郭訓忠，陶 杰，唐巧生，李華冠，卞佳敏，李 鳴

(1. 南京航空航天大學 材料科學與技術學院，南京 210016；2. 江蘇華陽金屬管件有限公司，鎮(zhèn)江 212400)

TA1-Al雙金屬復合管冷推彎模擬及試驗

郭訓忠1，陶 杰1，唐巧生2，李華冠1，卞佳敏1，李 鳴2

(1. 南京航空航天大學 材料科學與技術學院，南京 210016；2. 江蘇華陽金屬管件有限公司，鎮(zhèn)江 212400)

為探討 TA1-Al雙金屬彎頭管件的塑性成形規(guī)律，采用有限元模擬首先確定雙金屬復合管推彎成形的界面結合強度臨界值，其次研究軸向推制速度、摩擦因數(shù)對界面最大剪切應力及復合彎頭壁厚分布的影響。模擬結果表明，復合彎頭推彎成形的臨界結合強度為 50 MPa。另外，要制備界面無分層的復合彎頭，推制成形速度和摩擦因數(shù)應分別小于10 mm/s和0.125。復合彎頭在幾何尺寸及壁厚分布方面，實驗結果與有限元模擬值基本吻合。

TA1-Al復合管；彎頭管件；冷推彎；數(shù)值模擬

航空航天、艦船以及石化領域的管道系統(tǒng)常使用大量鈦合金連接管件。由于流體在連接管件處分流或轉向極易導致較為嚴重的沖刷磨損，加之鈦合金自身的抗磨損性能較差，管件一般會受到嚴重的減薄破壞，最終影響管道系統(tǒng)的壽命。為提高管道系統(tǒng)的抗磨損性能，在管件內表面制備氧化鋁陶瓷涂層是一種有效的方法[1-2]。在諸多氧化鋁涂層制備方法中，其中一種復合工藝為將以純鋁為覆層的雙金屬復合管進行塑性變形，成形為雙金屬復合管件后，將復合管件的內表層的鋁層通過原位氧化，使之轉化為氧化鋁層[3]。通過該方法可最終實現(xiàn)在鈦合金管件內表面制備氧化鋁層的目的。

然而，雙金屬管的塑性成形規(guī)律與單一金屬管不同。雙金屬管的組分材料塑性變形能力不同，兩種金屬的變形協(xié)調性差，成形難度大，界面常出現(xiàn)開裂甚至完全分層[4-5]。塑性成形過程中，雙層管之間的界面結合強度能否承受住大的塑性變形，是關注的重點。目前，在雙金屬管的塑性成形方面，ISLAM等[6]對黃銅-紫銅雙金屬管坯(層間屬于機械結合)的內高壓成形進行了數(shù)值模擬。在有限元模型中，內、外兩層金屬采用變形體-變形體的接觸對，外管的內表面與內管的外表面間采用了粘著摩擦的接觸形式。模擬結果表明，通過合理控制成形工藝參數(shù)，可以成功制備具有復雜結構的雙金屬X型四通管件，實際成形的結果與模擬結果基本吻合，說明了變形體之間的接觸狀態(tài)以及界面摩擦處理的有效性；HASHMI等[7]采用有限元方法分析了雙金屬四通管成形過程中對于不同軸向進給及內壓下的馮-米賽斯應力分布情況，同時分析了雙金屬管在脹型過程中常見的失效形式；ALASWAD等[8]主要研究內高壓成形過程中涉及的幾何尺寸因素如管坯長度、外徑、內外層壁厚對支管高度、壁厚減薄率的影響；SHIGEKI等[9]采用四點彎曲以及徑向壓扁試驗評價了雙金屬復合管的成形性能以及變形特征；孫顯俊等[10]利用數(shù)值模擬研究爆炸焊接雙金屬Fe-Al復合管成形三通管件的脹形工藝。研究表明，通過合理控制摩擦因數(shù)和成形壓力可以獲得高質量的T形三通管件；張立伍等[11]采用內高壓成形工藝制備了 TA1-Al雙金屬三通管件，并且建立了基本適應于雙金屬成形的內壓力估算公式，對實際成形具有重要的指導作用；郭訓忠等[12]采用徑向壓扁以及彎曲試驗評價了爆炸復合316L不銹鋼-Al雙金屬管的成形性能。研究表明，當徑向壓扁率為 57.4%時，截面橢圓長軸的端部未出現(xiàn)微觀裂紋；雙金屬管坯彎曲后，未出現(xiàn)分層。上述研究對于深入研究雙金屬管的塑性成形規(guī)律具有重要的指導作用。

彎頭在管路系統(tǒng)中具有重要作用：直管的連接；改變流體流動方向；緩解管路的膨脹、收縮等，對于提高管路系統(tǒng)的柔性和安全性具有重要意義。目前，管材彎曲工藝主要包括繞彎[13-15]、壓彎[16]、冷熱沖壓、環(huán)殼脹形[17]以及推彎[18-21]等。與其他成形工藝相比，冷推彎成形因模具結構簡單、推制速度可調、截面橢圓度小及壁厚減薄率小[18-23]，適合于Ti-Al復合彎頭的塑性成形。

在管材冷推彎方面，已經有部分學者進行了相應的研究工作。BAUDIN等[24]研究了采用聚氨酯橡膠棒作為填充料時的冷推彎成形效果。在有限元模型中，模具、管坯以及柔性芯棒采用體單元離散。研究結果表明，采用Blatz-Ko材料模型易導致芯棒和模具之間的穿透；而采用 Mooney-Rivlin材料模型則可以較好地體現(xiàn)芯棒材料的流變行為。ZHANG和REDEKOP[23]對 BAUDIN等[25]所研究的管坯冷推彎成形進行了數(shù)值模擬。在有限元模型中，對成形模具及管坯采用了殼單元離散。對聚氨酯橡膠芯棒的內支撐作用，則近似地采用了5 MPa的內壓均勻作用于管坯內表面。計算結果表明，彎頭壁厚分布規(guī)律與BAUDIN的結果基本一致。XIAO等[18]在傳統(tǒng)冷推彎的基礎上提出了變曲率半徑推彎法。該工藝方法屬于漸進塑性變形，提高了管材的成型極限。該方法尤其適應于異形截面管及異形截面型材的彎曲成形；陳仕清[22]則提出了珠粒填料推彎成形新工藝，系統(tǒng)研究了工藝參數(shù)對彎管表面質量、壁厚分布以及橢圓度的影響規(guī)律。ZHANG[25]對圓管的冷推彎進行了理論分析，并采用有限元方法對推彎工藝進行了分析，分別研究了相對旋轉半徑、材料及潤滑對成形效果的影響。

從已有的研究不難看出，對于雙金屬復合彎頭冷推彎成形規(guī)律的研究，目前尚未見任何相關報道。在雙金屬彎頭的推彎成形過程中，內弧長度、外弧長度、內層壁厚、外層壁厚、旋轉半徑、推制速度、摩擦因數(shù)及推制距離等，對成形過程中復合彎頭的界面剪切應力以及壁厚分布都具有重要影響，故本文的研究對于指導雙金屬管件的彎曲成形具有重要意義。本文作者運用非線性有限元軟件MSC. Marc對TA1-Al雙金屬彎頭管件的冷推彎過程進行數(shù)值模擬，確定臨界界面結合強度，同時研究了推彎速度、摩擦因數(shù)對成形效果的影響。最后根據(jù)模擬結果進行實際的冷推彎試驗，制備TA1-Al雙金屬復合彎頭。

1 冷推彎成形工藝原理

冷推彎是利用金屬的塑性，在常溫狀態(tài)下將直管坯軸向壓入帶有彎曲型腔的模具中形成彎曲管件。具體的工藝原理如圖1所示，推彎裝置主要由沖頭、導套、芯棒和凹模組成。推彎時把管坯放在導向套中定位后，沖頭下行，對管坯端口施加軸向推力，強迫管坯進入彎曲型腔，從而產生彎曲變形。管坯在彎曲過程中，除受彎曲力矩作用外，還受到軸向推力和與軸向推力方向相反的摩擦力作用。在這樣的受力條件下彎管，可使彎曲中性層向彎曲外側偏移，有利于減少彎曲外側的壁厚減簿量，從而保證管件的成形質量。冷推彎成形工藝的優(yōu)點在于彎曲模對管坯的內、外同時約束可防止管件橫斷面形狀發(fā)生變化；軸向推力的作用可減少或避免外弧側壁厚的減薄。采用冷推彎成形工藝制造的彎頭接近成品件的形狀和尺寸，是一種先進的塑性成形技術。

圖1 冷推彎工藝原理Fig. 1 Push-bending principle: 1—Punch; 2—Guide pin; 3—Tube blank; 4—Mandrel; 5—Die; 6—Elbow

2 有限元模型

根據(jù)冷推彎成形工藝原理，利用三維 CAD軟件Solidworks對冷推彎過程中的沖頭、導套+彎曲模(模擬過程中上、下模合并)及內層、外層管坯分別進行幾何建模。外層鈦管的尺寸為d 18.6 mm×2.4 mm，內層鋁管的幾何尺寸為d 14 mm×0.8 mm。復合管坯的外弧及外弧長分別為90 mm和58.6 mm。將幾何模型導入MSC.Marc模擬軟件的前處理模塊中，復合管坯采用六面體單元進行網(wǎng)格劃分，有限元模型如圖2所示。TA1合金管與純鋁管的應力—應變曲線通過軸向拉伸實驗獲得，曲線如圖3所示。內、外層材料的其它參數(shù)如表1所列。鋁覆層與鈦基層的接觸為GLUE關系，并將雙金屬的界面結合強度設定為臨界分離強度。

圖2 TA1-Al復合管冷推彎成形有限元模型Fig. 2 FE model of TA1-Al clad tube push-bending

圖3 TA1管及鋁管真實應力—應變曲線Fig. 3 True stress—strain curves of TA1 and Al pipe

表1 復合管組成材料的性能參數(shù)Table 1 Material properties of TA1 and aluminum

3 模擬結果

3.1 管坯界面結合強度的臨界值要求

結合強度直接影響推彎效果，是復合彎頭成形的關鍵。在有限元模擬中，設定界面剪切強度分別為20、30、40、50 MPa。圖4(a)所示為當推制速度為2 mm/s、摩擦因數(shù)為0.04，結合強度為40 MPa時推彎后的界面接觸狀態(tài)，其中黑色區(qū)域表示界面分離。當推制距離為30 mm，且界面結合強度小于50 MPa時，在彎管頭部、支管段中部以及彎曲段外弧的部位，界面出現(xiàn)明顯開裂，此時彎曲角度約為 α=30°。圖 4(b)所示為管坯結合強度大于50 MPa、推制距離為90 mm時的界面接觸狀態(tài)，此時β=90°。從接觸狀態(tài)中可看出，推彎過程終了時，復合彎頭未出現(xiàn)任何分層。所以，TA1-Al復合彎頭在冷推彎過程中，界面結合強度應不低于50 MPa。本研究的雙金屬管坯為爆炸復合工藝制備，通過壓剪試驗測試界面剪切強度為75 MPa，故能滿足冷推彎成形對雙金屬復合管坯界面結合強度的要求。

圖4 TA1-Al雙金屬復合彎頭冷推彎成形的界面狀態(tài)Fig. 4 Interface status of clad elbow in end of push-bending:(a) Separation at interface; (b) No separation at interface

3.2 推制速度對冷推彎成形的影響

在對單層彎頭進行實際推彎成形時，推制速度約為20 mm/s。從成形效率上說，推制速度越大，加工效率越高。雙金屬復合彎頭的成形不同于單一金屬管推彎成形，選取了小于20 mm/s的不同推制速度，以研究不同推制速度下的復合彎頭推彎成形效果。圖 5所示為界面剪切應力隨推制速度的變化曲線。從圖 5中可知，界面剪切應力隨推制速度的增大而增大。當推制速度為 10 mm/s時，最大界面剪切應力為 72.4 MPa；當推制速度為15 mm/s和20 mm/s時，最大的界面剪切應力分別為78.5 MPa和85.1 MPa。模擬結果表明，推制速度過大會導致內、外層金屬間變形不協(xié)調程度加劇，金屬間的相互拉扯作用增加，界面間的剪切應力增大，對應的位置易出現(xiàn)開裂或分層。故推制速度越大，對界面結合強度要求越高。由于本研究采用的爆炸復合雙金屬管坯界面剪切強度為75 MPa，故在成形過程中應施加小于10 mm/s的推制成形速度。

圖5 TA1-Al復合彎頭界面最大剪切應力隨推制速度的變化曲線Fig. 5 Change of maximum shear stress with push velocity in push-bending process

圖6所示為TA1-Al復合彎頭鈦層的內、外弧壁厚分布隨推制速度變化的曲線。在管材推彎成形中，外側因受拉應力區(qū)域較廣，大部分區(qū)域處于減薄狀態(tài)。由于減薄區(qū)域會在實際的服役環(huán)境中發(fā)生失效，所以必須嚴格控制此區(qū)域的最大減薄狀況。從圖 6(a)中可以看出，在各種推制速度下，當弧長等于72 mm左右，厚度降到最低，此區(qū)域處于彎頭外側的中后部，減薄最為嚴重。隨著弧長的進一步增加，尤其到彎頭的尾部，壁厚值反而出現(xiàn)增大現(xiàn)象。這是由于材料在尾部受到的摩擦力較大，造成了材料局部堆積。另外，不同的推制速度下，外弧壁厚值相差不大，說明推制速度對鈦層的壁厚分布影響較小。推制速度對鈦層的內弧壁厚分布影響也很小，在不同的推制速度下，壁厚相差不大，具體的壁厚分布曲線如圖6(b)所示。另外，從圖 6(a)可以看出，鈦層在外弧有部分區(qū)域減薄，且最大減薄率為6.3%，對應取點位置5；在外弧靠近頭部位置由于存在沖頭的軸向擠壓所用(最大等效應變值為0.88，如圖7所示)，故在接觸部位和臨近接觸區(qū)域材料堆積嚴重造成了不同程度的增厚現(xiàn)象，最大增厚率達87.5%。另外在外弧的尾部即靠近點8位置出現(xiàn)了輕微的增厚。

圖8所示為復合彎頭Al層內弧、外弧壁厚隨推制速度變化的曲線。從圖8可以看出，鋁層壁厚分布相對較均勻，且無減薄現(xiàn)象出現(xiàn)。這是由于在推彎過程中鋁層不直接與模具接觸，不受摩擦力的作用，在沖頭和鈦層的牽引作用下變形。另外，從圖中可以看出，內弧在壓力的作用下，壁厚的變化主要表現(xiàn)為增厚，且在中部達到最大值。

圖6 復合彎頭TA1層壁厚隨推制速度變化曲線Fig. 6 Change of wall thickness of TA1 layer with push velocity in push-bending process: (a) Extrados; (b) Intrados

圖7 TA1-Al復合彎頭等效應變云圖Fig. 7 Effective strain distribution of TA1-Al clad elbow

圖8 復合彎頭Al層壁厚隨推制速度變化曲線Fig. 8 Change of wall thickness of aluminum layer with push velocity in push-bending process: (a) Extrados; (b) Intrados

3.3 摩擦因數(shù)對冷推彎成形的影響

摩擦因數(shù)對復合彎頭的影響不同于單一金屬。在單一金屬的彎頭彎曲成形中，主要關注于摩擦因數(shù)對于壁厚分布均勻性的影響。而在雙金屬復合管的彎曲成形過程中，不光要考慮壁厚均勻性，還要考慮界面是否開裂、分層，成形難度明顯不同。0.125是冷成形過程中管件與鋼模常見的摩擦因數(shù)；通過常規(guī)的潤滑處理，摩擦因數(shù)可調整至0.07～0.1之間。圖9所示為界面最大剪切應力隨摩擦因數(shù)的變化曲線。模擬結果表明，隨著摩擦因數(shù)的增加，最大界面剪切應力一直增大。摩擦因數(shù)增加，增大了TA1-Al雙金屬外管(即鈦管)與模具型腔之間的摩擦。材料在接觸面上與模具型腔表面產生強烈摩擦，阻止材料的軸向流動。在遠離接觸界面位置，材料的流動阻力慢慢減小，因此，復合管在壁厚方向上出現(xiàn)流速差，導致了層間剪切應力的產生。若層狀的雙金屬復合管的界面剪切強度較小，則軸向推力及模具強烈摩擦的綜合作用會引起層間開裂直至分層，最終導致雙金屬復合管件成形失效。從圖中可以看出，當摩擦因數(shù)為0.1時，最大界面剪切應力約為63 MPa；當摩擦因數(shù)小于0.1時，剪切應力則較??；當摩擦因數(shù)超出0.125時，界面最大剪切應力約為78 MPa，已超出本研究爆炸復合管坯的臨界剪切強度75 MPa。所以在成形過程中，應當盡量減小復合管坯的外層與模具型腔之間的摩擦。當摩擦因數(shù)較小時，壁厚方向上不容易引起明顯的流速梯度，從而利于內外層金屬間協(xié)調變形，降低界面剪切應力，從而避免層間開裂、分層。

圖9 界面最大剪切應力隨摩擦因數(shù)的變化曲線Fig. 9 Change of maximum shear stress with friction coefficient in push-bending process

在推彎成形過程中，摩擦作用對壁厚分布的影響也很大。圖10所示為復合彎頭的鈦層內弧、外弧壁厚隨摩擦因數(shù)的變化曲線。從圖10(a)中可知，隨著摩擦因數(shù)的增加，與沖頭接觸的端部壁厚逐漸增厚(影響明顯)，中部壁厚亦有所不同，但尾部變化不明顯。在選取的摩擦因數(shù)中，0.1及0.07對應較大的壁厚減薄，主要集中在鈦層外弧的中后部位置，最大減薄率為6.25%，滿足國標GB/T 12459—2005對小尺寸彎頭最大減薄率12.5%的要求。從圖10(b)可以看出，摩擦因數(shù)對鈦層內弧的壁厚亦有著較大的影響，當摩擦因數(shù)較大時，鈦層內弧靠近頭部的位置(與沖頭較近)增厚明顯；當摩擦因數(shù)較小時，壁厚相對均勻。

圖10 復合彎頭TA1層壁厚隨摩擦因數(shù)變化曲線Fig. 10 Change of wall thickness of TA1 layer with friction coefficient in push-bending process: (a) Extrados; (b) Intrados

圖11所示為復合彎頭的純鋁層外弧、內弧壁厚隨摩擦因數(shù)變化的曲線。從圖11中可以看出，摩擦因數(shù)的變化對于鋁層的內弧及外弧壁厚具有明顯影響。鋁層與模具型腔雖不直接接觸，但是由于雙金屬的界面冶金結合，其材料流動受到外層鈦金屬的嚴重影響，即在成形過程中，鈦層的變形實時牽扯內層鋁，鋁層的變化亦受到了摩擦的影響。從圖中可以看出，當摩擦因數(shù)增大時，頭部位置增厚明顯(如圖12(a)所示)；當摩擦因數(shù)較小時，整體壁厚分布均勻(如圖 12(b)所示)。

圖11 復合彎頭Al層壁厚隨摩擦因數(shù)變化曲線Fig.11 Change of wall thickness of aluminum layer with friction coefficient in push-bending process: (a) Extrados;(b) Intrados

圖12 不同摩擦條件下的TA1-Al復合彎頭壁厚分布Fig. 12 Wall thickness distributions of clad elbow at different friction conditions: (a) μ=0.05; (b) μ=0.2

4 TA1-Al復合彎頭管件冷推彎成形試驗

將下料后的復合管坯表面清洗后涂抹潤滑涂層，該涂層由粒度不小于40 μm的CaSO4·2H2O、機械油、潤滑脂三組分按質量比為 1:(3～10):(0.1～0.8)混合而成，該涂層晾干后再次噴涂潤滑劑二硫化鉬。用聚乙烯薄膜對復合管坯外壁進行包裹，放入模具后可進一步降低管坯與模具型腔之間的摩擦力。冷推彎成形模具如圖13(a)所示。在管坯裝入模具定位后，將沖頭放入模具上部導向部位并與復合管坯頭部接觸，然后整體放置在壓力機(圖13(b))工作臺上。壓力機下壓推動沖頭運動，在沖頭的作用下管坯被推彎成形，沖頭運動一定距離后停止下壓。由于沖頭為直線型，而模具型腔存在彎曲段，故推制90 mm距離時停止運動。塞入脫模用的滾球組，將復合彎頭從模具中脫出。脫出后將復合管內外表面進行清洗，并沿軸向剖開，檢測雙金屬復合管的界面結合狀況，并測量復合管件內、外層壁厚值。

圖13 復合管推彎成形設備Fig. 13 Push-bending facilities: (a) Forming die; (b) Press

圖14 TA1-Al復合彎頭冷推彎成形效果Fig. 14 Push-bending forming effect of TA1-Al clad elbow: (a) Separation of two layers; (b) Bonding well at interface

圖14(a)為表面無潤滑且以15 mm/s速度推彎成形時 TA1-Al雙金屬復合彎頭的軸向剖件照片。從圖中可以看出，在外弧部分，鈦層與鋁層出現(xiàn)開裂。成形結果說明，摩擦因數(shù)大且推制速度過快的情況下，復合管難以推彎成形。圖14(b)所示為表面涂刷潤滑涂層后再噴涂二硫化鉬的復合管坯在推制速度為 4 mm/s時的實際成形結果。從圖中可以看出，在容易開裂或分層的雙金屬復合彎頭的外弧部分，界面未出現(xiàn)任何開裂，成形效果良好，且整體壁厚分布均勻。

圖15所示為推制速度為4 mm/s、摩擦因數(shù)為0.1時的TA1-Al復合彎頭模擬結果與試驗結果。從圖15中可以看出，模擬結果和實際成形結果在幾何外形方面基本一致。圖16所示為鈦層內、外弧以及鋁層內、外弧的模擬與實驗對比結果對比圖。從圖16中可以看出，模擬值與試驗值分布趨勢基本吻合。另外，鈦層的模擬值與實際值相對接近；鋁層的模擬值與實際值差值相對較大，是由于采用的爆炸復合管坯的內外層界面存在爆炸硬化現(xiàn)象，而硬化層相對于較厚的TA1層材料的塑性流動影響較小，而對薄層鋁層的影響較大，故可能造成了模擬值和實際值的差值相對較大。對于硬化層對復合彎頭成形效果的影響，后續(xù)實驗研究會進一步展開。

圖15 TA1-Al復合彎頭冷推彎成形效果Fig. 15 Push-bending forming effect of TA1-Al clad elbow:(a) Simulation results; (b) Experimental results

圖16 TA1-Al復合彎頭壁厚分布對比Fig. 16 Comparison of wall thickness distribution of TA1-Al clad elbow: (a) Extrados of TA1 layer; (b) Intrados of TA1 layer; (c)Extrados of aluminum layer; (d) Intrados of aluminum layer

5 結論

合管件在幾何尺寸、形狀及內外壁厚分布上與模擬結果基本吻合。

REFERENCES

1) TA1-Al復合彎頭在推彎成形過程中，雙金屬的界面結合強度須不低于50 MPa。當結合強度小于50 MPa時，界面出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，主要的界面分離出現(xiàn)在彎管頭部、支管段中部以及彎曲段外弧部位。

2) 軸向推制速度越大，界面剪切應力越大，相應地對雙金屬復合管坯的界面結合強度要求越高，應在成形過程中施加小于10 mm/s的推制成形速度。推制速度對鈦層的壁厚影響較小，鈦層在外弧有部分區(qū)域減薄，且最大減薄率為6.3%；在接觸部位增厚，且最大增厚率達87.5%。

3) 摩擦因數(shù)增加，最大界面剪切應力增大。隨著摩擦因數(shù)的增加，鈦層與沖頭接觸的端部壁厚逐漸增厚，但尾部變化不明顯。摩擦因數(shù)的變化對于鋁層的內弧及外弧壁厚均有明顯影響。實際成形的雙金屬復

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Cold push-bending simulation and experiment on TA1-Al bimetallic clad tube

GUO Xun-zhong1, TAO Jie1, TANG Qiao-sheng2, LI Hua-guan1, BIAN Jia-min1, LI Ming2
(1. College of Material Science and Technology, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing 210016, China;2. Jiangsu Huayang Metal Pipes Co., Ltd, Zhenjiang 212400, China)

To explore the plastic forming characteristics of TA1-Al bimetallic elbow, the critical bonding strength of the interface for the clad tube in the push-bending process was determined firstly by numerical simulation. Secondly, the effects of axial push velocity and friction coefficient on the maximum value of shear stress and the thickness distribution of the clad elbow were investigated. The simulation results show that the critical interface bond strength needed in the push-bending process is 50 MPa. Furthermore, the push velocity and the friction coefficient should be less than 10 mm/s and 0.125 for producing TA1-Al clad elbows without separation at the interface. The experimental results are approximately accordant with the simulative ones in the geometry size and thickness distribution.

TA1-Al clad tube; elbows; cold push-bending; numerical simulation

TG 394

A

1004-0609(2012)04-1053-10

江蘇省博士生創(chuàng)新基金資助項目(CX09B_077Z)；江蘇省重大成果轉化專項基金資助項目(BA2006067)

2011-02-22；

2011-07-27

陶 杰，教授，博導；電話：13347800587；E-mail: taojie@nuaa.edu.cn

(編輯 李艷紅)