TP2銅管無芯模縮徑旋壓成形機理研究

郝用興，陳俊偉，周魚躍，劉亞輝，范素香

（華北水利水電大學 材料學院，鄭州 450003）

0 引言

磷脫氧銅（TP2）的含氧量低，具有導熱性能好、耐腐蝕性強、工藝性能優越等特點，并且無氫病現象。TP2銅管主要應用于空調、電冰箱等設備中，作為主要的換熱元件，如干燥器、冷凝器及蒸發器等[1]。

近年來，國內外學者對管形件的縮徑旋壓成形進行了深入研究。劉彬等[2]基于Abaqus研究紫銅管雙輪錯距縮徑旋壓的成形機理，結果表明，從旋壓壁厚均勻性考慮，應選取雙輪對稱旋壓的方式。Chi-Chen Huang等[3]基于Abaqus研究AISI 1020鋼管高溫縮徑旋壓的成形過程，結果表明，與殼單元相比，采用實體單元的模擬結果更貼近實驗值。黎波等[4]基于有限元模擬，分析了工藝參數影響GH625高溫合金變徑管縮徑旋壓的成形機理，結果表明，隨著旋輪進給比和圓角半徑增加，旋壓件的壁厚增大，但成形精度降低。詹梅[5]等基于Abaqus平臺研究LF3鋁合金波紋管無芯?？s徑旋壓成形機理，結果表明，工藝參數的不合理選取會造成較大的尺寸精度偏差，且在直壁區與斜壁區的過渡區易產生壁厚減薄甚至拉裂現象。

目前，針對于TP2銅管縮徑旋壓成形的研究相對較少。本文利用Abaqus有限元軟件，對工藝參數影響TP2銅管縮徑旋壓的成形機理進行研究，為生產實踐和研究提供理論依據。

1 成形方案

在縮徑旋壓過程中，采用多旋輪的周向等分布置，可以避免徑向力過大引起的偏載問題，提高工件的成形精度。通常采用2～3個完全相同的旋輪，考慮到實際設備的制造、安裝等問題，本文采用雙旋輪周向等分布置的成形方案，如圖1所示。

圖1 TP2銅管縮徑旋壓示意圖

為便于后續分析，根據旋輪與管坯的接觸關系，將管坯劃分為兩個區域：未接觸區和接觸區。其中，將接近起旋點的部分未接觸區劃分為Ⅰ區；起旋點前的接觸區沿軸向依次劃分為：Ⅱ區錐形斜壁段，Ⅲ區直壁段，Ⅳ區自由端。

2 工藝參數及衡量指標

進給比的影響隨著材料種類的不同而發生變化，對于銅這種面立方晶格材料進給比可取0.3～3mm/r[6]。本文研究的進給比分別選取f=0.8，1，1.2，1.4和1.6mm/r。旋輪采用的是標準旋輪，在剪切旋壓中旋輪圓角半徑rp與管坯厚度t0存在的關系：rp≈（1-3）t0[6]，本文研究管坯初始壁厚為=1mm，圓角半徑分別選取rp=2，3，4，5和6mm，旋輪的直徑取Φ=140mm。本文中下壓量分別取△=1.0，1.5，2.0，2.5和3.0mm。旋輪的安裝角β可以在(0，α+90)范圍內選取[6]，本文成形角tan α=0.375，取安裝角β=0°。管坯轉動速度n根據實際情況選取600r/min。

管形件的縮徑旋壓遵循體積不變原則，管坯材料隨著旋輪的進給發生流動，成形件會產生壁厚減薄或增厚的現象[6]。分析旋壓成形件在軸向的壁厚分布，可以直觀地了解到壁厚的增厚、減薄狀況。在縮徑旋壓的過程中，由于材料的不斷流動，不同節點處的實際外徑與理想外徑會出現一定的偏差。因此，通過研究Ⅲ區和Ⅳ區的外輪廓半徑分布，觀察該部分區域的成形精度。

綜上所述，本文選取壁厚、外輪廓半徑在軸向的分布作為成形質量的衡量指標，研究進給比、圓角半徑和下壓量對成形質量的影響機理。

3 建立有限元模型

基于ABAQUS/Explicit平臺，建立TP2銅管縮徑旋壓的數值分析模型，如圖2所示。創建管坯為可變形體，管坯外徑D=19mm，成形區域的長度為l=32mm。管坯的形狀規則，結構簡單，采用C3D8R的六面體實體單元進行網格劃分[7]。有限元網格劃分的粗、細程度，會引起計算精度與時間成本的相互制衡。管坯的Ⅰ～Ⅳ區作為主要分析區域，需要劃分較細的網格保證精度，其單元尺寸為0.8mm×0.8mm×0.33mm，在未接觸區底部劃分較粗的網格，單元尺寸為4mm×0.8mm×0.33mm。由于旋輪的剛度遠高于TP2銅管，因此將旋輪設置為解析剛體。

圖2 TP2銅管縮徑旋壓有限元模型

本文研究所采用的管坯直徑較小，根據《GB/T 228.1-2010金屬材料溫室拉伸試驗》，在管段試樣的兩端配備塞頭[8]，如圖3所示。

圖3 管段拉伸試樣及塞頭

通過萬能拉伸試驗機獲得TP2銅管的工程應力-應變數據，通過公式轉化為真實應力-應變數據[7]，如圖4所示。室溫條件下，TP2銅管的密度為8.94g/mm3，彈性模量為115Gpa，泊松比為0.31。

圖4 TP2銅管應力-應變曲線

選擇表面與表面的接觸方式，摩擦系數取值均為μ=0.1，分別定義兩個旋輪與管坯的接觸屬性。將管坯底面與底部的參考點Rp進行運動耦合，通過約束參考點Rp的自由度，實現管坯的自轉。同時分別為兩個旋輪定義位移邊界，采用往程旋壓的進給方式，使其按照預定的軌跡運動。在有限元分析時，不考慮溫度對成形過程的影響，假設材料是各向同性。

4 工藝參數對成形質量的影響

4.1 進給比對成形質量的影響

在△=2mm，rp=4mm時，分析進給比對TP2銅管縮徑旋壓壁厚和外輪廓半徑分布的影響機理。

圖5所示為不同進給比下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，管坯Ⅰ區未與旋輪發生接觸，卻出現壁厚減薄的現象。這是因為旋輪與管坯開始接觸時，該區域材料處于旋輪后側，受拉應力作用沿軸向延伸，進而產生壁厚減薄的情況。在直壁段Ⅲ區末端出現了壁厚減薄情況，并且當旋輪進給比增大時，壁厚的減薄情況得到減緩。這是因為選擇較大的進給比時，管坯材料塑性變形不充分，更少的管坯材料在旋輪前方堆積，管坯的軸向伸長量減少，所以在減薄區有更多的材料進行補充，減薄情況得到緩解。

圖5 進給比對壁厚分布的影響

在成形件Ⅳ區壁厚呈增厚現象，這是因為相較于Ⅱ、Ⅲ區，自由端附近對旋輪起約束作用的材料較少，旋輪的軸向旋壓力較小，管坯材料的軸向流動能力較弱，引起Ⅳ區產生壁厚增厚的現象。

圖6所示為不同進給比下Ⅲ、Ⅳ區的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，容易看出，進給比越小，成形件的外輪廓半徑越貼近于理論值的7.5mm。這是因為在旋壓過程中，旋輪相對管坯的運動軌跡為空間螺旋線，隨著進給比的增大，“螺距”增大，更多的材料同時參與變形，造成旋壓力的增大。因此，管坯的內應力增大，在失去旋輪的約束后成形件的回彈量較大。

圖6 進 給比對外輪廓半徑分布的影響

4.2 旋輪圓角半徑對成形質量的影響

在△=2mm，f=1.2mm/r時，分析圓角半徑對TP2銅管縮徑旋壓成形壁厚和外輪廓半徑分布影響機理。

圖7所示為不同圓角半徑下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，隨著旋輪圓角半徑的增大，Ⅲ區末端的壁厚減薄量減小，自由端的壁厚增厚量增多。這是因為隨著旋輪圓角半徑的增大，一方面管坯材料與旋輪的接觸面積增多，利于管坯材料的流動，旋輪前方材料堆積減少，管坯軸向伸長量減小；另一方面旋輪與前方堆積材料的過渡更為平緩，旋輪后側管坯受到的軸向拉應力減少，管坯的軸向伸長量減小，自由端壁厚增厚量增多。

圖7 圓角半徑對壁厚分布的影響

圖8所示為不同圓角半徑下Ⅲ、Ⅳ區的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，隨著旋輪的圓角半徑增大，成形件的外輪廓半徑尺寸與理論值的偏差增大。這是因為圓角半徑增大，管坯與旋輪的接觸面積增多，更多的材料參與變形，徑向旋壓力隨之增大，管坯的內應力增大，在旋壓結束后表現為較大的回彈現象，成形件在自由端附近的擴徑情況加劇。

圖8 圓角半徑對外輪廓半徑分布的影響

4.3 下壓量對成形質量的影響

在f=1.2mm/r，rp=4mm時，分析下壓量對TP2銅管縮徑旋壓壁厚和外輪廓半徑分布的影響機理。

圖9所示為不同下壓量下成形件壁厚沿軸向的分布曲線，當下壓量取△=1、1.5mm時，軸向伸長量較小，接觸區沒有產生壁厚減薄現象。但在下壓量增大至△=2、2.5、3mm時，接觸區產生壁厚減薄的情況并逐步加劇，在△=3mm時，壁厚最大減薄率達到21.18%。這是因為增大下壓量，更多金屬材料在旋輪前側堆積，管坯材料隨著旋輪不斷流動，軸向伸長量增加，壁厚減薄情況加劇。在旋輪移動到Ⅳ區時，約束旋輪的材料減少，旋輪提供的旋壓力較小，材料的各向流動能力減弱，在端口處堆積形成增厚的趨勢。

圖9 下壓量對壁厚分布的影響

圖10所示為不同下壓量下Ⅲ、Ⅳ區的外輪廓半徑沿軸向分布曲線，伴隨著下壓量的增大，越接近自由端，成形件的擴徑現象越嚴重。在下壓量取△=1、1.5、2mm時，成形件的外輪廓半徑均大于理論值，并且外徑分布較為平緩。當下壓量增大至△=2.5、3mm時，直壁段部分區域外輪廓半徑小于理論值，自由端擴徑現象更嚴重。這是因為下壓量的增大，管坯材料在旋輪前方堆積情況加劇，Ⅲ區材料減薄量增大，塑性變形更充分，回彈較小，致使外輪廓半徑小于理論值；在自由端約束能力較小，材料的軸向流動能力較弱，在自由端大量堆積，由于塑性變形不充分，成形件在自由端的擴徑現象更明顯。

5 結語

1）TP2銅管無芯模縮徑旋壓成形件的壁厚存在增厚、減薄現象：壁厚增厚主要分布在斜壁段、直壁段部分區域以及自由端，而壁厚減薄主要分布在未接觸區、直壁段的末端；

圖10 下壓量對外輪廓半徑分布的影響

2）隨著進給比、圓角半徑的增大，壁厚減薄情況均得到改善，而下壓量對壁厚分布影響最為明顯，在△=1、1.5mm時，接觸區未出現壁厚減薄的現象，而在△=2、2.5、3mm時，接觸區發生壁厚減薄，并且壁厚最大減薄量隨著下壓量增加而增大；

3）TP2銅管無芯?？s徑旋壓結束后，自由端易發生回彈外擴，隨著進給比、下壓量和圓角半徑的增加，回彈外擴現象逐漸加劇，實際外輪廓半徑與理論值的偏差增大。