楊 銀，閆曉東，王 哲，陳 松，李 慧

(1.北京有色金屬研究總院加工事業(yè)部，北京 100088;2.北京當(dāng)升材料科技股份有限公司，北京 100070)

鋁合金矩形管彎曲件由于具有質(zhì)量輕、內(nèi)部殘余應(yīng)力小、減震效果及穩(wěn)定性好等特點(diǎn)，在航空、航天等領(lǐng)域有廣泛應(yīng)用［1－3］.矩形管的彎曲成形方法有很多，而繞彎成形由于其精度高、效率高且易實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化等優(yōu)點(diǎn)，得到越來(lái)越多的應(yīng)用.矩形管由于其形狀的特殊性，在繞彎成形中除了會(huì)產(chǎn)生破裂、回彈、起皺等一系列普遍彎曲存在的缺陷外，還存在變形更加復(fù)雜的截面畸變［4－5］.目前管材彎曲的研究主要集中于各種彎曲方式產(chǎn)生的變形、缺陷分析及相對(duì)應(yīng)的數(shù)值模擬，而矩形管繞彎成形的研究主要集中在數(shù)值模擬分析上，實(shí)驗(yàn)研究相對(duì)較少.趙剛要等［6］對(duì)矩形管繞彎成形失穩(wěn)起皺進(jìn)行了研究，模擬分析了工藝參數(shù)對(duì)薄壁矩形管繞彎成形失穩(wěn)起皺的影響規(guī)律，為實(shí)驗(yàn)研究提供了理論基礎(chǔ).劉郁麗等［7－11］采用有限元數(shù)值模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，對(duì)H96薄壁矩形管繞彎和回彈過(guò)程管材的應(yīng)力應(yīng)變分布及變化規(guī)律進(jìn)行了研究，同時(shí)分析了間隙對(duì)矩形管繞彎成形過(guò)程中截面畸變的影響，得出抽芯和回彈后，管材的應(yīng)力明顯減小，而應(yīng)變幾乎不發(fā)生改變，而減小芯棒與管坯間的間隙及彎曲模與管坯間的間隙都可以減小管坯截面畸變的程度，其他間隙對(duì)管坯截面畸變影響不大.

鋁合金矩形管繞彎成形時(shí)，截面畸變及回彈等問(wèn)題嚴(yán)重影響其零件的幾何精度，而截面畸變及回彈受材料特性與工藝參數(shù)的雙重影響，其中材料的力學(xué)性能與相對(duì)彎曲半徑是兩個(gè)主要的影響因素.因此本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)鋁合金矩形管繞彎成形進(jìn)行了研究，分析了材料的力學(xué)性能及相對(duì)彎曲半徑對(duì)矩形管截面畸變與回彈的影響.

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

實(shí)驗(yàn)所用材料為冷加工態(tài)的6A02鋁合金矩形管材，截面尺寸13 mm×12 mm，壁厚2 mm，其化學(xué)成分如表1所示.

表16 A02鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

將冷加工態(tài)的6A02鋁合金矩形管材置于箱式電阻爐中，按不同工藝進(jìn)行退火處理，冷卻方式均采用爐冷至250℃再空冷.在不同退火工藝下的矩形管上截取一小段，制作力學(xué)性能測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)樣，在萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，其力學(xué)性能結(jié)果如表2所示.其中:R0.2為材料屈服強(qiáng)度;Rm為材料抗拉強(qiáng)度;A為材料的延伸率;E為彈性模量.

表2 不同熱處理制度下6A02鋁合金的力學(xué)性能

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

對(duì)不同力學(xué)性能的鋁合金矩形管腔進(jìn)行填充處理，填充物質(zhì)為直徑0.1 mm的小細(xì)沙.以沙子完全壓實(shí)為準(zhǔn)，對(duì)型材腔體兩端進(jìn)行封口，之后在彎曲模半徑分別為92.4、101.8、119.6 mm 的繞彎裝置上進(jìn)行零件繞彎，繞彎裝置圖如圖1所示.繞彎裝置主要由彎曲模、側(cè)壓輪、夾頭及導(dǎo)向板組成，通過(guò)夾頭將矩形管材固定在彎曲模上，再將其壓入側(cè)壓輪凹槽，彎曲模旋轉(zhuǎn)時(shí)，帶動(dòng)矩形管轉(zhuǎn)動(dòng)，從而達(dá)到繞彎的目的.其中側(cè)壓力(P)為150～160 N/mm2，后張力(F)為25 ～26 MPa.彎曲后的實(shí)際樣件如圖2所示.

圖1 繞彎裝置圖

圖2 彎曲后實(shí)際樣件圖

2 截面畸變及回彈定義

截面畸變是影響管材繞彎成形精度的最主要因素之一.管坯在彎矩作用下彎曲時(shí)，管壁外側(cè)受到切向拉應(yīng)力，而內(nèi)側(cè)受到切向壓應(yīng)力，使得管壁材料在徑向H方向產(chǎn)生壓縮變形，且內(nèi)外彎曲面容易產(chǎn)生塌陷，其變形前后示意圖如圖3所示.

圖3 繞彎前后矩形截面變形示意圖

為了便于定量研究管材繞彎成形過(guò)程中的截面畸變，分別用δh和δb表示管坯沿徑向和垂直徑向方向的截面變化率，其表達(dá)如式(1)和式(2)所示:

式中:Δh=h－h(huán)';Δb=b'－b;h和b分別為未變形管坯截面的高和寬;h'和b'分別為變形后管坯截面最小高度和最大寬度.由于后續(xù)處理的需要，合格的彎曲方管徑向方向最大截面畸變率不能超過(guò)3.5%，垂直徑向方向最大截面畸變率不能超過(guò)1%.

管材的繞彎成形是一個(gè)塑性變形與彈性變形相結(jié)合的過(guò)程［12］，卸載后，管材的塑性變形會(huì)保留下來(lái)，而彈性變形則完全消失，發(fā)生回彈，使得實(shí)際零件與模具形狀不符，產(chǎn)生幾何誤差.繞彎件卸載前其曲率半徑與繞彎模的曲率半徑一樣為R，卸載后由于彈復(fù)變形其曲率半徑變?yōu)镽'(繞彎件曲率半徑平均值)，曲率半徑的變化量△R稱(chēng)為曲率半徑的回彈量，用δR表示曲率半徑回彈率，其表達(dá)式為

式中，△R=R'－R.

為了研究彎曲后管坯沿圓周方向的截面畸變及回彈情況，定義離繞彎件一端離夾頭一定距離的點(diǎn)為基準(zhǔn)點(diǎn).在基準(zhǔn)點(diǎn)處中心角θ=0°，測(cè)量范圍為0°～360°，按照彎曲方向每隔45°取一個(gè)截面，作為曲率半徑的測(cè)量點(diǎn)，共9個(gè)截面，每一個(gè)截面徑向方向與垂直徑向方向各取5個(gè)節(jié)點(diǎn)，分別測(cè)量這幾個(gè)節(jié)點(diǎn)的截面尺寸，選取各管坯截面最小高度和最大寬度，從而計(jì)算截面畸變率.由于周向各點(diǎn)的曲率半徑是不一致的［13］，分別測(cè)量9個(gè)曲率半徑測(cè)量點(diǎn)，取平均值，所測(cè)位置如圖4所示.

圖4 所測(cè)位置示意圖

3 結(jié)果與討論

3.1 屈服強(qiáng)度對(duì)矩形管截面畸變及回彈的影響

采用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x分別對(duì)屈服強(qiáng)度為62、70及91 MPa的管材繞彎前后的截面尺寸進(jìn)行了測(cè)量，其截面畸變結(jié)果如圖5和圖6所示，彎曲時(shí)采用半徑為101.8 mm的彎曲模，其他工藝參數(shù)均一致，具體參考試驗(yàn)方法.

圖5 屈服強(qiáng)度對(duì)沿彎曲方向δh的影響

圖6 屈服強(qiáng)度對(duì)沿彎曲方向δb的影響

圖5為屈服強(qiáng)度對(duì)管材沿彎曲方向徑向截面變化率的影響，可以看出，屈服強(qiáng)度越大，δh越大，且隨著彎曲角度的增加，δh也逐漸增加，其原因?yàn)榍?qiáng)度小，材料容易屈服，則所需彎矩相對(duì)較小，彎曲過(guò)程中塑性變形能小，從而截面變形小［14］.隨著彎曲角度的增加，管材所受等效應(yīng)力也會(huì)逐漸增加［11］，根據(jù)線(xiàn)性強(qiáng)化模型

可知σe與εe呈線(xiàn)性關(guān)系，因此隨著彎曲角度的增加，管材截面等效應(yīng)變也會(huì)逐漸增加.δh反映的是管材徑向方向截面畸變情況，因此σe也與δh呈線(xiàn)性關(guān)系，從而可推知隨著彎曲角度的增加，δh也逐漸增加.

圖6為屈服強(qiáng)度對(duì)管材沿彎曲方向垂直徑向方向的截面變化率的影響，由圖6可知，屈服強(qiáng)度越大，δb越大，與 δh變化規(guī)律類(lèi)似，其區(qū)別為δb變化較小.且隨著彎曲角度的增加，δb并沒(méi)有相應(yīng)的增加，而是上下起伏，說(shuō)明彎曲角度的大小對(duì)δb的影響不大.根據(jù)最小阻力原理，管材徑向方向外側(cè)受到拉應(yīng)力，內(nèi)側(cè)受到壓應(yīng)力，會(huì)向阻力較小的垂直徑向方向流動(dòng)，由于側(cè)壓輪凹槽寬度的限制，垂直徑向方向的截面變化率較均勻.

由于后續(xù)處理的需要，對(duì)彎曲管材的最大截面畸變有嚴(yán)格的要求，大于文章所要求值即為不合格.綜合不同屈服強(qiáng)度的繞彎成形截面畸變情況，發(fā)現(xiàn)屈服強(qiáng)度為91 MPa的管材繞彎后最大截面畸變率 δh達(dá)到 3.6%，δb達(dá)到 1.4%，已超出合格樣件所要求值，彎管件不合格，而屈服強(qiáng)度在91 MPa以下的管材最大截面畸變率均低于合格樣件所要求值，彎管件合格.

曲率半徑的回彈率與材料的屈服強(qiáng)度息息相關(guān)，當(dāng)材料的彈性模量，彎曲曲率半徑一樣時(shí)，理論上屈服強(qiáng)度越高，曲率半徑的回彈率越大.對(duì)屈服強(qiáng)度為62、70及91 MPa的管材繞彎后卸載前與卸載后的曲率半徑進(jìn)行了測(cè)量，其回彈率結(jié)果如圖7所示.

圖7 屈服強(qiáng)度與曲率半徑回彈率的關(guān)系曲線(xiàn)

由圖7可知:屈服強(qiáng)度62 MPa的管材繞彎卸載后，曲率半徑回彈率相對(duì)較小，大約在模具尺寸的基礎(chǔ)上回彈16.75%;隨著屈服強(qiáng)度的增加，繞彎卸載后圓環(huán)曲率半徑回彈率也增加;屈服強(qiáng)度為70 MPa時(shí)，曲率半徑回彈率約17%;屈服強(qiáng)度增加到91 MPa時(shí)，曲率半徑回彈率達(dá)到17.6%，即彎曲曲率半徑一致時(shí)，屈服強(qiáng)度越大，其曲率半徑回彈量也越大，這樣對(duì)制件的最終尺寸影響也越大.因此，在設(shè)計(jì)繞彎模具彎曲模尺寸時(shí)，應(yīng)考慮屈服強(qiáng)度對(duì)曲率半徑回彈率大小的影響.屈服強(qiáng)度為62 MPa時(shí)，彎曲模半徑尺寸應(yīng)設(shè)計(jì)為制件理論要求值的0.857;屈服強(qiáng)度為70 MPa時(shí)，彎曲模半徑尺寸應(yīng)設(shè)計(jì)為制件理論要求值的0.855;屈服強(qiáng)度為91 MPa時(shí)，彎曲模半徑尺寸應(yīng)設(shè)計(jì)為制件理論要求值的0.85.以此類(lèi)推，當(dāng)材料的屈服強(qiáng)度越大時(shí)，彎曲模半徑尺寸設(shè)計(jì)值與制件理論要求值的比值越小，這樣能有效控制回彈率對(duì)制件曲率半徑的影響.此外，彎曲高強(qiáng)度材料時(shí)，可采取去應(yīng)力退火的方式，降低材料的屈服強(qiáng)度，控制回彈率.

3.2 相對(duì)彎曲半徑對(duì)矩形管截面畸變及回彈的影響

相對(duì)彎曲半徑為繞彎模半徑與矩形管坯截面高的比值，用R/H表示.圖8、圖9分別為屈服強(qiáng)度為70 MPa，相對(duì)彎曲半徑為7.11、7.83、9.20時(shí)，繞彎后矩形管材徑向與垂直徑向方向的截面畸變結(jié)果圖，其他工藝參數(shù)均一致.

圖8 相對(duì)彎曲半徑對(duì)沿彎曲方向δh的影響

圖9 相對(duì)彎曲半徑對(duì)沿彎曲方向δb的影響

由圖8可以看出:相對(duì)彎曲半徑為7.11時(shí)，δh相對(duì)較大，接近2.5%;隨著相對(duì)彎曲半徑增加，其δh逐漸減小;當(dāng)相對(duì)彎曲半徑為9.2時(shí)，δh在2%以下;相對(duì)彎曲半徑為7.83的δh處于二者之間，其原因?yàn)楫?dāng)彎曲角度一樣時(shí)，相對(duì)彎曲半徑越大，管材變形程度越小，矩形管材在高度上的截面變化率也小.由圖9可以看出，相對(duì)彎曲半徑為7.11、7.83、9.20 時(shí)，δb都較小且相差不大，均在0.25% ～0.75%，說(shuō)明相對(duì)彎曲半徑對(duì) δb影響不大.另外，從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，相對(duì)彎曲半徑在7.11～9.20內(nèi)，管材的截面畸變均未超出所要求值，彎管件合格.

圖10為管材屈服強(qiáng)度為70 MPa時(shí)，相對(duì)彎曲半徑對(duì)管材繞彎卸載后曲率半徑回彈率影響的結(jié)果圖.由圖10可以看出:相對(duì)彎曲半徑為7.11時(shí)，管材繞彎卸載后曲率半徑回彈率相對(duì)較大，大約在模具尺寸的基礎(chǔ)上回彈18.4%;隨著相對(duì)彎曲半徑的增加，曲率半徑的回彈率反而減少，相對(duì)彎曲半徑為7.83時(shí)，曲率半徑回彈率約為17.4%，相對(duì)彎曲半徑為9.20時(shí)，曲率半徑回彈率減少到16.6%.一般相對(duì)彎曲半徑越大，管材的彎曲變形程度越小，塑性變形區(qū)中的彈性變形所占的比例同時(shí)也增大［16］，曲率半徑的回彈量也增加，而曲率半徑的回彈率相當(dāng)于回彈量與曲率半徑的比值，與單位長(zhǎng)度的回彈量的變化保持一致.相對(duì)彎曲半徑越小，單位長(zhǎng)度相對(duì)彎曲角越大，其回彈量就越大，從而曲率半徑回彈率也會(huì)越大［17］.

圖10 相對(duì)彎曲半徑與曲率半徑回彈率的關(guān)系圖

4 結(jié)論

1)隨著屈服強(qiáng)度的增加大，δh、δb也增加，但δb變化相對(duì)較小，且隨著彎曲角度的增加，δh逐漸增加，δb并沒(méi)有相應(yīng)的增加，而是上下起伏，說(shuō)明彎曲角度的大小對(duì)δb的影響不大.

2)隨著屈服強(qiáng)度的增加，繞彎卸載后曲率半徑的回彈率也增加.屈服強(qiáng)度為62 MPa時(shí)，大約在模具尺寸的基礎(chǔ)上回彈16.75%;屈服強(qiáng)度為70 MPa時(shí)，曲率半徑回彈率約為17%;當(dāng)屈服強(qiáng)度增加到91 MPa時(shí)，曲率半徑回彈率相應(yīng)增加到17.6%.當(dāng)材料的屈服強(qiáng)度越大時(shí)，彎曲模半徑尺寸設(shè)計(jì)值與制件理論要求值的比值越小，可有效控制回彈率對(duì)制件曲率半徑的影響.

3)隨著相對(duì)彎曲半徑的增加，δh逐漸減小，δb相差甚微，均在0.25% ～0.75%，曲率半徑的回彈率也相應(yīng)減少.相對(duì)彎曲半徑為7.11時(shí)，δh相對(duì)較大，接近2.5%，曲率半徑回彈率相對(duì)較大，大約在模具尺寸的基礎(chǔ)上回彈18.4%.相對(duì)彎曲半徑為7.83的δh處于2% ～2.5%之間，曲率半徑回彈率約為17.4%;當(dāng)相對(duì)彎曲半徑為9.2時(shí)，δh在2%以下，曲率半徑回彈率減少到16.6%.

［1］ 劉郁麗，楊合，張津.鋁合金薄壁矩形管繞彎成形壁厚分布規(guī)律研究［J］.材料科學(xué)與工藝，2010，18(增刊1):1－4.LIU Yuli，YANG He，ZHANG Jin. Research on distribution laws of wall thickness of aluminum alloy thin-walled rectangular tube in rotary draw bending process［J］.Material Science ＆ Technology，2010，10(sup 1):1－4.

［2］ LI H，YANG H，ZHAN M，et al.Deformation behaviors of thin-walled tube in rotary draw bending under push assistant loading conditions［J］.Journal of Materials Processing Technology，2010，210(1):143 －158.

［3］ SHEN Huawen，LIU Yuli，QI Haiyan，et al.Relations between the stress components and cross-sectional distortion of thin-wallled rectangular waveguide tube in rotary draw bending process［J］.Int J Adv Manuf Technol，2013，68:651 －662.

［4］ 溫彤，豐慧珍，艾百勝.管材繞彎變形的理論與實(shí)驗(yàn)分析［J］.重慶大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，29(12):8－12.WEN Tong，F(xiàn)ENG Huizhen，AI Baisheng.Theoretical and experimental study on the deformation of pipe rotary-draw bending ［J］. JournalofChongqing University，2006，29(12):8 －12.

［5］ UTSUMI N，SAKAKI S.Countermeasures against undesirable phenomena in the draw-bending process for extruded square tubes［J］.Journal of Materials Processing Technology，2002，123(2):264－269.

［6］ 趙剛要.薄壁矩形管繞彎成形失穩(wěn)起皺的數(shù)值模擬［D］.西安:西北工業(yè)大學(xué)，2007:71.

［7］ ZHAO Gangyao，LIU Yuli，YANG He.Effect of clearance on wrinkling of thin-walled rectangular tube in rotary draw bending process［J］.Int J Adv Manuf Technol，2010，50:85 －92.

［8］ 劉郁麗，任家海，朱英霞，等.H96薄壁矩形管繞彎回彈過(guò)程的應(yīng)力應(yīng)變分析［J］.鍛壓技術(shù)，2012，37(1):146－148.LIU Yuli，REN Jiahai，ZHU Yingxia，et al. Stress strain analysis of the thin walled rectangular tube of H96 brass in the process of bending and spring-back［J］.Forging＆ Stamping Technology，2012，37(1):146－148.

［9］ 沈化文，劉郁麗，董文倩，等.芯棒對(duì)鋁合金矩形管繞彎回彈作用的數(shù)值模擬［J］.材料科學(xué)與工藝，2012，20(1):38－43.SHEN Huawen，LIU Yuli，DONG Wenqian，et al.Numerical simulation of effects of mandrel on springback of aluminum alloy rectangular tube in rotary-draw bending process［J］. Materials Science and Technology，2012，20(1):38－43.

［10］ ZHAO G Y，ZHANG R Y，LIU Y L，et al.A new method to accurately describe cross-section distortion in rotary draw bending process of thin-walled rectangulartube［J］. Applied Mechanics and Materials，2012，117－119:1839－1842.

［11］ 劉郁麗，盧彩虹，趙剛要，等.間隙對(duì)薄壁矩形管繞彎成形截面畸變影響的研究［J］.中國(guó)機(jī)械工程，2008，19(16):1972－1975.LIU Yuli，LU Caihong，ZHAO Gangyao，et al.Effect of clearance on cross section distortion of thin-walled rectangular tube in rotary draw bending process［J］.Chinese Mechanical Engineering，2008，19(16):1972－1975.

［12］ AL-QURESHI H A.Elastic-plastic analysis of tube bending［J］.International Journal of Machine Tools and Manufacture，1999，39(1):87－104.

［13］ 楊玉英，董昀，趙立紅.帽形型材繞彎件的曲率一致性［J］.材料科學(xué)與工藝，2004，12(1):91－94.YANGYuying，DONGYun，ZHAOLihong. The curvature consistency of hat-section profiles in rotary draw bending［J］.Materials Science ＆ Technology，2004，12(1):91－94.

［14］ 張津，劉郁麗，趙剛要，等.材料參數(shù)對(duì)矩形管繞彎截面變形的影響［J］.熱加工工藝，2009，38(13):1－4.ZHANG Jin，LIU Yuli，ZHAO Gangyao，et al.Influence of material parameters on rectangular tube crosssection deformation in rotary-draw bending process［J］.Hot Working Technology，2009，38(13):1－4.

［15］ 彭大暑.金屬塑性加工原理［M］.長(zhǎng)沙:中南大學(xué)出版社，2006:46

［16］ 成虹.沖壓工藝與模具設(shè)計(jì)［M］.北京:高等教育出版社，2001:112

［17］ 韓盛夏.基于回彈的液壓成形?？焖僭O(shè)計(jì)技術(shù)研究［D］.沈陽(yáng):沈陽(yáng)航空工業(yè)學(xué)院，2010:6