內壓對薄壁鋁合金管材充液壓彎過程的影響

宋 鵬, 王小松, 徐永超, 苑世劍

(哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院, 哈爾濱 150001)

內壓對薄壁鋁合金管材充液壓彎過程的影響

宋 鵬, 王小松, 徐永超, 苑世劍

(哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院, 哈爾濱 150001)

采用實驗和數值模擬研究5A02鋁合金薄壁管材充液壓彎成形過程中內壓對缺陷的影響規律，分析內壓對彎曲內側起皺、截面畸變及壁厚分布的影響，獲得壁厚變化規律；通過數值模擬給出的應力狀態，揭示缺陷形成機制。結果表明：提高內壓能降低軸向壓應力的絕對值，減小失穩起皺趨勢，當內壓超過一個臨界值時，皺紋完全消除。對于直徑為63 mm、壁厚為1 mm的5A02-O鋁合金管材，其內壓臨界值為2.8 MPa。充液有效地減小截面畸變程度，隨內壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。彎曲后，壁厚最大減薄點位于彎曲外側點，且隨內壓的增大，軸向和環向拉應力均呈增大趨勢, 彎曲外側壁厚度減薄的趨勢也增大。

內壓；薄壁管；鋁合金；充液壓彎；起皺

薄壁鋁合金彎曲管件在汽車、航空和航天等領域中有著廣泛的應用，常用于汽車進氣管件、車體結構件及航空航天各系統管路中[1?2]。相對于厚壁管件，薄壁(徑厚比大于 50)管件彎曲成形中更易發生彎曲內側管壁的起皺及彎曲外側壁厚減薄甚至開裂等缺陷[3?4]。與鋼相比，鋁合金的伸長率低、塑性差，開裂傾向大；彈性模量僅為鋼的1/3，起皺趨勢嚴重。因此，薄壁鋁合金管件彎曲成形更加困難。

為避免或減輕上述缺陷，在管坯內填料作為支撐是常用的方法。常見填充物有砂子、松香或低熔點合金等，但這些填充物不僅裝填耗時，并且支撐內壓不可控，還容易造成管坯內部損傷，彎曲質量較差[5?6]。為了解決這些問題，LOVRIC[2]提出充液彎曲方法。通過在管坯內部施加一定壓力的液體介質作為支撐，降低起皺和截面畸變趨勢，適用于二維變曲率軸線和薄壁管件的彎曲成形。

支撐內壓是充液彎曲關鍵工藝參數之一。對低碳鋼管材的三輥充液壓彎研究表明：充液壓彎與壓彎相比，內側起皺趨勢明顯減小；并且隨內壓的增大，截面畸變減小，外側減薄率增大[7?8]。對不銹鋼?碳鋼雙層復合彎頭的充液壓彎研究表明：提高內壓，截面長軸長度變化不大，短軸長度提高較大，內層管的截面畸變得到有效控制；但如果內壓過高，反而導致外層管外側開裂[9]。

徑厚比和相對彎曲半徑是管材彎曲成形中用于確定工藝可行性及設備選擇的兩個重要參數，極限相對彎曲半徑用于衡量一定徑厚比管材的彎曲成形性能[10]。許多學者對不同徑厚比時5A02-O鋁合金管材CNC彎曲的相對彎曲半徑進行研究，當徑厚比為 47時，相對彎曲半徑達到1.5[11]；當徑厚比為50時，相對彎曲半徑達到 2[12]。由一系列尺寸鋁合金管材 CNC彎曲實驗數據得到的經驗公式計算出徑厚比為 63時的極限相對彎曲半徑為3.26。以上研究結果表明：徑厚比越大，極限相對彎曲半徑隨之增大。此外，徑厚比較大時，鋁合金管材 CNC彎曲不僅受設備限制，而且極易出現外側拉裂、內側失穩起皺，表面劃痕、夾痕等缺陷也難以控制，限制管材的彎曲成形極限。

相比之下，有關鋁合金管材充液壓彎的研究報道較少。有學者通過對5A02-O鋁合金管材的三輥充液壓彎實驗研究得出：當徑厚比為63時，極限相對彎曲半徑為5[13]。通過對徑厚比為63的AlMg3.0Mn鋁合金管材充液壓彎過程內側起皺的分析，得到管材在不同相對彎曲半徑時的內壓臨界值，隨相對彎曲半徑的減小，內壓臨界值增大；其中，當最小相對彎曲半徑15.79時的內壓臨界值為2 MPa[14?15]。對彎曲半徑較小時的研究尚未見報道。

本文作者采用實驗和數值模擬方法，對徑厚比為63的薄壁鋁合金管材充液壓彎成形進行研究，試件的相對彎曲半徑為1.14。分析內壓對彎曲內側起皺、截面畸變及壁厚分布的影響，揭示內壓對缺陷的影響規律。

1 管材充液壓彎原理

圖1所示為管材充液壓彎基本原理。首先從管端充入液體，密封后形成一定的壓力，然后在模具中進行彎曲，并隨上模下壓的過程控制管坯內的壓力，利用液壓的支撐作用避免起皺和截面畸變，在合模后，可提高內壓進行整形，使管坯貼模定形。

圖1 充液壓彎原理示意圖Fig.1 Principle of hydro-bending

管坯在內壓p的作用下，通過管端密封裝置產生一定軸向拉應力，抵消內側一部分壓應力，有效地減小彎曲內側發生起皺的趨勢。對于一定彎曲半徑，內壓存在一個臨界值，超過該值時，可以完全消除皺紋。

2 試件與材料

試件形狀和尺寸如圖2所示。試件軸線為三彎變曲率形狀，左右不對稱。管坯外徑為63 mm，壁厚為1 mm，徑厚比為 63。中間彎相對彎曲半徑為2.86，彎曲角度為 39°；兩側彎相對彎曲半徑均為 1.14，彎曲角度分別為27°和12°。兩側彎與中間彎之間均為直段，直段長度分別為25 mm和172 mm。

采用不圓度來描述截面畸變程度R，定義為

式中：dmax為截面長軸長度；dmin為截面短軸長度；d0為管坯初始直徑。

圖2 試件形狀示意圖Fig.2 Schematic diagram of specimen shape (mm)

實驗中，選取試件中間截面測量幾何尺寸和壁厚，典型壁厚測點為內側點A和外側點B。

實驗所用材料為5A02-O鋁合金管材，假定材料遵循指數硬化規律：

式中：i為流動應力；i為等效應變；n為硬化指數；K為強化系數。

經沿管材軸向切取弧形拉伸試樣在英國INSTRON 5569R電子萬能材料試驗機進行單向拉伸試驗，測得n=0.24，K=343 MPa，屈服強度sσ=80 MPa，均勻伸長率為14.6%。

3 初始內壓及整形內壓計算

3.1 初始內壓

由于管坯兩端密封，在充液壓彎初始階段，假設管坯的受力情況相當于承受內壓作用的封閉薄壁筒，由Tresca屈服準則得管坯初始屈服時的內壓ps為

式中：t為管坯壁厚；r為管坯半徑。

3.2 整形內壓

假設充液壓彎后期的受力情況近似于內壓作用下的環殼，彎曲區的應力狀態如圖3所示。由角度θ所限定的部分殼體內力垂直方向平衡條件和殼體的一般平衡方程，可以推導出軸向應力z和環向應力θ分別為

式中：p為內壓；Rb為彎曲半徑；r′為環殼上任一點到對稱軸的距離。

從式(4)和(5)得到的環殼應力分布可以看出，當內壓一定時，軸向應力z為一常量，環向應力θ在外環側c點達到最小值。

c點的屈服內壓為整個環殼的整形內壓。由試件的幾何尺寸，根據式(6)得到的試件整形內壓為 2.74 MPa。

圖3 環殼的應力分布Fig.3 Stress distribution of toroidal shell: (a) Stress state in bending zone; (b) Stress distribution

4 實驗

4.1 實驗方案

為了研究內壓對彎曲的影響，根據上述內壓理論計算，實驗選取內壓分別為 2.2、2.4、2.6、2.8、3.0和3.2 MPa。成形過程中內壓保持恒定。

相關性檢驗結果表明，在油菜葉片和冠層圖像集中，算法FIE的優勢較為明顯，各類算法中效果最好，表明油菜葉片表面上的主葉脈對油菜葉片氮營養診斷會產生一定的影響。

4.2 內壓對起皺的影響

圖4所示為實驗得到的不同內壓下彎曲內側的起皺情況。由圖4可以看出，試件的皺紋不是位于彎曲內側圓弧的最低點，而是位于彎曲內側圓弧靠近長直段一側。這是由于右側彎與中間彎之間的直段較長，右側彎外側軸向所受拉應力很難傳遞到中間彎內側，對其軸向壓應力的影響小。當內壓小于2.8 MPa時，中間彎內側圓弧靠近長直段一側起皺；而當內壓等于或大于2.8 MPa時，中間彎內側圓弧兩側均無皺，可以獲得合格試件。該值稍大于理論值，這是由于理論值未考慮材料硬化。當內壓等于或大于3.2 MPa時，在彎曲過程中試件發生塑性變形，造成直徑增大，導致試件在分模面處壓出飛邊，如圖5所示。

圖6所示為彎曲內側皺紋尺寸測量示意圖。其中皺紋深度h是指兩皺峰與皺谷之間的垂直距離，皺紋實驗得到的不同內壓下的皺紋尺寸。由表1可以看出，寬度d是指皺紋沿試件環向的水平距離。表1所列為隨內壓的增大，皺紋的深度和寬度均逐漸減小，當內壓等于或大于2.8 MPa時，皺紋完全消除。

圖4 不同內壓下彎曲內側起皺情況Fig.4 Wrinkling on inner arc at different internal pressures: (a)2.2 MPa; (b) 2.4 MPa; (c) 2.6 MPa; (d) 2.8 MPa; (e) 3.0 MPa;(f) 3.2 MPa

圖5 內壓為3.2 MPa時分模面處飛邊Fig.5 Burr along die parting face at internal pressure of 3.2 MPa

圖6 皺紋尺寸測量示意圖Fig.6 Schematic diagram of dimensions of wrinkles

表1 不同內壓下皺紋尺寸的實驗結果Table 1 Results of wrinkles dimensions at different internal pressures

4.3 內壓對截面畸變的影響

圖7所示為實驗得到的中間截面不圓度與內壓的關系。由圖7可以看出，隨內壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。當內壓達到 2.8 MPa時，不圓度僅為1.37%，可以認為近似為圓形，說明充液能有效地減小截面畸變程度。

圖7 不圓度與內壓的關系Fig.7 Relationship between non-circularity and internal pressure

4.4 壁厚分布規律及內壓的影響

壁厚測量選取內壓等于或大于2.8 MPa時的3個合格試件。圖8所示為實驗得到的內壓為2.8 MPa時的合格試件，其內側與外側沿軸向的壁厚分布如圖 9所示。由圖8和9可以看出，3個彎的內側壁厚均增加，而外側壁厚均減薄，壁厚最大減薄點位于中間截面的外側點 B，最小壁厚為 0.893 mm，減薄率為10.7%。

圖10所示為實驗得到的內壓為2.8 MPa時中間截面的環向壁厚分布。由圖10可以看出，壁厚沿內側點A到外側點 B呈現下降趨勢，在中性層以上(0°~90°)壁厚增厚，最大增厚率(A點)為5.8%；在中性層以下(90°~180°)壁厚減薄，最大減薄率(B點)為10.7%。

圖8 內壓為2.8 MPa時的合格試件Fig.8 Final sample at internal pressure of 2.8 MPa

圖9 內壓為2.8 MPa時的軸向壁厚分布Fig.9 Wall thickness distribution along axis at internal pressure of 2.8 MPa

圖10 內壓為2.8 MPa時中間截面的環向壁厚分布Fig.10 Wall thickness distribution of middle cross-section at internal pressure of 2.8 MPa

內壓對中間截面典型點A和B處壁厚的影響如圖11所示。由圖11可以看出，隨內壓的增大，內側A點的增厚趨勢減小，增厚率由 5.8%減小到 3.5%；外側 B點的減薄趨勢增大，減薄率由 10.7%增大到14.3%。較高內壓下，外側 B點壁厚明顯減薄，彎曲外側開裂的可能性增大。

圖11 典型點壁厚與內壓的關系Fig.11 Relationship between wall thickness at typical points and internal pressure

5 應力狀態與缺陷形成機制

5.1 數值模擬模型

為深入分析缺陷形成機制，對充液壓彎成形過程進行了數值模擬。所用軟件為eta/DYNAFORM 5.6，求解器為LS?DYNA 971，數值模擬模型如圖12所示。選用Barlat材料模型，材料力學性能參數根據拉伸試驗結果選取。管坯劃分為BT殼單元，模具和壓板劃分為剛性單元。摩擦選用Coulomb公式，摩擦因數選取0.05。內壓通過沿管坯內壁的均布壓力邊界條件進行施加，內壓選取與實驗相同。

圖12 數值模擬模型Fig.12 Numerical simulation model

5.2 彎曲內側應力狀態與起皺機制

成形過程中由內壓引起的厚向應力較小，認為管坯的應力狀態接近于平面應力狀態。將內壓為2.2 MPa時中間彎內側皺谷處的節點在起皺前的應力數值與內壓為2.8 MPa時同一節點在同一時刻的應力數值進行對比。圖13所示為不同內壓下皺谷節點的應力狀態。由圖13可以看出，該點均處于環向受拉、軸向受壓的狀態，但數值上發生了變化。當內壓為2.2 MPa時，軸向壓應力為?148.5 MPa；而當內壓為2.8 MPa時，軸向壓應力為?102.7 MPa，軸向壓應力的絕對值明顯降低。因此，提高內壓能降低軸向壓應力絕對值，減小失穩起皺趨勢，有效避免彎曲內側起皺的產生。

圖13 不同內壓下皺谷節點的應力狀態Fig.13 Stress state at bottom of wrinkles at different internal pressures: (a) 2.2 MPa; (b) 2.8 MPa

5.3 彎曲外側應力狀態與開裂機制

圖14所示為內壓為2.8 MPa和3.2 MPa下相對壓下量為85%時外側點的應力狀態。由圖14可以看出，外側點處于軸向和環向雙拉的應力狀態，并且軸向應力大于環向應力。隨內壓的增大，兩個方向上的拉應力均呈增大趨勢，由于軸向拉應力過大，彎曲外側沿環向很容易發生開裂現象。

圖14 不同內壓下外側點的應力狀態Fig.14 Stress state at bottom of outer arc at different internal pressures: (a) 2.8 MPa; (b) 3.2 MPa

6 結論

1) 內壓對充液壓彎成形起皺影響顯著，提高內壓能降低軸向壓應力絕對值，減小失穩起皺趨勢，彎曲內側皺紋的深度和寬度均逐漸減小，當內壓超過一個臨界值時，皺紋完全消除。

2) 對于直徑為63 mm、壁厚為1 mm的5A02-O鋁合金管材，當相對彎曲半徑為1.14時，內壓臨界值為2.8 MPa。

3) 充液能有效地減小截面畸變程度，隨內壓的增大，截面畸變程度逐漸減小。當內壓為2.8 MPa時，不圓度僅為1.37%。

4) 彎曲后壁厚最大減薄點位于彎曲外側點，隨內壓的增大，軸向和環向拉應力均呈增大趨勢，彎曲外側壁厚減薄趨勢增大。當內壓為2.8 MPa時，最小壁厚為0.893 mm，減薄率為10.7%。

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Influence of internal pressure on hydro-bending of thin-walled aluminum alloy tube

SONG Peng, WANG Xiao-song, XU Yong-chao, YUAN Shi-jian
(School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

The influence of internal pressure on faults was investigated for a 5A02 aluminum alloy thin-walled tube in hydro-bending process by experiment and finite element method. The effects of internal pressure on wrinkling on the inner arc, cross-section distortion and wall thickness distribution were analyzed, and the thickness variation regularity was achieved. The mechanism of defect was revealed through stress state given by numerical simulation. The results show that the absolute value of axial compressive stress can be reduced by improving the internal pressure, and the wrinkling tendency declines. The wrinkles can be completely eliminated while the internal pressure reaches a critical value, and the critical value is 2.8 MPa for a 5A02-O aluminum alloy tube with an outer diameter of 63 mm and a wall thickness of 1 mm. The cross-section distortion decreases with the internal pressure increasing. The biggest thickness thinning of the specimen appears at the bottom of the outer arc. The axial stress and hoop stress enhance as the internal pressure rises, and the tendency of thickness thinning on the outer arc increases.

internal pressure; thin-walled tube; aluminum alloy; hydro-bending; wrinkling

TG394

A

1004-0609(2011)02-0311-07

國家自然科學基金資助項目(50875060)

2010-03-09；

2010-06-01

王小松，副教授，博士；電話：0451-86415754；E-mail: hitxswang@hit.edu.cn

(編輯 李艷紅)