带壁厚偏差的无缝钢管推压-拉拔复合缩径

刘 超 王连东 刘 恒 高 缘 王志鹏

1.燕山大学车辆与能源学院，秦皇岛，066004 2.河北机电职业技术学院，邢台，054000

0 引言

缩径管件主要采用推压缩径方法制造，分为无芯轴的自由推压缩径和芯轴推压缩径两种方式［1］。采用自由推压缩径，模具结构简单，生产效率高，但壁厚增加量较大［2］，而且缩径后管件端部存在翘曲［3］，存在较大的残余应力，易造成轴向开裂［4］。采用芯轴推压缩径，虽可减小壁厚增加量，但传力区轴向应力过大，易失稳起皱［5］。为解决大变形缩径问题，王连东等［6］提出了推压-拉拔复合缩径新工艺，即缩径前将芯轴推入管坯内部，缩径凹模由管端向内部工进的同时，芯轴以大于管坯的伸长速度由管坯内部向端部拉出。大变形缩径一般采用热轧无缝钢管，其价格相对较低，但管坯壁厚存在较大偏差。壁厚偏差势必对管坯缩径成形产生影响，宋希亮［7］对无缝钢管双向等长自由缩径进行了有限元模拟及试验，结果表明，较大的初始壁厚偏差可能引起管坯周向起皱及轴向开裂等现象；陈国强［4］在对小型汽车桥壳所用无缝钢管进行双向等长自由缩径时发现：壁厚偏差大的管坯，在第二次或第三次缩径后，管端出现轴向开裂。对于大变形推压-拉拔复合缩径，成形过程中管坯内部的芯轴向外拉拔，其成形机理与自由缩径不同，管坯的壁厚偏差对成形的影响也比自由缩径复杂，但目前尚未见报道，工艺也未见实际应用。

1 无缝钢管测量及几何模型的建立

1.1 无缝钢管测量

某载重6.5 t胀压成形汽车桥壳初始管坯选用热轧无缝钢管（GB 17395—2008），单根总长为11 700 mm，外直径为219 mm，理论壁厚为7.5 mm。随机抽取9根钢管测量壁厚分布：①将钢管放置在测量平台上，在外表面沿长度方向划出4条纵向线，每条纵向线周向间隔90°。②从钢管前端开始，沿长度每间隔300 mm划出6条周向线，每条周向线代表一个横截面外轮廓，依次记为L1，L2，…，L6截面；在钢管中间及后端每间隔300 mm划出 6条周向线，由前至后，依次记为 L7，L8，…，L18截面，共得到72个测量节点。③针对每个节点，使用超声波壁厚测量仪（MT160）测量壁厚3次，取最小值为测量节点的壁厚。3根较典型钢管的壁厚测量结果见表1。④针对每根钢管72个节点的壁厚测量值，取其算术平均值作为平均壁厚t0，找出最大壁厚tmax与最小壁厚tmin，并计算出最大正偏差δu=tmax-t0、最大负偏差δd=tmin-t0。

分析表1中的测量结果，发现以下现象：①钢管壁厚存在较大的偏差，最大正偏差δu与最大负偏差δd的绝对值差值较小。例如001钢管的t0=7.65 mm，δu=0.34 mm，δd=-0.32 mm；002钢管的t0=7.68 mm，δu=0.51 mm，δd=-0.48 mm；003钢管的t0=7.70 mm，δu=0.39 mm，δd=-0.41 mm。②壁厚差值较大的同一截面上，最大壁厚、最小壁厚节点间隔180°。例如001钢管的截面L16上的90°节点为最大壁厚处（tmax=7.99 mm），与之相对的270°节点为最小壁厚处（tmin=7.33 mm）。002钢管的截面L15与003钢管的截面L7上，亦有同样规律。③沿长度方向上，壁厚分布无明显规律。比如在90°纵向线上，001钢管的tmin=7.68 mm、tmax=7.99 mm；002钢管的tmin与tmax分别为 7.69 mm、8.19 mm；003钢管的tmin与tmax分别为7.65 mm、8.09 mm。

表1 无缝钢管壁厚测量结果Tab.1 Wall thickness of seamless steel tube mm

1.2 带壁厚偏差管坯几何模型的建立

建立带壁厚偏差的管坯几何模型。做以下假设：①管坯长度方向壁厚无偏差，即沿同一条纵向线，壁厚相同。②管坯周向壁厚的最大正偏差与最大负偏差之和为零。③管坯内外表面皆为圆柱面。横截面上外表面圆的半径为R1，圆心为O1，内表面圆的半径为R2，圆心为O2，R1与R2的差值即平均壁厚t0。④横截面上，内表面圆心O2位于外表面圆心O1的正下方，两者之间的偏移量δ即最大正偏差、最大负偏差的绝对值，则最大壁厚（厚壁侧）位于正上方，tmax=R1-R2+δ；最小壁厚（薄壁侧）位于正下方，tmin=R1-R2-δ。

2 管坯推压-拉拔复合缩径力学模型

依据图1中的带壁厚偏差管坯的几何模型，建立其推压-拉拔复合缩径的力学模型，过0°、180°的纵向截面图见图2。管坯外表面为半径R1的圆柱面，其轴线为O1O1；管坯内表面为半径R2的圆柱面，其轴线O2O2位于轴线O1O1正下方，两者间距即轴向偏移量δ。管坯厚壁侧壁厚为t0+δ，薄壁侧壁厚为t0-δ。缩径凹模的轴线与轴线O1O1重合，凹模半锥角为α，过渡圆角为R，凹模出口处定径区的直径为dm。芯轴的外直径为di，其轴线亦与轴线O1O1重合。

图1 壁厚偏差管坯几何模型Fig.1 Geometric model of tube blank with wall thickness deviation

厚壁侧管坯缩径后定径区外表面与凹模出口处内壁接触，受到法向应力σn2与切向摩擦应力τ2的作用，内表面与芯轴外壁接触，受到法向应力σn3与切向摩擦力τ3的作用，τ3与τ2的方向相反。当轴线偏移量δ达到一定值时，薄壁侧管坯缩径后定径区外表面与凹模出口处内壁不接触，内表面与芯轴外壁接触，受到法向应力σn4与切向摩擦应力τ4的作用，τ4与芯轴外拉的方向相同。

图2 管坯推压-拉拔缩径力学模型Fig.2 The mechanical model of tube pushing-pulling necking

在管坯传力区截面上，存在推压力Fc，质点单元近似处于单向压应力状态。由定径区薄壁侧、厚壁侧的应力状态可初步确定管坯传力区厚壁侧的压应力σρ1的绝对值大于薄壁侧管坯的压应力σρ2的值，且随着内外表面轴线δ的增大，σρ1与σρ2的差值增大，当δ增大到一定值时，厚壁侧区域可能由于σρ1过大而引起失稳起皱。

在锥模减径区，壁厚方向的应变为拉应变，其值主要取决于缩径变形程度及锥模与管坯之间的摩擦因数。在锥模减径区与定径区过渡处，厚壁侧、薄壁侧壁厚方向的拉应变近似相等，即壁厚增加率近似相等，但厚壁侧与薄壁侧的壁厚差值大于初始管坯的壁厚差值2δ。在定径区，由于存在芯轴，减径后的管坯发生挤压变形，壁厚有所减小，同时长度有所增加。厚壁侧的挤压变形程度大于薄壁侧，致使薄壁侧总的壁厚增加率大于厚壁侧总的壁厚增加率，而且随着初始管坯壁厚偏差δ的增大，薄壁侧与厚壁侧的壁厚增加率的差值越大。

3 推压-拉拔复合缩径有限元模拟

3.1 研究对象

以某载重6.5 t胀压成形汽车桥壳第一道次推压-拉拔复合缩径工艺为例，见图3。初始管坯选用热轧Q345B无缝钢管，长度L0=1380 mm，外直径为219 mm，理论壁厚t0为7.5 mm，保留中间传力区长度456 mm的部分不变形，对其两端进行缩径；缩径凹模半锥角α=23°，内直径dm=190 mm，凹模锥面与出口区的圆角半径R=30 mm；芯轴外直径di为173.5 mm；管坯缩径的径向变形量为13.24%。

图3 第一道次复合缩径工艺图Fig.3 The first pass of pushing-pulling necking

选取初始管坯样件进行拉伸试验，得到管坯材料的真实应力-应变关系为σ=900ε0.2，屈服极限为355 MPa，强度极限为620 MPa，弹性模量E=210 GPa，密度 ρ=7 800 kg/m3，泊松比 μ =0.3，硬化指数n=0.2，延伸率为21%。

3.2 有限元模型

在ABAQUS中建立1/4有限元模型，见图4。在管坯的中间横截面与纵向截面上分别设置对称约束；管坯与模具的网格单元都采用C3D8R；缩径凹模、芯轴与夹持模都设定为刚体；缩径凹模与管坯间建立刚-柔接触，其接触动摩擦因数设为0.10，芯轴与管坯间建立刚-柔接触，其接触动摩擦因数设为0.12；缩径凹模工进位移量为462.0 mm，芯轴外拉位移量为52.5 mm。

图4 仿真模型Fig.4 FEM simulation model

3.3 模拟结果及分析

设定轴线偏移量δ分别为0.50 mm、0.40 mm、0.30 mm、0.20 mm、0.10 mm、0（周向最大壁厚偏差分别为平均壁厚的13.33%、10.67%、8.00%、5.33%、2.67%、0%）进行仿真分析。

偏移量δ=0.50 mm时初始管坯的模拟结果见图5，管坯传力区厚壁侧出现起皱失稳，起皱处最大半径为111.73 mm；轴向应力呈非对称分布，传力区厚壁侧轴向压应力极大值σρ1=365.45 MPa，达到屈服极限，而薄壁侧 σρ2=97.38 MPa，远小于σρ1；薄壁侧管端出现明显翘曲，管端半径为96.45 mm，翘曲高度为2.03 mm。

偏移量δ=0的缩径结果见图6，管端翘曲量微小，且轴向应力呈轴对称分布。

对不同偏移量的管坯缩径后的几何参数、传力区轴向压应力进行测量，其测量值见表2。

图5 偏移量δ=0.50 mm时模拟结果Fig.5 Simulation results ofδ=0.50 mm

图6 偏移量δ=0时模拟结果Fig.6 Simulation results ofδ=0

表2 不同偏移量δ模拟结果Tab.2 Simulation results of differentδ

以上有限元模拟结果表明：①从壁厚增加率来看，薄壁侧大于厚壁侧。偏移量δ为0.50 mm、0.30 mm、0.10 mm的管坯缩径后，薄壁侧壁厚增加率分别为10.71%、10.14%及9.46%，厚壁侧壁厚增加率分别为3.38%、5.90%及7.63%。周向最大壁厚偏差分别由1.00 mm、0.60 mm、0.20 mm降为0.52 mm、0.33 mm、0.08 mm，纠正壁厚偏差效果显著。②随着δ的增大，传力区厚壁侧与薄壁侧的压应力差值增大。传力区薄、厚壁侧轴向压应力极大值随δ的变化曲线见图7，当δ=0.30 mm时，厚壁侧的压应力σρ1=211.70 MPa，薄壁侧的压应力 σρ2=131.41 MPa，两者差值为 80.29 MPa；当δ=0.50 mm时，厚壁侧的压应力 σρ1=365.45 MPa，薄壁侧的压应力 σρ2=97.38 MPa，两者差值增至 268.07 MPa。当 δ≥ 0.40 mm时，σρ1急剧增大。③随着δ的增大，薄壁侧管端翘曲量增大，同时管端周向残余拉应力σθ增大。当δ由0.10 mm增大至0.50 mm，薄壁侧管端翘曲高度由0.74 mm增大至 2.03 mm，管端 σθ由 193.55 MPa增至483.91 MPa。

进一步模拟发现：δ＞0.44 mm时，传力区厚壁侧σρ1大于屈服极限，管坯出现失稳。管坯的周向最大壁厚偏差为0.88 mm，为平均壁厚的11.73%。

图7 不同壁厚偏差时传力区轴向应力变化曲线Fig.7 Axial stress of different wall thickness deviation

4 生产性试验

4.1 缩径模具

某载重6.5 t胀压成形汽车桥壳第一道次推压-拉拔复合缩径在THP63-200型三向液压机上进行，推压-拉拔复合缩径模具见图8，左缩径凹模6、右缩径凹模11分别固定于左支撑筒5、右支撑筒12上，左右支撑筒分别固定于液压机左滑块4、右滑块13上，左右缩径凹模半锥角均为23°，出口区内直径dm=190 mm，凹模锥面与出口区的圆角半径R=30 mm；左芯轴7、右芯轴10分别与液压机左右中心活塞相连，左右芯轴外直径di=173.5 mm；上夹持模2、下夹持模8分别固定于上模座3、下模座9上，上模座与液压机上滑块1相连，下模座固定于液压机工作平台上。

图8 推压-拉拔复合缩径专用液压机与模具Fig.8 Equipment and die of pushing-pulling necking

4.2 初始管坯

按图3的工艺选取3根平均壁厚较接近而壁厚偏差不同的无缝钢管，编号分别为101、102及103，平均壁厚依次为7.52 mm、7.58 mm及7.56 mm，周向最大壁厚偏差依次为1.03 mm、0.51 mm、0.35 mm（最大壁厚偏差分别为平均壁厚的13.70%、6.73%、4.63%）。管坯壁厚的测量方法同前，为简化测量工作，仅在初始管坯右端从端部向内选取4个横截面，间隔为100 mm，截面1距管坯右端100 mm。

对3根管坯进行推压-拉拔复合缩径缩径试验，缩径时，缩径凹模工进位移量为462.0 mm，芯轴向外拉拔的位移量为52.5 mm。缩径凹模与管坯间使用乳化液进行润滑，其接触动摩擦因数为0.10，芯轴与管坯间不润滑，其接触动摩擦因数为0.12。

4.3 试验结果

101管坯缩径后，传力区出现明显起皱失稳，见图9，管坯起皱处最大外直径为256.50 mm，定径区外直径为189.72 mm，管端外直径为190.16 mm。管坯右端缩径直臂区长度为458.6 mm，伸长量为34.6 mm。101管坯缩径前后，周向最大壁厚偏差皆在截面2上，见表3。缩径后，周向最大壁厚偏差由1.03 mm减至0.54 mm（减小了47.57%），与有限元模拟规律基本一致；缩径后，管坯平均壁厚由7.52 mm增至8.15 mm（增大了8.38%）；缩径后，截面2上的最小壁厚处（180°测量点）的壁厚增大率为10.42%，大于最大壁厚处（0°测量点）的3.07%；缩径凹模推力与芯轴拉力分别为1380.6 kN、674.8 kN。

图9 101管坯Fig.9 No.101 Tube

102、103管坯缩径后，无起皱现象，外直径尺寸精度高，管端平直，见图10。两管定径区外直径分别为189.78 mm、189.64 mm，管端外直径分别为189.88 mm、189.70 mm。两管右端缩径直臂区长度分别为462.4 mm、460.6 mm，伸长量分别为38.4 mm、36.6 mm。

102管坯的截面3与103管坯的截面4为周向最大壁厚偏差截面，见表3。缩径后，两管周向最大壁厚偏差分别由0.51 mm、0.35 mm减至0.27 mm、0.18 mm；缩径后，102、103管坯平均壁厚分别由7.58 mm、7.56 mm增至8.24 mm、8.13 mm；缩径后，最大周向壁厚偏差截面上最小壁厚处的壁厚增大率分别为11.09%、9.05%，大于最大壁厚处的7.29%、6.45%；102管坯的缩径凹模推力与芯轴拉力分别为1110.5 kN、582.6 kN，103管坯的模具力略有减小，分别为989.1 kN、527.8 kN。

表3 缩径前后管坯壁厚变化Tab.3 Wall thickness of tube after necking mm

图10 103管坯Fig.10 No.103 Tube

相比103管坯，101、102管坯的缩径凹模推力分别增大了39.58%、12.27%，芯轴拉力分别增大了27.85%、10.38%，表明壁厚偏差较大的管坯，缩径时的模具力较大，实际管坯与有限元模型有差别，但壁厚偏差对模具力的影响与有限元模拟趋势一致。

5 结论

（1）变形后，壁厚增加率方面，薄壁侧管坯大于厚壁侧管坯；轴向压应力方面，管坯传力区厚壁侧大于薄壁侧；随着壁厚偏差的增大，厚壁侧的轴向压应力随之增大，当偏差增大到一定值时，传力区厚壁侧可能由于压应力过大而引起失稳起皱。

（2）随着δ的增大，传力区厚壁侧与薄壁侧的压应力差值增大；随着δ的增大，缩径凹模推力、芯轴拉力增大；随着δ的增大，薄壁侧管端翘曲量及管端周向残余拉应力增大；管坯的周向最大壁厚偏差小于平均壁厚的11.73%，传力区不失稳。

（3）通过试验成功试制出缩径样件，壁厚与模具力的变化规律与有限元模拟结果趋势一致。

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