加载路径对AA5083管件热态非金属颗粒介质成形性能的影响

陈晓华　赵长财　董国疆　杨卓云　曹秒艳

1.燕山大学，秦皇岛，0660042.先进锻压成形技术与科学教育部重点实验室，秦皇岛，066004



加载路径对AA5083管件热态非金属颗粒介质成形性能的影响

陈晓华1,2赵长财1,2董国疆1杨卓云1,2曹秒艳1,2

1.燕山大学，秦皇岛，0660042.先进锻压成形技术与科学教育部重点实验室，秦皇岛，066004

将颗粒介质作为传力介质，应用于铝合金管件内高压热成形工艺。通过热单向拉伸试验建立AA5083板材的本构模型。通过管材热态颗粒介质胀形数值模拟，结合AA5083理论成形极限图的分析，研究了不同加载路径对管件壁厚分布、管端缩料量和主应变曲线的影响规律，并进行了相应的工艺试验验证。研究结果表明，合理匹配初始压头力和管端进给量参数，使预成形管坯在胀形区形成有益皱纹，可为胀形区管坯变形提供聚料作用，从而提高管件成形质量和胀形极限。

铝合金管材；热成形；非金属颗粒；加载路径

0　引言

现有的管材内高压成形技术主要以液体为成形压力的传递介质，该技术已在诸多领域成功应用。然而，轻合金管件成形若要实现较大的变形量往往需要采用加热胀形工艺来获得更大的延伸率和较小的回弹量。因此，铝合金管件的热成形对内高压胀形介质、模具密封结构和增压系统提出了更高的要求，这在一定程度上限制了内高压成形技术的应用。针对此，本文提出了轻合金管材热态颗粒介质成形工艺(hot granules medium pressure forming，HGMF)，应用耐热颗粒介质作为传压介质，从而解决管材热态内高压胀形工艺过程中所面临的传热、密封等关键技术问题。

自本文第二作者赵长财等[1]提出固体颗粒介质成形工艺以来，本课题组针对颗粒介质传压性能、工艺特征的实验和分析方法等进行了大量的研究。实验研究表明，离压头加载方向越远，颗粒介质径向应力衰减越剧烈，且为非线性分布[2-3]，颗粒介质的外摩擦因数随着压力增大而增大，且增长率随压力增大而降低，可用幂指函数表示[4]。数值仿真方面，对比分别基于颗粒介质有限元数值模型和离散元数值模型所建立的传压仿真模型可知，颗粒介质径向压力的数值模拟结果与传压性能试验吻合度较好[5-6]。在实验装置方面，杜冰等[7-9]设计了一种带有弹簧装置的柔性模具结构，分析了高强度钢变形时内压与管材成形形状之间的关系，探究了窄环带管件胀形及缩颈的工艺成形特征，并确定缩颈成形时管件发生环向失稳的几何判定条件。在管件变形分析方面，赵长财等[10-11]假设变形区轮廓符合抛物线或椭圆模型，得到胀形系数为1.35的不锈钢管件变形区任意一点应力应变状态。以上文献主要在常温下探究颗粒介质性质和成形工艺特征，未深入分析该工艺特征对管件成形质量的影响。

在管材内高压成形工艺中，胀形力和管端进给量是保证管件成形质量的两个重要加载参数，国内外学者在此方面开展了大量的研究工作。施加管端进给可以延迟管件破裂[12-16]。初始胀形力的施加可以阻止管坯局部起皱，提高管件成形质量[17]。在管材双面液压成形工艺中，作用于管件外表面的胀形力可以提高管件过渡区的成形性能[18-19]。一些学者以管件成形质量为标准，分别采用以管件胀形轮廓和模具轮廓为最小形状差的模拟退火算法，以厚度准则为判断依据的ANSYS参数化设计语言的自适应方法，以及以颈缩和起皱为指标的模糊控制技术[20-22]，对加载路径进行了探究。

本文根据热单向拉伸试验建立AA5083板材的本构方程，并确定最优成形温度。基于扩展的Drucker-Prager线性模型，建立最优成形温度下管材HGMF的仿真模型，结合AA5083理论成形极限图(forming limit diagram，FLD)，分析加载路径对管件壁厚变化、管端缩料量和主应变曲线的影响规律，并进行了相应的工艺验证试验。

1　材料性能试验

1.1热单向拉伸试验

本研究所用管材是由AA5083板材通过卷焊而成的，规格为φ100 mm×1.5 mm，焊接区占管材环向尺寸的3%左右，焊丝为AA5B06，与板材材质相近。管材的材料性能通过板材的热单向拉伸试验获得。表1为采用X射线荧光光谱分析仪测定的AA5083板材的材料化学成分。

表1　AA5083化学成分(质量分数)　 %

σ=346.3ε0.284(MPa)

(1)

图 s-1时不同温度下AA5083真实应力-应变曲线

图 s-1时不同温度下板材最大力总伸长率Agt和断裂总伸长率At曲线

图 s-1时不同温度下AA5083屈强比

1.2 颗粒介质传压性能

本研究所选用的颗粒介质(non-metallicgranule，NMG) 的主要成分为ZrO2和SiO2，直径在0.220～0.380mm之间，外观光洁圆整，常温下洛氏硬度达到48～55HRC，属于无黏性材料，即黏聚力为零，颗粒介质具有压硬性、剪胀性和摩擦性。根据HGMF工艺加载特点设计了热态HGMF介质传压性能试验装置，包含加载系统、温控系统、测试系统和数据采集分析系统。传压性能测定主要通过均布于承压筒两侧等间距的压力传感器和上下压头(自制压力传感器)实现(图4)。

图4　径向压力随变形温度的变化曲线(p=90 MPa)

在HGMF工艺过程中，颗粒介质承载并与管材耦合变形，颗粒介质表现出传压非均匀分布、体积减缩[23]、与管材间产生摩擦作用三项主要特征。

通过大量的测试分析表明，NMG介质径向压力pr随着变形温度的升高而减小，但影响并不显著；同时，在压头加载方向，径向压力随着远离压头而线性衰减。变形温度并未对径向压力的衰减率带来影响，在室温至270 ℃范围内，衰减率基本相同，如图4所示。

采用岩土力学中的扩展Drucker-Prager线性材料模型可以表达单调加载条件下散粒体的力学特性。依据岩土力学理论和分析方法，本文自行设计并开展了热态颗粒介质剪切试验和体积压缩试验，得到了变形温度为190 ℃的NMG介质内摩擦角β、三轴拉伸屈服应力与三轴压缩屈服应力之比χ、剪胀角ψ等扩展的Drucker-Prager线性模型参数，以及NMG介质外摩擦因数μn，如表2所示。颗粒介质在此温度下的本构方程可用幂值函数表示：

(2)

2　加载路径的有限元分析

2.1有限元模型的建立

基于190 ℃下颗粒介质传压性能试验，建立颗粒介质传压模型，验证190 ℃下扩展的Drucker-Prager线性模型参数(表2)和颗粒介质本构方程的正确性。对比不同压头压力下试验和模拟的径向压力曲线(图5)，可知两者变化趋势相同，误差小于10%。因此190 ℃下扩展的Drucker-Prager线性模型可用于管材胀形工艺分析。

图5　径向压力的试验和模拟对比曲线(t=190 ℃)

采用ABAQUS/Explicit模块分析管材胀形过程。仿真过程中管坯在胀形区板壳和NMG介质变形剧烈，网格容易产生扭曲，导致计算精度下降。因此，对NMG介质和管坯网格赋予自适应功能；忽略管坯的厚向异性，厚度方向取7个积分点；压头、型腔等部件均定义为解析刚体，模具尺寸如图6所示。接触面之间采用罚函数接触算法，定义库仑摩擦，其中管坯与凹模之间摩擦因数定义为0.05，NMG介质与管坯、模具之间的摩擦因数按表2设定。本研究的HGMF工艺仿真假定为等温状态，材料属性均采用190 ℃的参数设置，并忽略变形过程中的热力转换和热交换作用。

图6　胀形有限元模型

HGMF工艺数值模拟采用单向加载方式，压头加载给NMG介质，介质传递压力作用于管坯，并包覆于管坯内表面，与管坯共同变形。设定管坯初始高度90 mm，外径D0=100 mm，壁厚δ=1.5 mm，厚径比η=δ/D0=0.015。分别给定压头压力和管端进给量，通过时间幅值表控制协调，形成不同的加载路径。压头加载通过刚体参考点给定集中力来实现，管端进给量通过给定管端面节点耦合参考点施加位移来实现。

2.2管端无约束状态胀形

基于AA5083材料性能参数绘制理论FLD，根据HGMF工艺仿真数据预测管端无约束状态管件胀形极限，分析胀形过程管件变形状态和壁厚变化规律。AA5083管材理论FLD的建立采用M-K理论[24-25]，材料参数按照热单向拉伸试验(t=190 ℃)结果给定，本构方程依照式(1)，忽略厚向异性特征，假定材料符合Hill48屈服准则，通过数值方法求解得到变形温度为190 ℃的理论成形极限曲线。初始厚度不均度f0=0.99，并通过热单向拉伸试验和数值仿真的结果来比对验证。

通过管端无约束的HGMF工艺仿真，选取压头加载力分别为210 kN、230 kN和250 kN的三个胀形状态，顺序提取管坯轴向节点的第一主应变和第二主应变数值，并绘制在理论FLD上，如图7所示，其中B点为管坯胀形最大直径点，A点和C点分别为管坯上下圆角点。B点将管件母线分为对称的上下两部分，但其主应变线并不重合，这是本工艺采用单向加载方式形成的特征。随着胀形的发展，压头力逐渐增大，B点向成形极限线逐步靠近。当压头力F=250 kN时，B点的主应变值达到理论FLD的破裂判定区域。此时，管端缩料量St=24.8 mm，B点胀形直径D=140.2 mm，壁厚δ=1.09 mm，如图8所示。管材自由变形区胀形最大直径和壁厚变化随着胀形的发展呈现单调线性变化。

图7　管端自由收缩时不同压头力下主应变轨迹

图8　管端无约束状态胀形最大直径和壁厚变化曲线

为了增大管件的胀形极限，避免因壁厚局部区域的减薄而造成的破裂失稳，在管件胀形时需要对最大直径点B点所在区域进行补料。

2.3管端主动进给胀形

由前文分析可知，管端无约束状态下，压头力F=250 kN时管件最大直径点B点的主应变值已达到AA5083的理论FLD破裂判定区域。因此下面将在胀形最大直径D=140 mm条件下，讨论管端进给和初始压头力组成的加载路径对管件母线主应变曲线、管端缩料量、壁厚变化和成形压力的变化规律，其中管端进给分为给定初始压头力和不给定初始压头力两种方式。

2.3.1相同轴端进给量、不同初始压头力对胀形质量的影响

图9　相同管端进给量下加载路径和管端最终收缩量

图9为2种加载路径L-1、L-2以及对应的管端缩料量，首先分别对颗粒介质施加初始力F0=0和F0=20 kN，保持F0不变，管端给定相同进给量S=10 mm，胀形继续发展，压头继续加载至达到胀形最大直径(D=140 mm)。成形过程中两种加载路径下胀形最大直径点分别为B1和B2，管端缩料量St分别为27.5 mm、26.6 mm。两种加载路径下管坯变形过程如图10所示。管坯在变形中产生了3类皱纹，b类皱纹沿轴向形成，a类和c类皱纹沿周向形成，3类皱纹随着管端进给量的施加基本上同时出现。随着管端进给量的增大，a类和b类皱纹相交区域形变剧烈，初始压头力F0=20 kN时此处的形变程度明显减小。随着压头力的增大，初始压头力F0=20 kN的皱纹被展平，而初始压头力F0=0的皱纹未展开。认为皱纹能完全展开并获得合格试件的为有益皱纹，因此，压头力F0=20 kN时所产生的褶皱为有益皱纹。图11示出了胀形最大直径点B点在成形过程中的应变路径，管件胀形区母线主应变轨迹随着初始压头力的增大向成形极限靠近。在成形初始阶段由于管端进给，管件轴向应变大于环向应变，使管件产生皱纹，随着压头力的增大，环向应变大于轴向应变，有利于皱纹的展开。当无初始压头力时，胀形过程中最大直径点B点应变路径变化剧烈，无初始压头力时管件壁厚的变化也较剧烈(图12)，因此对管件施加F0=20 kN的初始压头力有益于成形质量的提高。

图10　相同轴端进给量不同压头力下管件胀形过程

图11　S=10 mm时不同初始压头力下主应变轨迹

图12　S=10 mm时不同初始压头力下壁厚分布

2.3.2相同初始压头力、不同管端进给量对胀形质量的影响

图13　相同压头力下加载路径和管端收缩量

图13所示为3种加载路径L-3、L-4和L-5以及对应的管端缩料量。首先对颗粒介质施加初始力F0=20 kN，保持F0不变，管端分别给定进给量S为7 mm、10 mm和15 mm，胀形继续发展，压头继续加载至胀形最大直径D=140 mm。成形过程中胀形最大直径点分别为B1、B2和B3，管端最终收料量St分别为25.5 mm、26.6 mm和28.9 mm。管件母线主应变曲线随着管端进给量的增大而远离成形极限(图14)，壁厚减薄率随着管端进给量的增大而减小(图15)。分析最大直径点B点的主应变路径可知，管坯轴向应变随着管端进给量的增大而增大，当管端进给量S=15 mm时最大直径点B点应变路径变化程度大于管端进给量S为7 mm、10 mm时的变化程度。

图14　F0=20 kN时不同管端进给量下主应变轨迹

图15　F0=20 kN时不同管端进给量下壁厚分布

综上分析，以胀形最大直径D=140 mm为目标，通过对不同加载路径下成形极限、最大直径点B点应变路径、起皱演化过程、管端缩料量和壁厚变化的仿真分析可知，最优的加载路径为：初始压头力F0=20 kN，管端进给量S=10 mm，最终压头力F=247 kN，此时，最大壁厚减薄率为24%，管坯轴端的最终缩料量为26.6 mm。

3　工艺试验

3.1试验装置

根据热态HGMF介质管材胀形工艺特点以及试验设备所能实现的工艺加载方案，设计了热态HGMF介质管材胀形试验装置(图16)，包括模架、温度控制和数据采集分析系统。模架由上模座、凹模和下模座组成，上模座和凹模固定不动，管坯放置于凹模中，颗粒放置于下模座中，通过压头和下模座的向上位移分别对颗粒施加压头力和管端进给。温控系统由均匀分布于上下模座以及凹模的20根加热棒和3根热电偶组成的闭环控制系统组成。压头和下模座的实时位移及压力信号数据通过液压机控制台获得，将数据输入到外接智能信号采集分析仪，最后存储于计算机系统进行数据分析。

图16　热态NMG介质管材胀形试验装置

管材胀形试验在课题组自行设计的2000kN多功能油压机上进行，该压机分为上下4个滑块，压力、行程、速度均为数字控制，每个滑块可单独实现控制，压力参数分辨能力为±0.1MPa，位置参数分辨能力为±0.1mm，速度参数分辨能力为±0.1mm/s。工艺胀形中，恒等压力通过下主缸来实现，管件轴端进给通过下滑块的向上运动来实现。

3.2管端自由缩料状态管件成形试验

(a)初始管坯　　(b)F=230 kN

(c)F=250 kN　　(d)破裂图17　无管端进给不同压头力下胀形管件

图17所示为管端自由缩料状态不同压头力下胀形管件，当压头力F=230kN时，管件胀形轮廓和壁厚变化均匀，实测最大胀形直径为D=138.5 mm，胀形比(γ=Dmax/D0)为1.38，最小壁厚为1.15 mm，管端缩料量为25 mm。当压头力达到F=250 kN时管坯胀形区发生了沿着轴向的破裂，呈现明显的韧性断裂特征。这与模拟胀形最大直径点B点处于破裂判定区域的预测结果(图7)相同。

3.3管端主动进给管件成形试验

图18所示为相同管端进给量S=10 mm、不同初始压头力下胀形管件的工艺试件及中间状态。当初始压头力为F0=0时，管端起皱未完全胀开，管件发生了沿着轴向的破裂。对胀形管件的中间状态进行分析，管件产生了4个波峰向内的皱纹，皱纹将管周均匀分成4个部分，这与数值模拟中管坯起皱情况相同(图10)，并且图12、图13中管件最大直径点B点应变路径和壁厚变化较剧烈，因此管件的破裂可能是由于a区和b区形变剧烈所导致。当初始压头力为F0=20 kN时，管件产生了5个波峰向内的皱纹，皱纹将管周均匀分成5个部分，皱纹尺寸小于初始压头力F0=0时产生的皱纹，随着压头力的增大，这5个皱纹被展平，并且管件最终胀形轮廓和壁厚均匀性较好。因此认为初始压头力F0=20 kN时产生的皱纹有益于管件成形。

(a)F0=0

(b)F0=20 kN图18　相同管端进给(S=10 mm)不同初始压头力下胀形管件及中间形态

相同初始压头力F0=20 kN、不同管端进给量下获得的胀形管件如图19所示。当达到最大胀形直径D=140 mm时，进给量S=7 mm和10 mm壁厚变化均匀，压头力F分别为250 kN和240 kN；当管端进给量为S=15 mm时，管件发生了沿着轴向的破裂，呈现明显的韧性断裂特征，这可能是由于过大的管端进给使a区和b区形变剧烈，起皱后期无法展开，从而引起破裂。

(a)S=7 mm　　(b)S=10 mm

(c)S=15 mm　　　(d)破裂图19　相同初始压头力、不同管端进给量下胀形管件(F0=20 kN，D=140 mm)

采用自制厚度测量仪测定胀形管件厚度分布，初始压头力F0=20 kN、管端进给量S=10 mm时管件的实测壁厚分布和数值模拟结果如图20所示。管坯实测最小壁厚为1.13 mm，管端收缩量为24 mm，试验所测壁厚减薄量小于模拟值，两者壁厚变化趋势基本一致，压头力小于模拟值，误差都在5%以内，证明了管材HGMF介质胀形工艺仿真模型的准确性。因此合理的管端进给和初始压头力可以提高管件极限胀形尺寸。

图20　胀形管件壁厚试验和仿真结果的对比

4　结论

(1)AA5083合金的热单向拉伸试验结果表明，变形温度的升高对其成形性能影响显著，变形温度在190 ℃时均匀延伸率和屈强比出现极值，综合考虑成形质量和塑性成形性能，确定此温度为AA5083焊接管材的等温胀形工艺条件。

(2)建立了管材HGMF工艺仿真模型，结合理论FLD分析了加载路径对管件主应变曲线、管端缩料量和壁厚变化的影响规律，以此优化了管端进给和压头加载的匹配关系，获得了最优加载路径，提高了管材的胀形极限。

(3)管材HGMF工艺胀形试验表明，不同加载路径条件下获得的试验数据与数值模拟的变化趋势相符，几何形状和壁厚分布等数据误差不超过5%，证明了管材HGMF介质胀形工艺仿真模型的准确性；在管坯预成形自由胀形区形成有益皱纹是提高管件胀形极限的重要途径。

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(编辑卢湘帆)

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

国家自然科学基金资助项目(51305386，51305385)；河北省自然科学基金资助项目(E2013203093)；燕山大学博士基金资助项目(B865)

TG146.2

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

陈晓华，男，1988年生。燕山大学机械工程学院博士研究生。主要研究方向为管板材特种成形工艺及其理论。发表论文2篇。赵长财，男，1964年生。燕山大学机械工程学院教授、博士研究生导师。董国疆，男，1978年生。燕山大学车辆与能源学院副教授。杨卓云，男，1990年生。燕山大学机械工程学院博士研究生。曹秒艳，男，1978年生。燕山大学机械工程学院副教授。