袁其煒，王建華，靳凱，陶杰

（南京航空航天大學(xué) a. 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院；b. 機(jī)電學(xué)院，南京 211106）

雙金屬管材在航空航天、核能工程、汽車、石化等重要領(lǐng)域具有重要的需求。塑性成形是制造雙金屬管材的一類重要技術(shù)，主要包括機(jī)械拉拔法、液壓脹形法、爆炸成形法、電磁成形法[1—4]等。

旋壓成形技術(shù)作為一種新穎的復(fù)合管材成形技術(shù)，具有成本低、柔性高等優(yōu)點(diǎn)。近年來，國外開始開展相關(guān)旋壓成形雙金屬復(fù)合管的研究工作。Saito K.等[5]合作研發(fā)了 Nb/Cu復(fù)合管射頻超導(dǎo)腔，以節(jié)省Nb金屬的用量，并嘗試采用累積旋壓復(fù)合法制備超細(xì)晶鋁管。Mohebbia 等[6—8]初步開展了鋁/鋁、銅/鋁、不銹鋼/鋁雙金屬管材旋壓復(fù)合的變形機(jī)理及微觀界面結(jié)構(gòu)和界面強(qiáng)度的研究，制備具有界面結(jié)合強(qiáng)度的雙金屬復(fù)合管。國內(nèi)對雙金屬旋壓成形技術(shù)的研究亦開展了相關(guān)研究工作。潘毓濱[9]和王悅[10]等對銅/鋁、鋁/鋁雙金屬復(fù)合管強(qiáng)力旋壓進(jìn)行研究，獲得了工藝參數(shù)對復(fù)合管成形的影響規(guī)律，同時對復(fù)合管材的界面熱阻效應(yīng)進(jìn)行了研究；江樹勇等[11]采用滾珠旋壓的方式對銅/鋁雙金屬管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究及模擬仿真。張志鵬等[12]假設(shè)金屬層變形為平面變形且管材滿足等效應(yīng)力屈服準(zhǔn)則，建立了雙金屬復(fù)合管旋壓的解析模型。程可等[13]通過內(nèi)旋的方式對 20鋼/316L雙金屬管進(jìn)行制備，模擬雙金屬復(fù)合管的旋壓成形過程，分析襯管和基管徑向、環(huán)向、軸向應(yīng)力及其間的殘余接觸應(yīng)力的分布，同時研究旋壓工藝參數(shù)嵌入量δ、襯管與基管間隙ψ、導(dǎo)向角β、進(jìn)給率f對復(fù)合管殘余接觸應(yīng)力的影響。雖然上述學(xué)者對雙金屬管的旋壓成形過程進(jìn)行了一些探究，但是雙金屬管的旋壓復(fù)合成形機(jī)理、關(guān)鍵工藝參數(shù)對復(fù)合管成形過程的壁厚變化以及對界面結(jié)合強(qiáng)度的影響規(guī)律等重要問題尚需進(jìn)一步的系統(tǒng)研究。

雙金屬復(fù)合管旋壓復(fù)合過程中，金屬的變形、流動及界面結(jié)合情況極其復(fù)雜。文中通過數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式對雙金屬管旋壓復(fù)合成形過程進(jìn)行了研究，主要探究復(fù)合管材在成形過程中的受力情況及工藝參數(shù)對雙金屬管壁厚分布的影響規(guī)律，為高性能雙金屬復(fù)合管的旋壓復(fù)合制造提供了重要的指導(dǎo)。

1 有限元模型

雙金屬管旋壓復(fù)合成形有限元模型見圖1。固定芯模和復(fù)合管坯通過旋輪繞管坯做螺旋運(yùn)動，以實(shí)現(xiàn)等效的成形過程[15]，基管和覆管兩層管材采用C3D8R實(shí)體單元實(shí)施劃分，管坯夾持端的端面通過約束固定，采用庫侖摩擦條件定義坯料和模具之間的接觸，設(shè)置旋輪與坯料之間的摩擦因數(shù)為 0.3，坯料與芯模之間的摩擦因數(shù)為 0.1。實(shí)際成形的基管為Φ14 mm×1 mm×100 mm的6061無縫鋁合金管，覆管為Φ16 mm×1 mm×100 mm的紫銅管。在有限元模擬中為減少計算時間，去除了部分不參與變形的長度。待復(fù)合的雙金屬管的長度為60 mm?；芘c覆管力學(xué)性能見表1。

圖1 雙金屬管旋壓復(fù)合有限元模型Fig.1 FEM model of bimetal tube spinning

表1 材料常溫下的力學(xué)性能Tab.1 Material properties at room temperature

2 雙金屬管旋壓受力及材料選擇的初步分析

雙金屬管旋壓過程中變形區(qū)域金屬的變形情況極其復(fù)雜，因?yàn)殡p金屬管不僅有內(nèi)外兩層金屬，而且金屬材料性能有所差別。整管壁厚及基管和覆管的壁厚控制相對困難。基管和覆管的受力面積、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度都影響整個雙金屬管的壁厚變化。旋壓復(fù)合過程中，雙金屬管的等效應(yīng)力分布情況見圖2。

圖2 Cu/Al雙金屬管旋壓過程中的等效應(yīng)力分布情況（MPa）Fig.2 Equivalent stress distribution of Cu/Al bimetallic tube spinning

從圖2可以看出，基管和覆管最大等效應(yīng)力雖在同一個數(shù)量級上，但是數(shù)值還是相差較大。旋輪的下壓區(qū)域雙金屬管所受的應(yīng)力最大，從圖2上看出，基管的最大等效應(yīng)力的區(qū)域更大，分析認(rèn)為基管受力面積較覆管的受力面積更大。雙金屬管旋壓復(fù)合過程中徑向等效應(yīng)力分布情況見圖3，由于基管和覆管的壁厚較薄，沿管件壁厚方向的等效應(yīng)力與圖2顯示的覆管和基管表層的應(yīng)力應(yīng)變相比沒有較大變動。對比最大等效應(yīng)力區(qū)域發(fā)現(xiàn)，基管仍相對較大，而覆管的受力則較為集中，與圖2相對應(yīng)。

在變形區(qū)，基管和覆管是緊密貼合的，接觸面上所受的力應(yīng)大小相同方向相反，由于內(nèi)外管坯表面的受力面積不同，導(dǎo)致了基管和覆管所受的應(yīng)力相差較大。此外，由圖2和圖3可知，成形過程中覆管所受應(yīng)力較基管大很多，因此在室溫下選擇雙金屬材料旋壓時，需考慮覆管和基管材料的強(qiáng)度關(guān)系來確定覆管和基管的材料。由于在旋壓復(fù)合成形時，基管所受的應(yīng)力本就較覆管更小，所以覆管的屈服強(qiáng)度應(yīng)至少高于基管的屈服強(qiáng)度，否則在整個覆管減薄變形過程中，基管所受的應(yīng)力都將低于對應(yīng)材料的屈服強(qiáng)度，基管將不發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致無法生成有效的界面強(qiáng)度。以銅為基管，鋁合金為覆管的雙金屬管和原始基管的對比見圖4，由于基管屈服強(qiáng)度相對覆管的屈服強(qiáng)度較大，基管所受的應(yīng)力無法達(dá)到其發(fā)生塑性變形的要求，可以看出Cu/Al雙金屬管在經(jīng)過多道次的旋壓后，基管軸向長度沒有發(fā)生變化，即基管基本沒有發(fā)生減薄變形。

圖3 Cu/Al雙金屬管旋壓過程中的徑向等效應(yīng)力分布情況（MPa）Fig.3 Radial equivalent stress distribution of Cu/Al bimetallic tube spinning

圖4 Al/Cu雙金屬管旋壓成形前后對比Fig.4 Comparison before and after spinning of Cu/Al bimetallic tube

通過以上對雙金屬管基管和覆管的受力分析可知，雙金屬管的旋壓在成形前，要充分考慮到覆管和基管的材料力學(xué)性能參數(shù)，因?yàn)椴牧狭W(xué)性能直接影響著管件的變形及壁厚變化的情況。在成形有良好界面結(jié)合強(qiáng)度的雙金屬管時，覆管的抗拉強(qiáng)度就要高于基管的屈服強(qiáng)度，否則基管將不發(fā)生變形，基管的內(nèi)部基體也無法與覆管變形過程中擠壓而出的基體接觸，將導(dǎo)致無法形成有效的界面結(jié)合。

3 雙金屬管旋壓復(fù)合關(guān)鍵工藝參數(shù)研究

影響雙金屬旋壓成形的因素有很多，例如工藝參數(shù)、管坯尺寸、旋輪尺寸以及材料屬性，將重點(diǎn)研究旋壓復(fù)合過程中的關(guān)鍵工藝參數(shù)，包括壓下量、轉(zhuǎn)速、旋輪安裝角對雙金屬管旋壓成形效果的影響規(guī)律。

3.1 壓下量

在雙金屬的旋壓成形過程中，壓下量直接影響雙金屬復(fù)合管的壁厚變化。在其他工藝參數(shù)（轉(zhuǎn)速為500 r/min，旋輪進(jìn)給速度為200 mm/min，旋輪安裝角為 90°）不變的情況，探究不同壓下量下的 Cu/Al雙金屬復(fù)合管的變形情況及對基管和覆管壁厚變化的影響規(guī)律。分別選用0.5, 0.3, 0.1 mm這3個依次等量減小的壓下量進(jìn)行成形仿真研究。

不同壓下量下 Cu/Al雙金屬管等效應(yīng)變的分布情況見圖5。隨壓下量的增加，雙金屬管的等效應(yīng)變也隨之增大。對比覆管和基管端部的伸長量，研究發(fā)現(xiàn)壓下量減少，基管相較覆管的伸長量隨之減小。依據(jù)體積不變定律，隨壓下量減小，基管的減薄率與覆管減薄率的比值減小。

模擬與實(shí)驗(yàn)中不同壓下量下覆管和基管的壁厚分布情況見圖6，可以看出不同壓下量下，模擬和實(shí)驗(yàn)對應(yīng)覆管和基管的壁厚基本相同，從而也驗(yàn)證了模擬的準(zhǔn)確性。隨著壓下量的增加，覆管和基管的壁厚都在減小。整理計算所得的不同壓下量下覆管和基管實(shí)際減薄率的比值情況見圖7。當(dāng)壓下量較小時，覆管的減薄率遠(yuǎn)大于基管，但隨著壓下量的增大，覆管和基管的減薄率的比值趨近趨于1，因此，在旋壓成形雙金屬管的過程中，可以通過改變壓下量的大小，而在一定程度上實(shí)現(xiàn)對 Cu/Al雙金屬管覆管和基管壁厚分布的控制。多道次小壓下量Cu/Al雙金屬復(fù)合管旋壓成形后得到覆管較薄、基管較厚的雙金屬管見圖8。

3.2 轉(zhuǎn)速

轉(zhuǎn)速是指旋壓過程中主軸每分鐘轉(zhuǎn)過的圈數(shù)。研究在其他工藝參數(shù)（壓下量為 0.3 mm，旋輪進(jìn)給速度為200 mm/min，旋輪安裝角為90°）不變的條件下，轉(zhuǎn)速對雙金屬復(fù)合管的變形情況及基管與覆管壁厚變化的影響。分別設(shè)置轉(zhuǎn)速為500, 350, 200 r/min。不同轉(zhuǎn)速下的Cu/Al雙金屬管成形后的等效應(yīng)變見圖9，通過對比發(fā)現(xiàn)不同轉(zhuǎn)速下雙金屬的變形情況大致相同，同時所測的不同轉(zhuǎn)速的覆管和基管軸向長度也基本相同。分析認(rèn)為，不同的轉(zhuǎn)速下，覆管基管的受力面積大小都沒有發(fā)生變化，即管材的受力情況也基本相同。但隨著轉(zhuǎn)速的增加，雙金屬管軸向單位距離內(nèi)的接觸變形的圈數(shù)更多，材料的流動會更為均勻。同時由于單位長度接觸變形圈數(shù)更多，變形的運(yùn)動軌跡重疊得較為緊密，覆管表面質(zhì)量會更為優(yōu)良。實(shí)驗(yàn)所測得的不同轉(zhuǎn)速下的雙金屬管成形后覆管和基管壁厚分布情況見圖10，可以看出不同的轉(zhuǎn)速下，基管的壁厚基本保持恒定，在轉(zhuǎn)速為200 r/min時覆管的壁厚略有浮動。結(jié)果表明，宏觀上轉(zhuǎn)速對雙金屬管旋壓成形過程的影響較小。不同轉(zhuǎn)速減薄成形的覆管和基管尺寸上基本沒有變化。但隨著轉(zhuǎn)速的增加，管材與旋輪接觸的軌跡變得更為緊密，單位面積的材料經(jīng)過多次的變形使流動更為均勻，覆管表面粗糙度隨之提高。

圖5 不同壓下量下Cu/Al雙金屬管的等效應(yīng)變的分布情況Fig.5 Equivalent strain distribution of Cu/Al bimetallic tube in different press amount

圖6 模擬與實(shí)驗(yàn)覆管和基管的壁厚分布情況Fig.6 Thickness distribution of clad tube and matric tube of simulation and experiment

圖7 不同壓下量下覆管和基管壁厚減薄率的比值Fig.7 Ratio of thickness reduction of clad tube to matric tube in different press amount

圖8 多道次小壓下量Cu/Al雙金屬管Fig.8 Multi-pass and low-pressure Cu/Al bimetallic tube

圖9 不同轉(zhuǎn)速下Cu/Al雙金屬管的等效應(yīng)變的分布情況Fig.9 Equivalent strain distribution of Cu/Al bimetallic tube at different

圖10 覆管和基管在不同轉(zhuǎn)數(shù)下壁厚分布情況Fig.10 Thickness distribution of clad tube and matric tube at different revolutions

3.3 旋輪安裝角

圖11 不同旋輪安裝角下Cu/Al雙金屬的等效應(yīng)變分布情況Fig.11 Equivalent strain distribution of Cu/Al bimetallic tube of different roller installation angles

旋輪安裝角是芯模軸線和旋輪軸線構(gòu)成的角。研究在其他工藝參數(shù)（壓下量為 0.3 mm，旋輪進(jìn)給速度為200 mm/min，轉(zhuǎn)速為500 r/min）不變的情況下，旋輪安裝角β對Cu/Al雙金屬管旋壓受力情況和壁厚分布的影響。分別設(shè)置旋輪安裝角β為90°, 60°, 45°。不同旋輪安裝角下的 Cu/Al雙金屬管的等效應(yīng)變見圖11。對比圖11中a—c的Cu/Al雙金屬管覆管和基管的端部伸長量，隨著旋壓安裝角的減小，基管的流動變形量增大，使成形后基管的軸向長度發(fā)生較大的變化。隨著旋輪安裝角的減小，成形過程中旋輪與覆管接觸的受力面積有較大的增大，使覆管和基管所受的應(yīng)力趨近。因?yàn)殂~的強(qiáng)度高于鋁，基管的減薄率也隨之增加，致使基管軸向長度上有較大的變化。Cu/Al雙金屬管在不同旋輪安裝角下，旋壓成形后模擬和實(shí)驗(yàn)所測得的覆管和基管的壁厚分布情況見圖12。從圖12a和12b中覆管和基管壁厚的變化可以看出，隨著旋輪安裝角減小，覆管的壁厚變大，基管的壁厚變小。模擬和實(shí)驗(yàn)的管材壁厚變化的趨勢一致，隨著旋輪安裝角的減小，覆管的減薄率減小，基管的減薄率增大。通過對圖12中覆管和基管減薄率的計算，發(fā)現(xiàn)在旋輪安裝角β=45°時，基管與覆管減薄率之比大于2，因此，在旋壓過程中可以通過選用小的旋輪安裝角來實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)基管的壁厚。同時，結(jié)合壓下量對雙金屬管覆管壁厚的控制，從而實(shí)現(xiàn)對整個雙金屬管的壁厚分布的控制。

圖12 不同旋輪安裝角下模擬和實(shí)驗(yàn)覆管和基管的壁厚分布Fig.12 Thickness distribution of clad tube and matric tube of different roller installation angles

4 結(jié)論

1) 覆管和基管外表面的受力面積不同，導(dǎo)致了基管和覆管所受的應(yīng)力相差較大。管坯材料力學(xué)性能直接影響著雙金屬管的變形及壁厚變化情況。在室溫下選擇雙金屬材料旋壓時，需考慮覆管和基管材料的強(qiáng)度關(guān)系，覆管的屈服強(qiáng)度應(yīng)至少高于基管的屈服強(qiáng)度。

2) 壓下量p越大，雙金屬變形量越大，伸長量越大。同時在一定范圍內(nèi)隨著壓下量的增大，覆管和基管的減薄率之比會由大變小。在小的壓下量下，雙金屬管的減薄以覆管為主。在多道次旋壓過程中可以通過選用小的壓下量來改變覆管壁厚，從而調(diào)節(jié)整個雙金屬管的壁厚分布。

3) 旋輪的安裝角度β對覆管和基管的壁厚減薄影響較大，隨著旋輪安裝角的減小，覆管的減薄率減小，基管的減薄率增大。在旋輪安裝角較小時，雙金屬管的減薄以基管為主。通過對壓下量和旋輪安裝角的調(diào)節(jié)，可以實(shí)現(xiàn)對整個雙金屬管壁厚分布的有效調(diào)控。