陳 光 趙長財 楊卓云 董國疆 曹秒艷

1. 燕山大學先進鍛壓成形技術與科學教育部重點實驗室, 秦皇島, 066004 2. 燕山大學河北省特種運載裝備重點實驗室, 秦皇島, 066004 3. 河北省輕質結構裝備設計與制備工藝技術創(chuàng)新中心, 秦皇島, 066004

0 引言

采用耐腐蝕復合金屬管是提高化工油氣管道傳輸作業(yè)安全性的有效措施[1]。鋼鋁雙金屬復合管狀構件兼?zhèn)浔葎偠雀?、防腐耐蝕、高強價廉等綜合優(yōu)勢，目前是解決耐蝕、高強油氣管道制備最為有效的方式之一[2]。AA5052為Al-Mg系防銹型鋁合金，耐蝕性和焊接性良好，性價比較高，是鋼鋁復合管基管的優(yōu)選材料[3-4]。

復合管坯一般由無縫擠壓鋁管為基管、鋼板卷焊管為外覆管，裝配制備而成[5-7]。因為復合管坯基管、覆管材力學性能的差異，導致復合管在脹形過程中與單管脹形的變形特點大有不同[8-9]。目前，復合管件成形工藝研究主要集中在液壓脹形技術方面。WANG等[10]針對低碳鋼/不銹鋼雙層管脹形的仿真和試驗證明了管坯軸向應力作用使最大減薄發(fā)生在外弧的中心點附近，而不是中心點；ISLAM等[11]研究外黃銅、內純銅復合管件在預成形模塊中的脹形機理，在變形的基礎上通過實驗驗證了仿真結果，證明了復合管液壓脹形的可行性[12]；孫顯俊等[13]應用液壓脹形技術制備Fe/Al雙金屬復合正三通管件，發(fā)現內壓控制和復合管間摩擦條件是影響壁厚分布的主要因素。上述研究表明，通過仿真和實驗分析來研究復合管液壓脹形工藝較多，對復合管脹形的塑形變形機理以及復合管顆粒介質脹形工藝的研究較少。

固體顆粒介質作為一種散體材料，具有許多獨特的性質，利用固體顆粒的這些性質，本課題組提出一種用于金屬管板材成形的全新工藝——固體顆粒介質成形工藝[14-15]。該工藝采用固體顆粒介質代替剛性凸模(或凹模)，對管板材等毛坯進行拉深和脹形。該工藝適應性強，密封簡便、介質無污染，可采用通用壓力設備實現復合管材的脹形，更適應小批量零部件生產[16-17]。本課題組提出了擠壓鋁管退火處理、復合裝配、顆粒介質脹形的工藝流程[18]，采取加熱440 ℃保溫60 min的退火處理，使復合管脹形比達到1.40，成功制備厚徑比為3/102的復合凸環(huán)管件，最大減薄率不超過20 %，復合管脹形比遠高于單管脹形比，滿足產品技術要求；同時，本課題組構建了管材顆粒介質內高壓脹形的力學模型，并通過MATLAB軟件求得脹形區(qū)壁厚隨脹形高度變化的數值解[19]。

基于課題組的研究成果，對鋼鋁復合管脹形過程中AA5052基管的極限脹形系數遠高于AA5052單層管脹形下的極限脹形系數這一現象進行研究分析。為研究復合管脹形過程中覆管提高基管脹形能力的機制，本文采用顆粒介質內高壓成形方法，以AA5052鋁合金管材為研究對象，研究Q235碳素結構鋼做覆管條件下的復合管顆粒介質內高壓脹形行為。通過理論分析研究復合管管間界面上正壓力、管間摩擦因數對基管脹形區(qū)應力與壁厚減薄的影響，并與單管脹形做對比；通過數值模擬結果提取出的應力、應變歷程，驗證理論分析結果，并利用應變成形極限圖研究管間摩擦因數與覆管材料性能的綜合作用對基管脹形的影響；試驗驗證復合管變形協調行為，討論外層覆管提高內層基管脹形極限的機制。

1 材料性能實驗

復合管基管為壁厚2 mm的AA5052擠壓管，覆管為厚度1 mm的Q235鋼板卷焊管。管材單向拉伸試驗表明，AA5052擠壓管材塑性很差(圖1)，常規(guī)管件難以成形。因此，對AA5052擠壓管材進行了退火處理，AA5052管材退火后延伸率達到19.8%，較原始管材提升4倍，塑性變形能力顯著提高；退火處理使合金管材強度大幅下降，這雖然能夠降低管件脹形壓力，但同時減弱了管件的剛度。

圖1 管材真實應力應變曲線Fig.1 The real stress-strain curve of the pipe

AA5052擠壓管作為基管與外覆的Q235卷焊管間隙裝配為復合管，基管和覆管的力學性能參數如表1所示，單向拉伸試驗獲得的應力應變曲線見圖1。

表1 管材力學性能參數表

AA5052未經熱處理(no annealing treatment，NAT)時室溫下的屈服強度σs=270 MPa，抗拉強度σb=290 MPa，最大力總延伸率Agt=4.9 %，管材強度高但塑性極低，難以滿足一般管件的脹形需求，極易產生破裂。文獻[18]通過不同退火溫度與保溫時間下的AA5052管材試樣單拉試驗結合M-K理論推導極限應變，得出退火溫度θA=440 ℃且保溫時間tA=60 min為AA5052擠壓管材的成形試驗最佳熱處理工藝參數，AA5052擠壓管材經θA=440 ℃且tA=60 min的退火處理后的成形極限圖(forming limit diagram,FLD)見圖2。

圖2 AA5052擠壓管退火處理后成形極限圖Fig. 2 FLD of AA5052 extrusion tube after annealing

2 雙金屬復合管脹形力學模型

復合管在脹形過程中兩管坯之間的相互作用對變形結果有至關重要的影響。復合管脹形的工藝原理如圖3所示。

圖3 復合管脹形工藝原理Fig.3 Principle of compound pipe bulging process

在內壓的撐脹作用下，管坯中間自由區(qū)域環(huán)向發(fā)生伸長變形，形成脹形區(qū)；在模具的限制作用下，管坯兩端環(huán)向尺寸幾乎不發(fā)生改變，形成管端。為便于建立力學模型，假設管坯變形符合軸對稱模型，管坯變形區(qū)外輪廓幾何形狀為一段圓弧(圓心為圖3中的點O)，隨著管坯變形過程的發(fā)展，外輪廓圓弧的圓心位置和圓弧半徑都在變化。為便于分析，在管端圓心處建立笛卡兒坐標系X′Y′Z′，在外輪廓圓弧的中心處建立笛卡兒坐標系XYZ(圖4)。

(a) 微元切取方法

(b) 微元內應力狀態(tài)

(c) 微元受外力狀態(tài)

2.1 法向平衡

由幾何關系可知，模具自由脹形區(qū)高度為L0，RD0為基管初始半徑，RD為基管脹形區(qū)中心處瞬時脹形半徑，管材脹形區(qū)中心處的脹形高度

h=RD-RD0

(1)

管材脹形區(qū)圓弧的瞬時曲率半徑

(2)

對于薄壁管，可以忽略厚度方向的應力，并且管材在平面應力狀態(tài)下加載?；芪⒃w的受力狀況如圖4所示，由其法向平衡可得

2sin(dθ/2)σθtρτdτ+sin(dτ/2)στtρθdθ+ sin(dτ/2)(στ+dστ)t(ρθ+dρθ)dθ+pNρθρτdθdτ-pρθρτdθdτ-sin(dθ/2)Ffθρθρτdθdτ=0

(3)

其中，定義管坯的環(huán)向與切向分別為θ、τ；dθ、dτ分別為環(huán)向、切向切取單元的角度；σθ、στ分別為單元的環(huán)向應力和切向應力,MPa；p為單元所受介質內壓,MPa；pN為覆管對基管單位面積上的支撐力,MPa；Ffθ和Ffτ分別為覆管對基管單位面積上的環(huán)向摩擦力和切向摩擦力,N；ρθ和ρτ為單元環(huán)向曲率半徑和切向曲率半徑,mm；t為單元管壁厚度,mm。

基管受覆管的作用力包括支撐力和摩擦力(圖4c)，其中摩擦力包括環(huán)向摩擦和切向摩擦，且這兩個摩擦力的方向對管坯的變形有非常重要的影響。復合管坯變形的動力根源是基管承受的介質內壓，基管在介質內壓的作用下發(fā)生環(huán)向伸長變形，進而迫使覆管發(fā)生同樣的變形。因此，覆管變形的動力是基管的脹形作用。由以上分析可以判定：覆管對基管的環(huán)向摩擦作用阻礙其環(huán)向伸長變形，Ffθ的方向如圖4c所示；隨著管材脹形區(qū)環(huán)向伸長，帶動管端材料的切向變形，兩層管坯之間的切向摩擦的方向取決于基、覆管切向變形的相對速度。若覆管切向變形快于基管，則覆管對基管的切向摩擦促進基管材料切向變形，Ffτ方向如圖4cFfτ2所示；若覆管切向變形慢于基管，則覆管對基管的切向摩擦阻礙基管材料切向變形，Ffτ方向如圖4cFfτ1所示。

由式(3)可知，Ffτ的方向對微元體的法向平衡并沒有影響?？紤]到當dθ和dτ非常小時，sin(dθ/2)≈dθ/2，sin(dτ/2)≈dτ/2，將這兩個相等關系代入式(3)，展開化簡并略去高階無窮小可得

(4)

2.2 徑向平衡

如圖5a所示，用平面Y′Z′和平面6將管坯沿軸向切取，用平面4和平面5將管坯沿環(huán)向切取，可以得到一個脹形區(qū)任一位置處基覆管的徑向平衡單元體，其受力狀態(tài)如圖5b所示。由于所取單元體環(huán)向尺寸遠遠小于軸向尺寸(即dθ?2α)，可忽略環(huán)向應力σθ和環(huán)向摩擦力Ffθ在徑向(Y軸方向)的投影，因此該單元的徑向平衡方程可表示為

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(a) 單元切取方法

(b) 單元受力狀態(tài)

(10)

(11)

式中，RD為脹形區(qū)頂點的脹形半徑。

將式(4)～式(9)代入式(3)，化簡可得

στ=[(ρτcosα+RD-ρτ)ttanα]-1{2pρτ(ρτsinα-ρτα+RDα)-2pNρτ[sinα-αμ2cosα±μexp(cosα)±μ]ρτ+[αμ2exp(cosα)]RD}

(12)

由式(4)可以求得

(13)

式(12)和式(13)中，若pN和μ等于0，則式(12)和式(13)為單管脹形時單管脹形區(qū)的應力表達式。

2.3 應變關系

基管脹形區(qū)中心處的厚向應變

(14)

基管脹形區(qū)中心面處環(huán)向應變

(15)

根據體積不變條件可計算基管切向應變

ετ=-εθ-εt

(16)

同理，可求得覆管脹形區(qū)中心處的厚向、環(huán)向、切向應變ε′t、ε′θ、ε′τ。

2.4 求解過程

為證明力學分析的正確性，采用數值解法處理積分運算和方程(組)求解過程。整個求解過程，代數運算、積分運算和方程(組)求解都通過MATLAB軟件編程實現。求解過程如下：

對覆管進行相同的受力分析，可得覆管脹形區(qū)的切向應力σ′τ和環(huán)向應力σ′θ的表達式?；?、覆管4個應力表達式中的未知數有顆粒介質內壓p、管間正壓力pN、基管脹形區(qū)瞬時壁厚t、覆管脹形區(qū)瞬時壁厚t′、任一給定的基管脹形半徑RD、覆管脹形半徑R′D和取單元體軸向尺寸的α角度。

將上述過程得到的應力應變代入本構方程，通過求解本構方程可得到未知參數?；诓牧戏螹ises屈服準則的假設，平面應力狀態(tài)下的等效應力和等效應變分別為

(17)

(18)

平面應力狀態(tài)下，由伊留辛全量理論可得各應力分量和應變分量之間的關系[19]：

(19)

(20)

由冪函數硬化本構方程可得

(21)

(22)

其中，k1、k2、n1、n2分別為基管、覆管的應變硬化系數與應變硬化指數?；?、覆管的硬化系數和硬化指數如表1所示。將推導出的基管、覆管的等效應力應變以及應力應變分量代入兩個本構方程(式(19)、式(20))以及兩個全量理論方程(式(17)、式(18))中，可得到由α、RD、p、pN、t、t′這6個由未知量及模具參數、管坯尺寸組成的4個方程。

脹形過程中，脹形區(qū)中間截面處的變形最大，此處需先滿足塑性條件，變形才能繼續(xù)進行。因此，中間截面處的解析是整個求解過程的關鍵。選取初始外徑為100 mm、壁厚為2 mm的AA5025基管和壁厚為1 mm的Q235覆管，管間摩擦因數為0.1，自由脹形區(qū)高度為70 mm，α的角度給定為5°，給定基管脹形高度h=0，2，4,…,18，20 mm。將復合管和模具的尺寸參數代入由兩個全量理論方程和兩個本構方程組成的方程組中，可求得脹形區(qū)中間截面處的壁厚與應力分量的數值解。

3 雙金屬復合管脹形數值模擬

3.1 數值模擬模型構建

管件顆粒介質內高壓脹形工藝仿真包含較大的膜變形和復雜的摩擦接觸關系，屬于高度非線性的準靜態(tài)(quasi-static)問題，商業(yè)軟件ABAQUS/Explicit顯式非線性動態(tài)分析模塊能夠有效解決此類問題。軸對稱數值模擬模型如圖6所示，均布內壓作用在脹形區(qū)基管內壁上，基管、覆管為可變形殼體，模具為固定剛體。覆管與基管均采用2節(jié)點薄殼單元SAX2T，厚度方向設定10個積分點。脹形過程中的接觸主要包含模具與覆管外壁、復合管層之間兩種接觸情況，接觸均屬于有限滑動范疇，選用ABAQUS/Explicit提供的接觸對算法，管間接觸摩擦選用罰函數算法。取管間摩擦因數為0.1，與求理論分析數值解所選取的摩擦因數一致；覆管外壁與模具間摩擦因數設為0.1。

圖6 數值模擬模型 (mm)Fig.6 Numerical simulation model (mm)

3.2 模擬結果與理論結果分析

由圖7可知，隨著脹形高度的增大，管材脹形區(qū)中心處壁厚呈非線性減小，復合管脹形下覆管阻礙、促進基管脹形兩種假設情況下基管壁厚減薄量均小于單管脹形下的壁厚減薄量；隨著脹形高度的增大，管材脹形區(qū)中心處切向應力、環(huán)向應力呈非線性增大，復合管脹形下覆管阻礙、促進基管脹形兩種假設情況下基管切向、環(huán)向應力均小于單管脹形下的切向、環(huán)向應力。理論分析結果與數值模擬結果趨勢一致，但由于理論分析中僅考慮了脹形區(qū)的應力、應變關系，未考慮管端對脹形區(qū)的補料與脹形行為的影響，導致理論分析與數值模擬結果存在明顯差異。應力偏差較大，最大偏差為15.5%；壁厚偏差較小，最大偏差為7.3%。理論分析的解析值與模擬結果的變化趨勢相似，可以采用本文理論分析方法獲得復合管脹形過程中管坯中間截面處的應力、壁厚變化值作為參考。

(a)單管脹形模擬與理論結果壁厚

(b)復合管脹形模擬結果與覆管促進、 阻礙基管脹形理論結果壁厚

(c)單管脹形模擬與理論結果應力

(d)復合管脹形模擬結果與覆管促進、 阻礙基管脹形理論結果應力

綜上所述，復合管脹形可減緩基管的壁厚減薄，在同一脹形高度下基管的壁厚減薄更小，極限脹形系數更高。復合管脹形與單管脹形相比，管間摩擦因數一定時，pN的存在減小了基管脹形區(qū)中間截面處的環(huán)向拉應力和切向拉應力。由于脹形區(qū)材料處于雙向受拉的不利變形條件，其成形主要靠管坯壁厚的變薄和軸向的自由縮短來完成，脹形區(qū)極易嚴重變薄甚至破裂，所以在較小的拉應力狀態(tài)下，材料相對不易破裂，從而提高了脹形區(qū)中間截面處管材塑性變形能力。

3.3 覆管各向異性對管間摩擦狀態(tài)的影響

與單管脹形相比，復合管脹形的基管、覆管協調變形，基管與覆管間的相互摩擦作用同樣影響了基管成形。根據上文分析，覆管對基管的環(huán)向摩擦作用阻礙其環(huán)向伸長變形，可以確定環(huán)向摩擦阻礙基管變形；管間切向摩擦的方向取決于基管、覆管切向變形的相對速度，切向變形速度取決于自身的材料屬性以及覆管與模具間的摩擦作用?；谝陨贤普?，管材的材料性能不同導致復合管脹形時基管、覆管切向變形量不同，從而影響管間的摩擦狀態(tài)。

為研究基管、覆管切向變形的速度，需考慮管坯各向異性對變形的影響。AA5052鋁合金擠壓管做過退火處理，假定退火處理后AA5052擠壓管各向同性，r=εw/εt=1,其中εw為寬向應變。覆管卷焊管未做熱處理，取卷焊管所用板材，分別在軋制方向0°、45°和90°方向進行單向拉伸試驗來獲得r。假定在塑性變形過程中厚向異性指數r不變，如果板料符合全量形式的流動規(guī)則，那么就可以利用單拉實驗通過測量寬度方向的應變和厚度方向的應變來求出r。

結合Hill48各向異性屈服條件[20]可推導出各向異性參數R11、R22、R33、R12、R13、R23屈服應力之比的表達式。單拉實驗中，材料處于平面應力狀態(tài)，則有

R13=R23=0R11=1

將各向異性參數R11、R22、R33、R12、R13、R23輸入ABAQUS材料模型，可以模擬仿真考慮覆管各向異性的復合管脹形情況。管狀材料的方向性試驗難度高，準確性較低，考慮到不銹鋼覆管多為卷焊管，所以采用同等厚度板料進行方向性試驗。取DC01、304、Q235 3種厚度為1 mm的板材，經3個方向的單向拉伸試驗后，求得的各向異性屈服應力之比如表2所示。

表2 材料各向異性屈服應力之比

管間摩擦因數對管材切向變形的補料量有直接影響。若給定基管與覆管之間不同的接觸摩擦因數μ，研究層間摩擦作用對管端相對收縮量δ的影響。由圖8可知，摩擦因數較小( 0≤μ≤0.2)時，摩擦因數對管端相對收縮量的影響較大；隨著摩擦因數的增大，管端相對收縮量不斷減小，管間摩擦因數大于0.2后，管端相對收縮量幾乎為0，基管覆管間相對滑動很小，管間摩擦因數對復合管脹形過程的影響趨于穩(wěn)定。

圖8 管間摩擦因數與管端相對收縮量Fig.8 Friction coefficient between pipes and relative shrinkage of pipe ends

給定外覆管與基管之間的接觸摩擦因數分別為0、0.1、0.2、0.4、0.6。在仿真中脹形高度為0、2、…、20 mm時，取脹形區(qū)初始中心處一點繪制FLD圖(圖9a)。

由圖9a可知，管間摩擦因數為0、0.1、0.2時，隨著脹形高度的增大，基管FLD曲線與AA5052鋁合金退火處理后FLD曲線重合的極限脹形高度分別為14.2 mm、15.7 mm、17.6 mm，隨著管間摩擦因數的增大，基管的成形極限提高；管間摩擦因數為0.2～0.6時，基管的FLD曲線幾乎重合，當管間摩擦因數大于0.2時，管間相對收縮量趨于0，管間摩擦因數對基管成形極限的影響趨于穩(wěn)定。所以研究覆管各向異性對基管脹形的影響時，對管間摩擦因數為0、0.1兩種情況進行分析，并與AA5052擠壓管單管脹形的FLD曲線對比，如圖9b、9c、9d所示。

(a)管間摩擦因數對基管FLD曲線的影響

(b)DC01鋼管作覆管對基管FLD曲線的影響

(c)304鋼管作覆管對基管FLD曲線的影響

(d)Q235鋼管作覆管對基管FLD曲線的影響

圖9b中，代入DC01覆管的異性指數r，管間摩擦因數為0、脹形高度約為14.6 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為14.6 mm；管間摩擦因數為0.1、脹形高度約為18.9 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為18.9 mm；AA5052擠壓管單管脹形下，脹形高度約為10.9 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為10.9 mm。AA5052基管外覆DC01管的復合管脹形，基管的極限脹形高度明顯高于AA5052擠壓管單管脹形下的進行脹形高度，管間無摩擦時的極限脹形高度低于管間有摩擦時的極限脹形高度，管間摩擦有益于提高基管的成形極限。

圖9c中，代入304覆管的異性指數r，管間摩擦因數為0、脹形高度約為14.1 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為14.1 mm；管間摩擦因數為0.1、脹形高度約為13.8 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為13.8 mm；AA5052擠壓管單管脹形下，脹形高度約為10.9 mm時，與AA5052擠壓管退火后FLD曲線重合，極限脹形高度為10.9 mm。AA5052基管外覆304管的復合管脹形，基管的極限脹形高度大于AA5052擠壓管單管脹形下的極限脹形高度，管間摩擦因數對基管FLD曲線的影響較小。

綜上，對比AA5052擠壓管外覆不銹鋼管的復合管脹形與AA5052擠壓管單管脹形，管間正壓力與管間摩擦作用使AA5052擠壓管的成形極限明顯提高。覆管卷焊管所用鋼板的各向異性(r表征)不同，在脹形過程中，隨著覆管環(huán)向的伸長，覆管在軸向的收縮量不同，導致管間摩擦狀態(tài)不同，對復合管脹形時基管的成形極限有很大影響。

4 復合管顆粒介質內高壓脹形試驗

鋼鋁雙金屬復合凸環(huán)管件為某化工設備主要承載管道連接件，AA5052擠壓鋁合金管作為基管在內，主要承受腐蝕，Q235碳素結構鋼卷焊管作為覆管在外，用于強度支撐。復合管制備工藝如下：套裝微小間隙配合的鋼鋁管坯，通過內高壓脹接成形使基管覆管緊密結合形成新型管材，并滿足目標尺寸公差。制備工藝見圖10a?；懿捎梦髂箱X業(yè)AA5052擠壓管(外徑100 mm，壁厚2 mm)，具有良好的抗腐蝕性，比強度高；外覆管采用Q235鋼板(厚度1 mm)焊接而成，具有一定的強度和韌性，可成形性能好。Q235鋼帶經滾剪下料后，在連續(xù)制管機上經過自熔鎢極氬弧焊(gas-shielded tungsten-arc welding)得到無增厚焊縫的焊接鋼管，然后切割至需求長度。將焊接鋼管與退火處理后的擠壓鋁管套裝在一起得到復合管坯?？紤]目標零件體積不變以及脹形減薄量，初步確定管坯長度H0=130 mm。

(a)雙金屬復合管制備工藝(mm)

(b)模具脹形示意圖

(c)AA5052單管脹形與外覆Q235管 復合管脹形試驗結果對比

(d)復合管件模擬結果與工藝試驗數據對比(mm)

試驗采用工程噸位為500 t的四柱下頂式數控液壓機，控制壓機加載速度為60 mm/min，并采集加載壓頭的力-位移曲線。選用5 NMG(non-metallic granules,粒徑為 0.117～ 0.14 mm)[17]作為傳壓介質，洛氏硬度達到48～55HRC，外觀光潔圓整，屬于非黏性材料，壓縮率約為12%。根據目標凸環(huán)管件形狀，由體積不變條件與顆粒介質壓縮率等因素，確定顆粒介質的填入量為145 mL。由圖9結果可知，外覆Q235碳素結構鋼卷焊管做覆管的復合管脹形，管間摩擦因數小，有利于提高基管的成形極限。本課題組前期已對管坯摩擦因數進行測試，實驗設備為CETR高溫摩擦磨損測試儀，最大允許接觸壓力30 MPa。選用礦物油、合成潤滑油、潤滑脂、石蠟、滑石粉等潤滑劑進行摩擦試驗，通過測試選定合成潤滑油為管層間潤滑劑，摩擦因數最低，摩擦因數為0.08。根據復合管凸環(huán)管件目標形狀尺寸，設計管材顆粒介質內高壓脹形試驗模具(圖10b)。

試驗模具的脹形區(qū)為自由脹形區(qū)，對比退火處理后AA5052鋁合金擠壓管單管脹形和AA5052鋁合金基管外覆Q235碳素結構鋼卷焊管覆管的復合管脹形，結果如圖10c所示。脹形后的復合管與目標管件形狀高度基本一致，如圖10a所示，復合管坯表面質量完好，沒有出現橘皮和縮頸現象。單管脹形與復合管脹形破裂處裂紋的擴展方向一致，復合管脹形的極限脹形高度為21.4 mm，脹形比約為1.43；單管脹形的極限脹形高度為8.8 mm，脹形比約為1.18。由試驗可知，外覆Q235覆管的復合管脹形使得AA5052鋁合金基管的極限脹形高度顯著提高。

圖10d所示為管層間摩擦因數為0.08、脹形高度為21.1 mm的模擬數據與試驗結果。對比表明，自由脹形區(qū)輪廓曲線的整體形狀吻合，最大誤差不超過4%；基管和覆管壁厚分布曲線與模擬結果一致，試驗得到復合管件最大減薄率為17.5%，模擬得到最大減薄率為19.9%，均產生在自由變形區(qū)中間截面附近，相差僅為2.4%。工藝試驗表明，本文基于ABAQUS平臺建立的復合管件顆粒介質脹形模擬模型能夠準確反映管材的變形特征。

5 結論

(1)由理論分析可知，與單管脹形相比，復合管脹形的基管脹形區(qū)中間截面處的壁厚減薄更?。还荛g正壓力pN的存在減小了基管脹形區(qū)中間截面處的環(huán)向拉應力和切向拉應力，改善了脹形區(qū)雙向受拉的不利變形條件，從而提高了管材的塑性變形能力。

(2)覆管卷焊管所用鋼板的各向異性不同，復合管脹形時隨著覆管環(huán)向的伸長，覆管軸向收縮量不同，從而影響管間的摩擦狀態(tài)。覆管的材料性能以及管間潤滑條件直接影響復合管脹形時基、覆管的變形協調過程。

(3)單管脹形與復合管脹形破裂處裂紋的擴展方向一致，復合管脹形的極限脹形高度為21.4 mm，脹形比約為1.43；單管脹形的極限脹形高度為8.8 mm，脹形比約為1.18。由試驗結果可知，外覆Q235鋼板卷焊管的復合管脹形使得AA5052鋁合金基管的極限脹形高度顯著提高。