董志強，張建勛

（西安交通大學 金屬材料強度國家重點實驗室，西安 710049）

雙金屬管道可以兼顧耐腐蝕性及成本，在高腐蝕性油氣運輸行業(yè)運用前景廣闊。隨著綠色制造和輕量化技術的發(fā)展，對于同時具有高強度和輕質量的雙層管結構件的需求量將日益增長，但國內的雙金屬管制造技術和國外相比仍有較大差距[1—3]。JCO 成形法是直縫焊管冷彎曲制造方法之一，具有投資少、產品規(guī)格范圍寬、可靠性高等優(yōu)點。JCO 成形過程是首先將預彎好的成形板在成形機上一步步壓成一個“J”形，然后將成形板的另外一半也分多步壓彎成“J”形，兩個“J”形組成一個“C”形，最后成形上模在板材中部壓下成開口的“O”形[4—5]。管道的JCO 成形過程是一個彈塑性彎曲變形過程，在模具下壓后上提的過程中，板材存在較大的回彈，而回彈又與板材的材料性能、板材的尺寸、模具的尺寸以及成形參數(shù)等眾多因素有關，這讓JCO 成形后管坯的形狀難以準確預測[6—8]，此外成形后產生的應力也對之后的焊接工藝質量以及最終的使用壽命有較大的影響，因此研究管道JCO成形過程應力及變形有重要意義。

有限元計算技術已廣泛應用于管道JCO 成形的研究，楊延華等[9]采用有限元方法研究分析了Ф1219 mm×33 mm 規(guī)格X80 高鋼級厚壁直縫埋弧焊管JCO 成形過程中的應力和應變分布。采用有限元模擬計算得到的該規(guī)格鋼管的下壓量與理論計算方法得到的結果非常接近。Antoniou 等[10]對大尺寸厚壁管道的JCO成形過程應力進行研究，在此基礎上研究了成形后的管道在不同外部壓力下的變形情況，并得到了管道承受外部壓力的最佳擴徑值。上模下壓量對管道JCO成形有較大的影響，王鋼等[11]提出一種基于徑向基函數(shù)響應面法預測JCO 成形模具壓下量，并分別通過有限元分析和試驗對比分析，驗證了該預測方法的可靠性。Gao 等[12]利用有限元方法研究了下壓量對X80管道JCO 成形后管坯最終形狀尺寸的影響，并得到成形出合適的管坯的下壓量。林才淵等[13]采用有限元方法研究了雙金屬復合管道充液壓成形過程，研究結果表明回彈是成形件存在間隙的主要原因，間隙隨著內壓的增大而減小。

由于管道成形過程的非線性、大變形以及復雜接觸等特點，采用三維模型計算時間較長，并且很容易出現(xiàn)計算不收斂，因此采用二維模型研究管道JCO成形過程應力及變形，能大大減少計算時間，提高計算效率及計算成功率。X65 管線鋼強度高，2205 雙相不銹鋼的屈服強度可達到普通奧氏體不銹鋼的兩倍，其線膨脹系數(shù)遠小于奧氏體型不銹鋼并與碳鋼相近，并且耐腐蝕性良好，X65 與2205 結合的層狀金屬復合材料能夠滿足管道的力學性能以及耐腐蝕性能需要，又能極大降低生產成本。文中研究的2205/X65 雙金屬板材采用爆炸焊接方法達到冶金結合，Zhang 等[14]對2205X65 爆炸焊后的組織和性能進行了研究，研究結果表明，2205 及X65 金屬在爆炸成形過程中有較大的強化。文中利用Abaqus 有限元分析軟件建立了二維模型，對2205/X65 雙金屬管道JCO成形過程的應力和變形進行了分析，得到雙金屬板材自由彎曲變形特點以及不同材料界面應力分布情況，在此基礎上研究了下壓量、模具半徑以及下?？缇鄬ψ畲蠹羟袘盎貜椊堑挠绊憽?/p>

1 有限元模型

有限元計算模型如圖1 所示，主要由成形板和JCO 成形模具組成，為了使研究更為準確，依據(jù)2205/X65 爆炸焊后雙金屬板的分層拉伸實驗結果，把成形板中強度不同的層分為4 個區(qū)，從上到下分別為2205區(qū)、過渡層區(qū)、X65-1 區(qū)和X65-2 區(qū)，前3 區(qū)厚度都為1.2 mm，后一區(qū)的厚度為14.4 mm，各區(qū)分別設置不同的材料屬性，如圖 2[14]所示，板材總厚度為18 mm，板材的長度為1916.4 mm，成形后的管道直徑為610 mm。模具分為上模和下模，模具在計算中設置為剛體，模具的尺寸及所用的坐標系如圖1 所示，x為板材長度方向，y為板材厚度方向。劃分的網(wǎng)格如圖3 所示，單元類型為平面應變單元CPSER，最小單元尺寸為0.2 mm×1 mm，最大單元尺寸為1 mm×1 mm，單元總數(shù)為76 480。

分別設置上模具與板材上表面、下模具與板材下表面為主從面面接觸，模具是剛體為接觸的主面，板材對應的面為從面，接觸屬性為摩擦，摩擦因數(shù)為0.1[15]。整個計算過程如下：固定下模具不動，上模具下壓一定距離（即下壓量），下壓結束后上模具移動到初始位置，板材前移一段距離（即步距），重復上述過程，把板材的一端壓成“J”形后，把板材另外一端移到模具位置，繼續(xù)重復上述過程。分析步為靜態(tài)隱式分析步。主要成形參數(shù)如下：下壓量為24 mm，下模跨距為270 mm，下壓次數(shù)為27。

圖1 二維計算模型Fig.1 2D calculation model

圖2 材料屬性[14]Fig.2 Material properties

圖3 板材網(wǎng)格劃分Fig.3 Plate meshing

2 計算結果

2.1 整體應力應變分布

圖4 為JCO 成形完成后的Mises 等效應力云圖以及等效塑性應變PEEQ 云圖，可以看出板材JCO 成形完成后Mises 應力呈分段分布。由于最后一次的下壓過程屬于對稱彎曲，而其他下壓過程為非對稱彎曲，因此除了最后一次下壓位置，其他段的應力大小和位置都相同，并且段數(shù)和下壓的次數(shù)是一致的，從Mises 等效應力局部放大圖（見圖4a）可以知道，在管道內表面靠近2205 部位有最大的Mises 等效應力分布，厚度方向應力分為4 層，從內表面到外表面Mises 等效應力先減小后增大再減小再增大。除了最后一步下壓位置，其余位置應力最大在570 MPa 左右。從等效塑性應變云圖（見圖4b）可以知道，最大塑性應變?yōu)?.57，出現(xiàn)在JCO 成形最后一次下壓位置，并且遠遠比其他位置的等效塑性應變大。等效塑性應變也呈分段分布，處于外表面的X65 材料比處于內表面的2205 材料變形大，在每段的塑性應變中，在厚度方向都有一個等效塑性應變?yōu)? 的位置，這個位置也就是板材彎曲變形的中性層，在雙金屬板材彎曲變形中，中性層的位置靠近屈服強度更大的2205 金屬一側，并且每一段也有一個等效塑性應變?yōu)? 的橫截面，這也就說明成形后的開口管坯是由圓弧段和直段相隔循環(huán)構成的。此外由于文中主要研究管道JCO 成形過程，所以沒有對板材兩端進行預彎，因此板材兩端的應力和應變都為0。

圖4 “O”成形后應力應變分布云圖Fig.4 Stress strain distribution after“O”forming

2.2 厚度方向應力分析

為了研究2205 與X65 界面應力的分布，在模具下壓位置的中間沿著厚度方向從下表面到上表面取一條路徑，研究了JCO 成形上模下壓到最低點時以及卸載后的應力應變分布，模具下壓到最低點時從下表面到上表面沿著路徑的應力應變變化情況如圖6所示，從等效塑性應變的分布來看，板材下表面的變形最大，上表面的變形次之，在離下表面10.5 mm 位置的等效塑性應變?yōu)?，這也是板材彎曲成形的中性層，雙金屬板材彎曲的中性層靠近了強度更大的2205金屬，而單金屬板材彎曲的中性層一般在板材厚度方向的中間位置，在中性層位置的環(huán)向應力為0，Mises應力最低，為375 MPa。沿著下壓位置中心從下表面到上表面路徑的剪切應力為0。從圖6 也可以看出，環(huán)向應力在外表面為拉應力分布，經(jīng)過中性層后變?yōu)閴簯Γ⑶译S著從下表面到上表面的距離增大，壓應力增大。Mises 應力在外表面達到最大在1300 MPa，超過了2205 的屈服強度。從圖6 還可以看出，應力在X65-2 與X65-1 的界面、在X65-1 與過渡層的界面、在過渡層與2205 的界面均有突變情況，而等效塑性應變在不同材料之間的界面處變化不明顯。

圖6 上模具下壓到最低點時應力應變Fig.6 Stress strain when the upper die is pressed to the lowest position

圖7 為模具卸載后從下表面到上表面沿著路徑的應力變化情況，對比圖6 和7 可以發(fā)現(xiàn)，模具卸載后上下表面的Mises 應力有大幅下降，從下表面到上表面9.5 mm 處（中間部位）應力幾乎不變，這處的應力也是卸載后整個板材Mises 應力最大的，卸載后環(huán)向應力在外表面呈壓應力分布，隨著距離增加，壓應力逐漸減小，到4 mm 處達到0，而后變?yōu)槔瓚Γ㈦S著距離增大而增大，到9.5 mm 位置最大，然后迅速下降，變?yōu)閴簯Γ谕獗砻嬉渤蕢簯Ψ植?，卸載后的環(huán)向應力都接近0，此外和模具下壓到最低點時的應力分布一樣，Mises 應力和環(huán)向應力在不同材料之間的界面處有大梯度變化情況。中性層的殘余Mises 等效應力在180 MPa 左右，環(huán)向應力都在140 MPa 左右。

2.3 下壓量對最大剪切應力及回彈角的影響

由于雙金屬復合板是經(jīng)過爆炸焊結合在一起的，雙金屬層復合板制造直縫焊管的JCO 成形過程中，兩種金屬材料結合部位的考察十分重要，因此對復合板過渡層層間最大剪切應力進行了研究。為了研究下壓量對2205/X65 雙金屬管道JCO 成形應力及回彈的影響，保持其他參數(shù)為上模曲率為210 mm，跨距為270 mm，下模曲率為80 mm，分別對下壓量為20,22,24,26,28,30 mm 的JCO 成形過程進行了計算。上模下壓量對剪切應力的影響如圖8 所示，在JCO 成形過程中成形板的最大剪切應力隨著下壓量的增加幾乎呈線性增加，下壓量為20 mm 時，最大剪切應力為200 MPa 左右，下壓量為30 mm 時最大剪切應力達到了400 MPa 左右，根據(jù)Zhang 等[14]的研究，爆炸焊后的2205/X65 雙金屬板材的剪切強度為400 MPa，當下壓量為30 mm 時，最大剪切強度達到了板材的剪切強度，如果繼續(xù)增加下壓量會使板材在JCO 成形過程中開裂。下壓量對回彈角的影響見圖8，可以看出隨著下壓量的增大，回彈角并不是線性變化的，而是先減小后增大，在下壓量為24 mm 時最小，對比下壓量28 mm 和下壓量30 mm 的回彈角，兩者相差較小，因此下壓量對回彈角的影響可以概括為隨著下壓量的增大，回彈角先減小再增大最后趨于穩(wěn)定。

圖7 模具卸載后的應力分布Fig.7 Stress a distribution after die removal

圖8 成形過程最大剪切應力及成形后回彈角隨下壓量的變化Fig.8 Maximum shear stress during forming and the spring back angle after forming varying with the amount of pressing

2.4 跨距和模具尺寸對最大剪切應力影響

固定下模半徑、上模的下壓量、上模半徑，改變下?？缇?，研究不同下?？缇嘞逻^渡層層間最大剪切應力。取上模半徑為270 mm、下模半徑120 mm、上模下壓量26 mm、下?？缇喾謩e為300,310,320,30,340 mm 進行模擬計算。從圖9 可以看出，隨著下?？缇嗟脑黾樱瑢娱g最大剪切應力不斷減小。

圖9 跨距與最大剪切應力關系Fig.9 The relationship between span and maximum shear stress

研究上下模半徑不同時過渡層層間最大剪切應力。取下模半徑120 mm、上模下壓量26 mm、下?？缇?00 mm，上模半徑分別為220,240,260,280,300 mm 共 5 組實驗進行模擬計算，取上模半徑270 mm、上模下壓量26 mm、下?？缇?00 mm，下模半徑分別為70,80,90,100,110 mm 進行模擬計算，從圖10 可以看出，隨著上模半徑的增加，層間最大剪切應力不斷增加，從280 MPa 增加到378.4 MPa。從圖11 可以看出，隨著下模半徑的增加，過渡層層間最大剪切應力不斷增加，從 278.3 MPa 增加到314.4 MPa，增加的幅度比較小，不到50 MPa。

圖10 上模半徑與最大剪切應力關系Fig.10 The relationship between radius of upper die and maximum shear stress

圖11 下模半徑與最大剪切應力關系Fig.11 The relationship between radius of lower die and maximum shear stress

3 結論

1）2205/X65 雙金屬管成形后應力呈分段分布，除了最后一次下壓位置，其他各段的應力大小和分布都是一樣的，成形后的管坯由圓弧段和直管段相隔循環(huán)構成。

2）2205/X65 雙金屬管道成形后中性層在靠近屈服強度更大的2205 一側；在模具下壓到最低點時板材上下表面應力超過對應材料的屈服強度，中性層應力最?。恍遁d完成后管道厚度方向中間部位有最大殘余應力分布，上小表面的環(huán)向應力呈壓應力分布，中性層殘余Mises 應力為180 MPa 左右，環(huán)向應力在140 MPa 左右。應力在不同材料之間界面存在大梯度變化情況，等效塑性應變在不同材料界面之間變化不明顯。

3）2205/X65 雙金屬管道成形過程中最大剪切應力隨著下壓量的增大呈線性增大，當下壓量為30 mm時，最大剪切應力達到實驗測試的雙金屬板材的剪切強度；成形后回彈角隨著下壓量的增大先減小再增大，最后趨于穩(wěn)定。

4）隨著下模跨距的增加，最大剪切應力不斷減?。浑S著上模半徑的增加，最大剪切應力不斷增加，增加幅度較大；隨著下模半徑的增加，最大剪切應力不斷增加，但增加幅度較小。