外摩擦因數(shù)(θw=190 ℃)
根據(jù)文獻(xiàn)[23-24]常溫下研究顆粒介質(zhì)性能的試驗(yàn)方法，進(jìn)行θw=190 ℃下顆粒介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)(圖4)。隨著距壓頭距離的增大,NMG介質(zhì)徑向應(yīng)力pr呈指數(shù)衰減趨勢(shì)，可用下式表示：
pr=aebh
(1)
式中，a為與壓頭力pN相關(guān)的系數(shù)，MPa，可表示為a=0.3606pN-2.1474；b為指數(shù)系數(shù)，mm-1，擬合值為-0.01456；h為壓力傳感器距壓頭距離，mm。
圖4 徑向壓力試驗(yàn)曲線(θw=190 ℃)
2 理論分析
為方便建立理論模型，作以下假設(shè)：
(1) 管件采用等溫(θw=190 ℃)成形，忽略成形過程的功能轉(zhuǎn)換作用。
(2) 管坯變形為平面應(yīng)力狀態(tài)，且各向同性，符合等向強(qiáng)化特征，θw=190 ℃下本構(gòu)方程采用Fields Backofen模型為
(2)
(3) 管材脹形區(qū)輪廓形狀如圖5所示，可表示如下：
(3)
圖5 管件自由脹形區(qū)幾何模型
2.1 應(yīng)變分析
根據(jù)A(ZA, RA)點(diǎn)在外輪廓曲線和凹模圓角曲線上的連續(xù)性，可得
RA=R0+Rd(1-cosα)=RQ+Rfcosα
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
其中，R0、Rd、α、RB、L分別為管材初始半徑(mm)、凹模圓角半徑(mm)、貼模角(rad)、B點(diǎn)半徑(mm)和自由脹形區(qū)長(zhǎng)度(mm)。
根據(jù)脹形前后體積不變?cè)恚傻萌缦鹿剑?/p>
(9)
式中，t、t0、l0分別為管坯脹形瞬時(shí)壁厚(mm)、管坯初始壁厚(mm)和初始管坯長(zhǎng)度(mm)。
脹形前后t的變化很小，用t0代替t對(duì)積分結(jié)果的影響較小，對(duì)式(9)進(jìn)行相應(yīng)轉(zhuǎn)化，管端縮料量為
(10)
圖6 自由脹形區(qū)C點(diǎn)應(yīng)變分析
管材脹形的任一時(shí)刻，在自由脹形區(qū)任取一點(diǎn)C，分析變形前后該點(diǎn)單元體和單元體所在圓環(huán)體的體積變化如圖6所示。變形前單元體和圓環(huán)體的體積分別為
dV0=R0t0dl0dα
(11)
V0=2πR0t0dl0
(12)
變形后單元體和圓環(huán)體的體積分別為
dV=ρθtCRfdZdθ
(13)
(14)
由幾何關(guān)系知：
(15)
(16)
根據(jù)體積不變條件dV0=dV，V0=V，并定義dl=RfdZ可以得到：
(17)
自由脹形區(qū)任一點(diǎn)C的三個(gè)主應(yīng)變?yōu)?/p>
(18)
(19)
(20)
2.2 應(yīng)力分析
C點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)符合拉普拉斯方程，即
(21)
式中，σθC和σZC分別為C點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力(MPa)和C點(diǎn)切向應(yīng)力(MPa)；p(Z)為C點(diǎn)徑向壓力。
自由脹形區(qū)任一點(diǎn)的切向半徑向量lQC繞Z軸旋轉(zhuǎn)一周將管件切開(圖7)，可列Z軸方向的平衡方程如下：
f2+f3=f1+2π(RQ+Rfcosθ)tCσZCcosθ
(22)其中，f1為管件與顆粒之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f2為管件與模具之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f3為內(nèi)壓向Z軸的投影(N)，表達(dá)式分別為
(23)
(24)
(25)
式中，μ2為管材與模具之間的摩擦因數(shù)，μ2=0.05。
圖7 自由脹形區(qū)應(yīng)力分析
(26)
(27)
μ1=0.141p(Z)0.24
(28)
通過式(21)和式(22)可求得C點(diǎn)應(yīng)力
(29)
(30)
當(dāng)θ=0時(shí)，式(18)～式(20)為脹形頂點(diǎn)應(yīng)變分量，式(29)和式(30)為脹形頂點(diǎn)應(yīng)力分量。
根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則和Ilyusin變形理論，有
(31)
(32)
(33)
對(duì)于任一脹形直徑，將自由脹形區(qū)頂點(diǎn)B的等效應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式代入式(2)，將應(yīng)力應(yīng)變分量的計(jì)算表達(dá)式代入式(33)，并采用數(shù)值法求解頂點(diǎn)B的pB、tB和脹形最大徑時(shí)各應(yīng)變分量，將各應(yīng)力計(jì)算表達(dá)式和求得的pB代入式(33)，采用數(shù)值法可求得任一位置點(diǎn)C的壁厚。令μ1=0，p(Z)=pN，此時(shí)為均布內(nèi)壓，即為液壓脹形管件解析模型。
3 管材成形極限分析
采用M-K理論建立AA5083管材理論成形極限圖(FLC)[25-26]，本構(gòu)方程和材料參數(shù)均由管件熱單向拉伸試驗(yàn)確定，忽略厚向異性特征，假定材料符合Hill48屈服準(zhǔn)則，并設(shè)初始厚度不均度f0=0.99?；赪GMF工藝和THF工藝管件理論分析，可得管件脹形過程中頂點(diǎn)B的環(huán)向和軸向主應(yīng)變值，并將其輸入理論成形極限圖(圖8)。在WGMF工藝中，在脹形初始階段，B點(diǎn)處于拉壓應(yīng)力狀態(tài)，環(huán)向受拉、軸向受壓；當(dāng)管件最大脹形比達(dá)到RB/R0=1.24時(shí)B點(diǎn)進(jìn)入拉拉應(yīng)力狀態(tài)，而在THF工藝中，B點(diǎn)始終處于拉拉應(yīng)力狀態(tài)。WGMF工藝中，當(dāng)脹形比為RB/R0=1.4時(shí)，B點(diǎn)達(dá)到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)；在THF工藝中，當(dāng)脹形比為RB/R0=1.36時(shí)，B點(diǎn)達(dá)到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)。WGMF工藝管件極限脹形直徑相對(duì)于THF工藝增大了3%，因此WGMF工藝可增大管件的脹形極限。
圖8 理論成形極限圖
(a)脹形區(qū)壁厚分布(RB=67.5 mm)
(b)B點(diǎn)壁厚變化曲線
WGMF工藝中，軸向壓應(yīng)力主要來自于顆粒介質(zhì)與管坯內(nèi)壁存在的較強(qiáng)摩擦作用，這一作用有效抑制了管件脹形區(qū)的減薄，使THF工藝管件脹形區(qū)壁厚小于WGMF工藝管件脹形區(qū)壁厚，在頂點(diǎn)B處壁厚差達(dá)到最大(圖9a)；并且兩種工藝下B點(diǎn)壁厚差隨著脹形半徑的增大而增大(圖9b)，這是該工藝區(qū)別于液壓脹形的主要特征。因此，顆粒介質(zhì)與管坯內(nèi)壁存在的摩擦可增大管件脹形極限，為有益摩擦。
4 工藝試驗(yàn)
圖10 溫?zé)酦MG介質(zhì)管材脹形試驗(yàn)裝置
根據(jù)WGMF工藝特點(diǎn)設(shè)計(jì)了典型管件脹形試驗(yàn)裝置(圖10)，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，通過壓頭的向上位移對(duì)顆粒施加壓頭力。溫控系統(tǒng)由均勻分布于上下模座以及凹模的加熱棒和熱電偶組成的閉環(huán)控制系統(tǒng)組成。壓頭的實(shí)時(shí)位移信號(hào)數(shù)據(jù)通過液壓機(jī)控制臺(tái)獲得，并將數(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。
在θw=190 ℃時(shí)進(jìn)行WGMF工藝試驗(yàn)，脹形管件如圖11所示。當(dāng)脹形半徑達(dá)到RB=70 mm時(shí)管件發(fā)生沿著軸向的破裂，這與圖8所預(yù)測(cè)的管坯成形極限相符，表明所建AA5083管件理論成形極限的準(zhǔn)確性。測(cè)量不同脹形半徑下最大徑B點(diǎn)厚度，與理論分析曲線的變化趨勢(shì)相同，如圖12a所示。分析脹形半徑RB=69 mm時(shí)自由脹形區(qū)壁厚分布，壁厚分布的理論和試驗(yàn)曲線變化趨勢(shì)相同，最大誤差小于5%(圖12b)。以上脹形管件壁厚的理論和試驗(yàn)曲線對(duì)比分析表明了所建立的非均勻內(nèi)高壓管件脹形解析模型的準(zhǔn)確性。
原始管坯 RB=55 mm RB=62 mmRB=65 mm
RB=68 mm RB=69 mm RB=70 mm破裂
(a)B點(diǎn)壁厚變化曲線
(b)脹形區(qū)壁厚分布(RB=69 mm)
5 結(jié)論
(1)與THF工藝相比，WGMF工藝中顆粒介質(zhì)與管坯之間存在的有益摩擦提高了管件的脹形極限。
(2)理論分析和工藝試驗(yàn)所得管件壁厚相同的變化趨勢(shì)表明了非均勻內(nèi)高壓管件脹形解析模型的準(zhǔn)確性。
(3) WGMF工藝具有的壓力建立方便、介質(zhì)易于密封、工藝實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)便等優(yōu)勢(shì)為鋁合金管件溫?zé)岢尚翁峁┝艘环N新的方法。
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(編輯 王艷麗)
Analyses of AA5083 Tube Warm Bulging Processes under Non-uniform Pressures of Granule Medium
Chen Xiaohua1Zhao Changcai1Dong Guojiang2Yang Zhuoyun1Cao Miaoyan1
1.Key Laboratory of Advanced Forging & Stamping Technology and Science of Ministry of Education of China,Qinhuangdao,Hebei,0660042.Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004
The influences of friction at the tube/granule interface on the thickness distribution of free bulging region and the bulging limitation were discussed based on uniaxial tensile tests at elevated temperature for AA5083 tube, the pressure-transfer tests and the external friction coefficient tests for granule medium after the force conditions of free bulging region were analyzed under non-uniform internal pressures. The theoretical analyses and tests show that friction at the tube/granule interface is beneficial for preventing the thickness decrease and improving bulging limitation.
granule medium; aluminum alloy tube; warm forming; bulging
2016-04-20
國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51305386,51305385)
TG146.2
10.3969/j.issn.1004-132X.2016.24.019
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6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。董國(guó)疆，男，1978年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院副教授、博士研究生。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、博士研究生。
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陳曉華 趙長(zhǎng)財(cái) 董國(guó)疆 楊卓云 曹秒艷
1.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,0660042.燕山大學(xué)，秦皇島,066004
AA5083管件顆粒介質(zhì)非均勻內(nèi)壓溫?zé)崦浶喂に囆阅芙馕?/p>
陳曉華1趙長(zhǎng)財(cái)1董國(guó)疆2楊卓云1曹秒艷1
1.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,0660042.燕山大學(xué)，秦皇島,066004
基于管件熱單向拉伸試驗(yàn)、顆粒介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)，分析了采用溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝時(shí)，在非均勻內(nèi)壓下AA5083管材自由脹形區(qū)的受力情況，探討了顆粒介質(zhì)與管件內(nèi)壁摩擦作用對(duì)管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限的影響。理論分析和工藝試驗(yàn)表明，溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝中顆粒介質(zhì)與管坯之間存在的有益摩擦有效抑制了管件減薄，提高了管件脹形極限。
顆粒介質(zhì)；鋁合金管材；溫?zé)岢尚?；脹?/p>
0 引言
熱態(tài)內(nèi)高壓成形技術(shù)是為制備以輕量化為特征的空心變截面輕合金構(gòu)件而發(fā)展的先進(jìn)塑性加工技術(shù)，該技術(shù)的開發(fā)和應(yīng)用是目前國(guó)內(nèi)外的熱點(diǎn)研究方向。目前的研究主要集中在管材性能評(píng)定和脹形工藝控制方面。在管材性能評(píng)定方面，研究主要針對(duì)鋁/鎂合金管材性能測(cè)試與評(píng)價(jià)、成形極限及變形前后的組織演變等[1-3]。Dick等[4]設(shè)計(jì)了管材環(huán)狀試樣拉伸試驗(yàn)裝置，對(duì)管件受力和變形進(jìn)行了分析。He等[5]對(duì)鎂合金管件斷口形貌進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著溫度的升高管件斷裂形式由晶間斷裂變?yōu)轫g性斷裂。在工藝控制方面，研究主要集中在管件和介質(zhì)成形溫度的控制[6-7]，以及成形內(nèi)壓與管端進(jìn)給的匹配關(guān)系[8-9]等方面。Yi等[10]采用感應(yīng)加熱線圈對(duì)管件和介質(zhì)進(jìn)行加熱。Yuan等[11]采用嵌入到上下模的加熱棒對(duì)管件和介質(zhì)進(jìn)行加熱，管件和介質(zhì)溫度都采用熱電偶監(jiān)控。Hashemi等[12-13]研究了不同溫度下管端固定、管端自由縮料和管端主動(dòng)進(jìn)給對(duì)管件成形質(zhì)量的影響，合理的管端進(jìn)給可降低三軸應(yīng)力并延遲管件破裂。為適應(yīng)輕合金管材的成形特征，采用高壓氣體作為介質(zhì)是目前內(nèi)高壓成形發(fā)展的熱點(diǎn)方向。哈爾濱工業(yè)大學(xué)苑世劍課題組在熱氣脹成形工藝研究中，對(duì)試驗(yàn)設(shè)備、管件力學(xué)性能、材料組織演化等進(jìn)行了深入研究[14]。但在高溫高壓下液(氣)壓系統(tǒng)的密封和加載問題，限制了管件液(氣)壓脹形(tube hydroforming，THF)工藝的應(yīng)用和發(fā)展?；诖?，杜冰等[15]提出了溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形(warm granules medium forming,WGMF)工藝，以期為輕合金管狀構(gòu)件溫?zé)?成形溫度為100～300 ℃)脹形提供一種新的加工途徑。
溫?zé)犷w粒介質(zhì)壓力成形工藝是采用耐熱顆粒(non-metallic granule，NMG)作為傳壓介質(zhì)代替剛性凸?；蚱渌浤＝橘|(zhì)的作用，對(duì)管狀構(gòu)件進(jìn)行溫?zé)崦浶蔚?。Cao等[16]采用固體顆粒介質(zhì)脹形技術(shù)進(jìn)行了不同截面形狀的金屬管試驗(yàn)。Chen等[17]采用不同類型顆粒介質(zhì)成形了T形管。Grüner等[18-21]研究了不同溫度下顆粒和板材之間的接觸關(guān)系,并對(duì)顆粒內(nèi)部壓力的傳遞規(guī)律進(jìn)行了探究。WGMF工藝與液(氣)壓脹形工藝相比，具有壓力建立方便、介質(zhì)易于密封、工藝實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)便等優(yōu)勢(shì)[22]。
本文基于管材熱單向拉伸試驗(yàn)、顆粒介質(zhì)溫?zé)醾鲏盒阅茉囼?yàn)和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)，分析了非均勻內(nèi)壓下AA5083管件自由脹形區(qū)受力情況，建立了管件脹形解析模型，探討了WGMF工藝和THF工藝管件脹形區(qū)壁厚分布和脹形極限，并開展了工藝試驗(yàn)。
1 材料性能試驗(yàn)
1.1 熱單向拉伸試驗(yàn)
本研究中所用AA5083管材規(guī)格為φ100 mm×1.5 mm，材料的化學(xué)成分如表1所示?；谧孕性O(shè)計(jì)的弧形拉伸夾具，采用Inspekt-Table100電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行管件軸向熱單向拉伸試驗(yàn)，圖1為不同溫度下管件的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。材料的最大力總伸長(zhǎng)率(均勻延伸率)Agt是判定管材成形質(zhì)量的重要指標(biāo)。圖2顯示了與溫度相關(guān)的管材最大力總伸長(zhǎng)率Agt、斷裂總伸長(zhǎng)率At以及屈強(qiáng)比σs/σb曲線。斷裂總伸長(zhǎng)率At隨變形溫度的升高而提高，當(dāng)θw=190 ℃時(shí)，最大力總伸長(zhǎng)率Agt達(dá)到最高點(diǎn)37.7%，屈強(qiáng)比σs/σb達(dá)到最小值0.67。當(dāng)伸長(zhǎng)率超過Agt后，材料將發(fā)生分散性失穩(wěn)，壁厚發(fā)生非均勻變化，影響管件的光潔度。因此在θw=190 ℃時(shí)管材成形質(zhì)量和塑性成形性能達(dá)到最優(yōu)狀態(tài)，本文對(duì)管件成形性能的研究都在θw=190 ℃下進(jìn)行。
表1 AA5083化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %
圖1 不同溫度下真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線
圖2 不同溫度下延伸率和屈強(qiáng)比
1.2 NMG介質(zhì)傳壓性能和外摩擦因數(shù)試驗(yàn)
本研究所選用顆粒介質(zhì)主要成分為ZrO2和SiO2，粒徑在0.22～0.38 mm之間，外觀光潔圓整，常溫下洛氏硬度達(dá)到48～55 HRC，屬于散粒體無黏性物料。顆粒介質(zhì)之間在成形過程中相互作用，其流動(dòng)變形和傳力機(jī)理與溫度之間關(guān)系復(fù)雜，因此需要通過試驗(yàn)探究溫?zé)犷w粒介質(zhì)性能特征。
顆粒介質(zhì)和管材耦合變形表現(xiàn)為顆粒介質(zhì)傳壓非均勻分布并具有一定的體積減縮率，顆粒與管材間產(chǎn)生較大的摩擦作用。通過試驗(yàn)測(cè)得θw=190 ℃下顆粒與AA5083管材之間的外摩擦因數(shù)曲線如圖3所示。外摩擦因數(shù)μ1隨壓應(yīng)力的增大而增大，曲線變化趨勢(shì)可用冪指函數(shù)擬合。
圖3 顆粒介質(zhì)與AA5083的外摩擦因數(shù)(θw=190 ℃)
根據(jù)文獻(xiàn)[23-24]常溫下研究顆粒介質(zhì)性能的試驗(yàn)方法，進(jìn)行θw=190 ℃下顆粒介質(zhì)傳壓性能試驗(yàn)(圖4)。隨著距壓頭距離的增大,NMG介質(zhì)徑向應(yīng)力pr呈指數(shù)衰減趨勢(shì)，可用下式表示：
pr=aebh
(1)
式中，a為與壓頭力pN相關(guān)的系數(shù)，MPa，可表示為a=0.3606pN-2.1474；b為指數(shù)系數(shù)，mm-1，擬合值為-0.01456；h為壓力傳感器距壓頭距離，mm。
圖4 徑向壓力試驗(yàn)曲線(θw=190 ℃)
2 理論分析
為方便建立理論模型，作以下假設(shè)：
(1) 管件采用等溫(θw=190 ℃)成形，忽略成形過程的功能轉(zhuǎn)換作用。
(2) 管坯變形為平面應(yīng)力狀態(tài)，且各向同性，符合等向強(qiáng)化特征，θw=190 ℃下本構(gòu)方程采用Fields Backofen模型為
(2)
(3) 管材脹形區(qū)輪廓形狀如圖5所示，可表示如下：
(3)
圖5 管件自由脹形區(qū)幾何模型
2.1 應(yīng)變分析
根據(jù)A(ZA, RA)點(diǎn)在外輪廓曲線和凹模圓角曲線上的連續(xù)性，可得
RA=R0+Rd(1-cosα)=RQ+Rfcosα
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
其中，R0、Rd、α、RB、L分別為管材初始半徑(mm)、凹模圓角半徑(mm)、貼模角(rad)、B點(diǎn)半徑(mm)和自由脹形區(qū)長(zhǎng)度(mm)。
根據(jù)脹形前后體積不變?cè)恚傻萌缦鹿剑?/p>
(9)
式中，t、t0、l0分別為管坯脹形瞬時(shí)壁厚(mm)、管坯初始壁厚(mm)和初始管坯長(zhǎng)度(mm)。
脹形前后t的變化很小，用t0代替t對(duì)積分結(jié)果的影響較小，對(duì)式(9)進(jìn)行相應(yīng)轉(zhuǎn)化，管端縮料量為
(10)
圖6 自由脹形區(qū)C點(diǎn)應(yīng)變分析
管材脹形的任一時(shí)刻，在自由脹形區(qū)任取一點(diǎn)C，分析變形前后該點(diǎn)單元體和單元體所在圓環(huán)體的體積變化如圖6所示。變形前單元體和圓環(huán)體的體積分別為
dV0=R0t0dl0dα
(11)
V0=2πR0t0dl0
(12)
變形后單元體和圓環(huán)體的體積分別為
dV=ρθtCRfdZdθ
(13)
(14)
由幾何關(guān)系知：
(15)
(16)
根據(jù)體積不變條件dV0=dV，V0=V，并定義dl=RfdZ可以得到：
(17)
自由脹形區(qū)任一點(diǎn)C的三個(gè)主應(yīng)變?yōu)?/p>
(18)
(19)
(20)
2.2 應(yīng)力分析
C點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)符合拉普拉斯方程，即
(21)
式中，σθC和σZC分別為C點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力(MPa)和C點(diǎn)切向應(yīng)力(MPa)；p(Z)為C點(diǎn)徑向壓力。
自由脹形區(qū)任一點(diǎn)的切向半徑向量lQC繞Z軸旋轉(zhuǎn)一周將管件切開(圖7)，可列Z軸方向的平衡方程如下：
f2+f3=f1+2π(RQ+Rfcosθ)tCσZCcosθ
(22)其中，f1為管件與顆粒之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f2為管件與模具之間的摩擦力向Z軸的投影(N)；f3為內(nèi)壓向Z軸的投影(N)，表達(dá)式分別為
(23)
(24)
(25)
式中，μ2為管材與模具之間的摩擦因數(shù)，μ2=0.05。
圖7 自由脹形區(qū)應(yīng)力分析
(26)
(27)
μ1=0.141p(Z)0.24
(28)
通過式(21)和式(22)可求得C點(diǎn)應(yīng)力
(29)
(30)
當(dāng)θ=0時(shí)，式(18)～式(20)為脹形頂點(diǎn)應(yīng)變分量，式(29)和式(30)為脹形頂點(diǎn)應(yīng)力分量。
根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則和Ilyusin變形理論，有
(31)
(32)
(33)
對(duì)于任一脹形直徑，將自由脹形區(qū)頂點(diǎn)B的等效應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式代入式(2)，將應(yīng)力應(yīng)變分量的計(jì)算表達(dá)式代入式(33)，并采用數(shù)值法求解頂點(diǎn)B的pB、tB和脹形最大徑時(shí)各應(yīng)變分量，將各應(yīng)力計(jì)算表達(dá)式和求得的pB代入式(33)，采用數(shù)值法可求得任一位置點(diǎn)C的壁厚。令μ1=0，p(Z)=pN，此時(shí)為均布內(nèi)壓，即為液壓脹形管件解析模型。
3 管材成形極限分析
采用M-K理論建立AA5083管材理論成形極限圖(FLC)[25-26]，本構(gòu)方程和材料參數(shù)均由管件熱單向拉伸試驗(yàn)確定，忽略厚向異性特征，假定材料符合Hill48屈服準(zhǔn)則，并設(shè)初始厚度不均度f0=0.99?；赪GMF工藝和THF工藝管件理論分析，可得管件脹形過程中頂點(diǎn)B的環(huán)向和軸向主應(yīng)變值，并將其輸入理論成形極限圖(圖8)。在WGMF工藝中，在脹形初始階段，B點(diǎn)處于拉壓應(yīng)力狀態(tài)，環(huán)向受拉、軸向受壓；當(dāng)管件最大脹形比達(dá)到RB/R0=1.24時(shí)B點(diǎn)進(jìn)入拉拉應(yīng)力狀態(tài)，而在THF工藝中，B點(diǎn)始終處于拉拉應(yīng)力狀態(tài)。WGMF工藝中，當(dāng)脹形比為RB/R0=1.4時(shí)，B點(diǎn)達(dá)到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)；在THF工藝中，當(dāng)脹形比為RB/R0=1.36時(shí)，B點(diǎn)達(dá)到θw=190 ℃下理論成形極限圖的破裂判定區(qū)。WGMF工藝管件極限脹形直徑相對(duì)于THF工藝增大了3%，因此WGMF工藝可增大管件的脹形極限。
圖8 理論成形極限圖
(a)脹形區(qū)壁厚分布(RB=67.5 mm)
(b)B點(diǎn)壁厚變化曲線
WGMF工藝中，軸向壓應(yīng)力主要來自于顆粒介質(zhì)與管坯內(nèi)壁存在的較強(qiáng)摩擦作用，這一作用有效抑制了管件脹形區(qū)的減薄，使THF工藝管件脹形區(qū)壁厚小于WGMF工藝管件脹形區(qū)壁厚，在頂點(diǎn)B處壁厚差達(dá)到最大(圖9a)；并且兩種工藝下B點(diǎn)壁厚差隨著脹形半徑的增大而增大(圖9b)，這是該工藝區(qū)別于液壓脹形的主要特征。因此，顆粒介質(zhì)與管坯內(nèi)壁存在的摩擦可增大管件脹形極限，為有益摩擦。
4 工藝試驗(yàn)
圖10 溫?zé)酦MG介質(zhì)管材脹形試驗(yàn)裝置
根據(jù)WGMF工藝特點(diǎn)設(shè)計(jì)了典型管件脹形試驗(yàn)裝置(圖10)，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，通過壓頭的向上位移對(duì)顆粒施加壓頭力。溫控系統(tǒng)由均勻分布于上下模座以及凹模的加熱棒和熱電偶組成的閉環(huán)控制系統(tǒng)組成。壓頭的實(shí)時(shí)位移信號(hào)數(shù)據(jù)通過液壓機(jī)控制臺(tái)獲得，并將數(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。
在θw=190 ℃時(shí)進(jìn)行WGMF工藝試驗(yàn)，脹形管件如圖11所示。當(dāng)脹形半徑達(dá)到RB=70 mm時(shí)管件發(fā)生沿著軸向的破裂，這與圖8所預(yù)測(cè)的管坯成形極限相符，表明所建AA5083管件理論成形極限的準(zhǔn)確性。測(cè)量不同脹形半徑下最大徑B點(diǎn)厚度，與理論分析曲線的變化趨勢(shì)相同，如圖12a所示。分析脹形半徑RB=69 mm時(shí)自由脹形區(qū)壁厚分布，壁厚分布的理論和試驗(yàn)曲線變化趨勢(shì)相同，最大誤差小于5%(圖12b)。以上脹形管件壁厚的理論和試驗(yàn)曲線對(duì)比分析表明了所建立的非均勻內(nèi)高壓管件脹形解析模型的準(zhǔn)確性。
原始管坯 RB=55 mm RB=62 mmRB=65 mm
RB=68 mm RB=69 mm RB=70 mm破裂
(a)B點(diǎn)壁厚變化曲線
(b)脹形區(qū)壁厚分布(RB=69 mm)
5 結(jié)論
(1)與THF工藝相比，WGMF工藝中顆粒介質(zhì)與管坯之間存在的有益摩擦提高了管件的脹形極限。
(2)理論分析和工藝試驗(yàn)所得管件壁厚相同的變化趨勢(shì)表明了非均勻內(nèi)高壓管件脹形解析模型的準(zhǔn)確性。
(3) WGMF工藝具有的壓力建立方便、介質(zhì)易于密封、工藝實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)便等優(yōu)勢(shì)為鋁合金管件溫?zé)岢尚翁峁┝艘环N新的方法。
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(編輯 王艷麗)
Analyses of AA5083 Tube Warm Bulging Processes under Non-uniform Pressures of Granule Medium
Chen Xiaohua1Zhao Changcai1Dong Guojiang2Yang Zhuoyun1Cao Miaoyan1
1.Key Laboratory of Advanced Forging & Stamping Technology and Science of Ministry of Education of China,Qinhuangdao,Hebei,0660042.Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004
The influences of friction at the tube/granule interface on the thickness distribution of free bulging region and the bulging limitation were discussed based on uniaxial tensile tests at elevated temperature for AA5083 tube, the pressure-transfer tests and the external friction coefficient tests for granule medium after the force conditions of free bulging region were analyzed under non-uniform internal pressures. The theoretical analyses and tests show that friction at the tube/granule interface is beneficial for preventing the thickness decrease and improving bulging limitation.
granule medium; aluminum alloy tube; warm forming; bulging
2016-04-20
國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51305386,51305385)
TG146.2
10.3969/j.issn.1004-132X.2016.24.019
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6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。董國(guó)疆，男，1978年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院副教授、博士研究生。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、博士研究生。
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