王 剛，孔得紅，謝允聰，程 濤，王文娟

?

AZ31/AA5083雙金屬筒形件氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝

王 剛，孔得紅，謝允聰，程 濤，王文娟

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，威海 264209)

通過(guò)氣壓脹形實(shí)驗(yàn)研究AZ31/AA5083雙金屬筒形件氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝的基本成形規(guī)律。結(jié)果表明：雙金屬筒形件的適宜成形溫度為450 ℃左右，雙金屬筒形件因兩種金屬熱膨脹系數(shù)不同而收縮不同，在筒間形成過(guò)盈配合，筒間殘余接觸應(yīng)力取決于雙金屬收縮量的差異，計(jì)算出筒間殘余接觸應(yīng)力為2.96 MPa，接觸應(yīng)力過(guò)大會(huì)導(dǎo)致底部失穩(wěn)凸起；同時(shí)，給出筒底凸起失穩(wěn)發(fā)生的判據(jù)。降低成形溫度、增大筒底圓角半徑和保壓冷卻等能夠防止內(nèi)層筒筒底失穩(wěn)；內(nèi)外層筒形件壁厚不均勻，底部圓角處減薄率達(dá)到80%，最易發(fā)生破裂；加載路徑對(duì)壁厚分布幾乎沒(méi)有影響。

雙金屬筒形件；氣壓脹形；冷縮結(jié)合；殘余接觸應(yīng)力

隨著人們節(jié)能意識(shí)、環(huán)保意識(shí)的增強(qiáng)，鋁、鎂合金等輕質(zhì)高強(qiáng)材料逐漸受到各國(guó)的高度重視，成為實(shí)現(xiàn)輕量化、降低能耗和減少污染的重要材料。鋁、鎂合金應(yīng)用的交叉性和廣泛性，使探究鋁/鎂合金復(fù)合結(jié)構(gòu)的成形與結(jié)合方法成為必要課題。

目前，鎂/鋁合金復(fù)合材料或復(fù)合結(jié)構(gòu)的生產(chǎn)方法主要有軋制、擴(kuò)散焊接和爆炸焊接、拉深和擠壓等方法，軋制可以方便的生產(chǎn)大尺寸的結(jié)合強(qiáng)度較高的復(fù)合板，但不宜生產(chǎn)厚度小的復(fù)合板[1]；焊接獲得的焊接接頭性能良好，但鎂/鋁異種合金焊接易形成金屬間化合物，引發(fā)熱裂紋，嚴(yán)重影響構(gòu)件的質(zhì)量[2]；楊琳等[3]研究熱拉深成形鎂/鋁合金復(fù)合結(jié)構(gòu)的技術(shù)，但其不能成形形狀復(fù)雜的空心件，也未考慮兩種合金之間的結(jié)合情況。池成忠等[4?5]研究5052/AZ31/5052鎂鋁復(fù)合板在170和230℃時(shí)的成形極限曲線，分析了脹形試樣破裂處的斷口形貌及脹形過(guò)程界面擴(kuò)散行為，并進(jìn)行了不同成形條件下的熱拉深試驗(yàn)，研究了成形溫度、凸模溫度、拉深速度和凹模圓角半徑對(duì)板料成形性能的影響。王開(kāi)坤等[6]采用ABAQUS有限元軟件對(duì) A356/AZ91D 雙金屬?gòu)?fù)合管在半固態(tài)多坯料擠壓工藝下進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得到變形體在不同變形溫度下的溫度場(chǎng)和應(yīng)力、應(yīng)變分布；ASGARI等[7]采用非等通道橫向擠壓工藝在不同溫度下制得AZ80/Al 復(fù)合棒材，并測(cè)試研究了兩合金的連接質(zhì)量和連接強(qiáng)度，但擠壓工藝容易產(chǎn)生波浪、竹節(jié)等缺陷。鎂/鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)由于加工技術(shù)的限制，目前應(yīng)用還很少，迫切需要開(kāi)發(fā)新的成形方法。

超塑性氣壓脹形已廣泛應(yīng)用于鎂合金、銅合金、鋁合金、鈦合金和高溫合金等板殼件的成形中[8?9]，本文作者針對(duì)AZ31/AA5083雙金屬?gòu)?fù)合筒形件氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝進(jìn)行探索，研究鎂/鋁雙金屬板同步氣壓脹形變形規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

利用鎂/鋁合金的超塑性氣壓脹形的溫度區(qū)間彼此重疊和熱膨脹系數(shù)的差異，加熱后通過(guò)超塑性氣壓脹形方式成形筒形件，冷卻后由鎂和鋁合金的冷縮量不同而提供雙層筒間的殘余接觸壓力，實(shí)現(xiàn)鎂/鋁雙金屬?gòu)?fù)合結(jié)構(gòu)的結(jié)合。雙金屬筒形件氣脹成形?冷縮結(jié)合原理如圖1所示。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程：鎂合金熱膨脹系數(shù)約2.4×10?5~ 2.8×10?5℃?1，鋁合金熱膨脹系數(shù)約2.1×10?5~ 2.4×10?5℃?1，故鎂應(yīng)位于外層，鋁位于內(nèi)層，將雙金屬板鎂板在下鋁板在上共同放入凹模和進(jìn)氣板之間，然后將板材和模具放入高溫電阻爐中，加熱到試驗(yàn)溫度附近用液壓機(jī)加載密封模具，待加熱到成形溫度后，保溫10 min，打開(kāi)氣體減壓閥，向模具裝置中通入氬氣，為成形提供穩(wěn)定壓力，使雙金屬板料在設(shè)定溫度和氣壓下同時(shí)脹形。脹形結(jié)束后，去除氣壓，取出脹形后的筒形件，進(jìn)行后續(xù)工作。

圖1 雙金屬筒形件氣壓脹形示意圖

1.2 實(shí)驗(yàn)材料和模具

選用板厚為1.0 mm的AA5083軋制鋁合金板材及板厚為1.5 mm的AZ31軋制鎂合金板材作為實(shí)驗(yàn)材料，其中AA5083板材晶粒尺寸為12 μm，AZ31板材晶粒尺寸為8 μm。

成形的筒形件直徑80 mm，高度24 mm，法蘭入口圓角半徑4 mm。

實(shí)驗(yàn)前將板材切割成140 mm×140 mm大小的平板，為便于放入圓形加熱裝置內(nèi)，剪去四角。在不同成形溫度、加載路徑下進(jìn)行雙金屬筒形件氣壓脹形實(shí)驗(yàn)，確定適宜成形溫度，分析AZ31/AA5083雙金屬筒形件氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝成形規(guī)律。

2 結(jié)果與分析

2.1 成形溫度確定

AZ31鎂合金一般超塑性成形溫度為350~400 ℃[10]，AA5083鋁合金一般超塑性成形溫度為450~525 ℃[11]，在400~525 ℃內(nèi)，隨溫度的升高，AA5083板材的超塑性提高，而AZ31板材的超塑性并非降低，文獻(xiàn)[12?13]中的結(jié)果表明，在10?3s?1的應(yīng)變速率下，隨著溫度升高，伸長(zhǎng)率增大，而在10?4~10?5s?1的應(yīng)變速率下，隨著溫度升高，伸長(zhǎng)率減小。文獻(xiàn)[14]中的結(jié)果表明，在420~460 ℃的溫度區(qū)間，10?3s?1的應(yīng)變速率下，隨著溫度升高，AZ31的塑性隨之提高，因此，在400 ℃以上的溫度范圍內(nèi)，AZ31鎂合金和AA5083鋁合金可同步氣壓脹形，并且溫度越高，綜合成形性能越好，但從節(jié)能和生產(chǎn)率的角度考慮，按以下標(biāo)準(zhǔn)確定適宜成形溫度：雙金屬筒形件無(wú)成形缺陷，筒底圓角半徑小。

在400~500 ℃溫度區(qū)間以25 ℃間隔進(jìn)行不同成形溫度的雙金屬筒形件超塑性氣壓脹形實(shí)驗(yàn)，加載方式為：初始?jí)毫?.6 MPa，每600 s增加0.4 MPa，至最大壓力4.4 MPa，并在最大壓力下保壓8100 s，在此成形參數(shù)下，成形過(guò)程應(yīng)變速率大部分介于10?3s?1和10?4s?1的范圍內(nèi)，雙金屬筒形件的照片如圖2所示，筒底圓角半徑大小如圖3所示，縱剖面照片如圖4所示。

圖2和3表明，在400~500 ℃溫度區(qū)間內(nèi)，隨著溫度的升高，脹形件輪廓愈來(lái)愈清晰，筒底圓角半徑逐漸減小，475 ℃底面圓角半徑約為1 mm，成形溫度升高到500 ℃，底面圓角半徑基本上保持不變，說(shuō)明進(jìn)一步提高溫度，并不能使底面圓角半徑明顯減小。從圖4可以看出，在450 ℃及以下進(jìn)行超塑性氣壓成形時(shí)，雙層筒間緊密結(jié)合，界面結(jié)合質(zhì)量良好，無(wú)擴(kuò)散連接現(xiàn)象；475 ℃及以上成形時(shí)，內(nèi)層筒筒底冷卻后因冷縮產(chǎn)生的接觸壓力而彈性屈曲失穩(wěn)，內(nèi)外筒底間產(chǎn)生空隙，底部界面無(wú)法貼合，如圖4(b)所示。在上述幾何條件和加載方式下，獲得未發(fā)生底面失穩(wěn)凸起的AZ31/AA5083雙金屬筒形件的臨界溫度介于450~475 ℃間。

圖2 不同成形溫度下成形的筒形件

圖3 不同溫度下筒形件筒底圓角半徑

圖4 不同溫度下成形筒形件的縱剖面

將鎂/鋁結(jié)合界面處磨光并用苦味酸處理，采用金相顯微鏡放大100倍對(duì)成形的復(fù)合管結(jié)合界面進(jìn)行觀測(cè)，顯微圖像如圖5所示，由圖5可以看出，界面結(jié)合非常緊密，無(wú)冶金結(jié)合現(xiàn)象。

綜上所述，AZ31/AA5083雙金屬筒形件的適宜成形溫度為450 ℃, 在該溫度下成形，所得雙金屬筒形件圓角半徑較小，且結(jié)合緊密，底面無(wú)凸起缺陷。

圖5 Mg/Al界面光學(xué)顯微像

2.2 雙金屬筒形件壁厚分布規(guī)律

2.2.1 壁厚分布規(guī)律

取成形溫度為450 ℃，加載方式：初始?jí)毫?.6 MPa，每600 s增加0.4 MPa，達(dá)到最大壓力4.4 MPa，并保壓8100 s的筒形件分析，用游標(biāo)卡尺測(cè)量壁厚，壁厚分布如圖6所示。

雙金屬筒形件總壁厚分布規(guī)律與內(nèi)層和外層筒形件分布規(guī)律幾乎一致，壁厚分布不均勻，隨著測(cè)量位置距中心距離的增加，壁厚逐漸減小，靠近底部圓角處厚度變薄最嚴(yán)重，壁厚最小，沿側(cè)壁方向，自筒底至法蘭壁厚逐漸增加。

原因在于自由脹形階段穹頂壁厚最薄，其最先貼模，已貼模材料受摩擦約束，幾乎不流動(dòng)，只有未貼模部分繼續(xù)變形減薄，所以最后貼模的圓角部分靠近底部直邊段的部分最薄，減薄率達(dá)到80%左右，導(dǎo)致壁厚分布不均勻。

圖6 雙金屬筒形件壁厚分布

2.2.2 加載路徑對(duì)壁厚分布的影響

采用初始?jí)毫?.6 MPa，最大壓力4.4 MPa，不同加載路徑進(jìn)行脹形試驗(yàn)，脹形件壁厚分布如圖7所示，圖7中0.2 MPa/300 s表示每300 s加載0.2 MPa，其它依此類(lèi)推。由圖7可以看出，4種加載路徑下，壁厚分布曲線幾乎重合，表明初始?jí)毫妥畲髩毫σ恢聲r(shí)，多階段階梯加載方式對(duì)脹形件的壁厚分布沒(méi)有明顯影響。這可能是因?yàn)檫@4種加載路徑的平均加載速率幾乎一致的緣故。

2.3 筒間殘余接觸壓力理論計(jì)算

鎂/鋁雙金屬筒形件的外層鎂管和內(nèi)層鋁管在成形后冷卻時(shí)因收縮量的不同，可將雙金屬筒形件視為兩個(gè)過(guò)盈配合的圓筒，如圖8所示?？山普J(rèn)為，結(jié)合力或殘余接觸應(yīng)力的大小取決于內(nèi)筒和外筒在冷卻過(guò)程中形成的過(guò)盈配合量。由變形協(xié)調(diào)條件和拉梅公式可推導(dǎo)出過(guò)盈量與筒間殘余接觸壓力的解析方 程[15]。

圖7 不同加載路徑下雙金屬筒形件壁厚分布

式中：1為內(nèi)層筒內(nèi)半徑，mm；12為內(nèi)外層筒界面半徑，mm；1為內(nèi)層筒的彈性模量，GPa；1為內(nèi)層筒的泊松比。

圖8 雙金屬筒殘余接觸應(yīng)力

式中：2為外層管外半徑，mm；2為外層管的彈性模量，GPa；2為外層管材的泊松比。

過(guò)盈量即為內(nèi)、外層管材位移之和：

將式(2)、(4)代入式(5)，得到過(guò)盈量與殘余接觸應(yīng)力之間的關(guān)系式為

過(guò)盈量可由材料的熱膨脹規(guī)律計(jì)算得到，由于熱膨脹系數(shù)隨溫度升高而增大，故采用室溫至成形溫度間的平均熱膨脹系數(shù)估算夾緊力，AZ31鎂合金的熱膨脹系數(shù)取2.78×10?5℃?1，AA5083鋁合金的熱膨脹系數(shù)取2.25×10?5℃?1。

2為筒形件外徑，1為筒形件內(nèi)徑，12為內(nèi)外筒界面半徑，取靠近底部拐角處的直邊段的尺寸，1=40 mm，12=39.6 mm，2=39 mm。AZ31鎂合金彈性模量2=44.8 GPa，泊松比2=0.35；AA5083鋁合金1=70.3 GPa，1=0.33。值可由線膨脹系數(shù)的定義算出，為0.0399 mm，溫度改變量Δ=430 ℃，將以上數(shù)值代入式(6)，計(jì)算可得AZ31/AA5083筒形件筒間殘余接觸應(yīng)力=2.96 MPa。

2.4 內(nèi)層筒底凸起失穩(wěn)分析

選取475 ℃下雙金屬筒形件來(lái)分析內(nèi)層筒底凸起失穩(wěn)影響因素。將內(nèi)層筒底凸起看成是沿周邊均勻受壓薄圓板的屈曲，如圖9所示，為筒形件內(nèi)層底面沿周邊均勻接觸應(yīng)力。

式中：E為內(nèi)層筒材料彈性模量，MPa；t為筒形件內(nèi)層筒底厚度，mm；μ為內(nèi)層筒材料泊松比，取0.33；R為內(nèi)層筒筒底半徑，mm。

在475 ℃脹形后分別采用卸壓空冷方式以及保壓爐冷至350 ℃后卸壓空冷的方式進(jìn)行筒形件的冷卻，得到的雙金屬筒形件如圖10所示。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，直接卸壓空冷后內(nèi)層筒形件底部凸起約10 mm，如圖9(a)所示，而保壓爐冷至350 ℃后卸壓空冷的筒形件底部平整，成形質(zhì)量較好，如圖9(b)所示，這是因?yàn)槿绻浶谓Y(jié)束后就卸載氣壓，冷卻過(guò)程中內(nèi)層筒筒底受雙向壓應(yīng)力作用，隨著冷卻溫度降低，筒形件筒間殘余接觸應(yīng)力逐漸增大，導(dǎo)致筒底所受壓應(yīng)力增大，當(dāng)達(dá)到失穩(wěn)臨界應(yīng)力時(shí)，內(nèi)層筒筒底凸起；而脹形結(jié)束后保持氣體壓力不變進(jìn)行保壓冷卻，冷卻過(guò)程中內(nèi)層筒底保持三向受壓的應(yīng)力狀態(tài)，內(nèi)部氣壓會(huì)阻止筒形件收縮，使外層筒側(cè)壁產(chǎn)生微量塑性變形，減小筒間殘余接觸應(yīng)力，直到在某個(gè)溫度下氣壓不足以使側(cè)壁產(chǎn)生微量塑性變形為止，因此，保壓冷卻相當(dāng)于使產(chǎn)生冷縮的溫度降低，冷縮區(qū)間減小，這樣，冷卻到室溫后，筒間的接觸應(yīng)力較較相同溫度下直接卸壓冷卻時(shí)的殘余接觸應(yīng)力小，小于臨界失穩(wěn)應(yīng)力，不足以引起內(nèi)層筒底凸起，保壓冷卻為消除內(nèi)筒底部凸起失穩(wěn)提供了一種途徑。

圖10 不同冷卻方式下脹形件照片

筒底圓角半徑對(duì)筒底凸起影響很大，在475 ℃成形溫度下，保持其他條件不變，只是減少保壓時(shí)間到3600 s，其脹形件照片如圖11所示。由圖11可以看出，減少保壓時(shí)間，筒底圓角半徑增大，筒形件底部成形質(zhì)量良好，未見(jiàn)凸起產(chǎn)生。圓角的存在，相當(dāng)于減小了平直的筒底半徑，根據(jù)式(9)，筒底半徑越小，臨界失穩(wěn)壓力就越大，所以不發(fā)生失穩(wěn)凸起。

圖11 不同成形時(shí)間下脹形件照片

綜上所述，影響雙金屬筒形件內(nèi)層筒底失穩(wěn)凸起的因素主要包括成形溫度、圓角半徑、筒形件直徑、內(nèi)層板材厚度以及內(nèi)層板材材料常數(shù)的大小。成形溫度越高，雙金屬筒形件冷卻到失穩(wěn)的過(guò)程中板間接觸壓力越大，故雙金屬筒形件中內(nèi)層筒底失穩(wěn)凸起也更易發(fā)生；筒間結(jié)合力越大，作用在內(nèi)層筒筒底的周向接觸壓力越大，失穩(wěn)凸起也越容易發(fā)生；底面圓角越大，相當(dāng)于筒底面半徑越小，發(fā)生屈曲的臨界接觸壓力越大，則失穩(wěn)凸起越難于發(fā)生；筒形件直徑越大，板厚越小，內(nèi)層筒筒底面失穩(wěn)凸起所需的臨界接觸壓力越小，失穩(wěn)凸起越容易發(fā)生；材料的彈性模量越大，泊松比越小，發(fā)生屈曲的臨界接觸壓力越大，失穩(wěn)凸起越難發(fā)生。

3 結(jié)論

1) 利用鎂/鋁合金的超塑氣脹溫度區(qū)間彼此重疊和熱膨脹系數(shù)的差異，通過(guò)氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝成功地成形出了直徑為80 mm、高度為24 mm的結(jié)合良好的AZ31/AA5083雙金屬筒形件。AZ31/AA5083雙金屬筒形件的適宜成形溫度為450 ℃左右。

2) 鎂/鋁雙金屬筒形件間因冷縮不同而形成過(guò)盈配合，給出了筒間殘余接觸應(yīng)力計(jì)算公式。筒間殘余接觸應(yīng)力過(guò)大會(huì)導(dǎo)致內(nèi)層筒筒底失穩(wěn)凸起，將雙金屬筒形件內(nèi)層筒筒底視為沿周邊均勻受壓薄圓板給出了內(nèi)層筒底發(fā)生凸起失穩(wěn)的臨界接觸壓力計(jì)算公式?？深A(yù)測(cè)內(nèi)層筒底是否發(fā)生凸起，并可采用降低成形溫度、保壓冷卻等措施防止筒底凸起。

3) 內(nèi)外層筒形件壁厚不均勻，底部圓角處最薄，最大減薄率可達(dá)到約80%，最易發(fā)生破裂，分階段階梯式加載對(duì)雙金屬筒形件壁厚分布幾乎無(wú)影響。

[1] ZHANG X P, CASTAGNE S, YANG T H, GU C F, WANG J T. Entrance analysis of 7075 Al/Mg-Gd-Y-Zr/7075 Al laminated composite prepared by hot rolling and its mechanical properties[J]. Materials & Design, 2011, 32(3): 1152?1158.

[2] YAN Y B, ZHANG Z W, SHEN W, WANG J H, ZHANG L K, CHIN B A. Microstructure and properties of magnesium AZ31B-aluminum 7075 explosively welded composite plate[J]. Materials Science and Engineering A, 2010, 527(9): 2241?2245.

[3] 楊 琳, 樊 奇, 曹曉卿, 徐平平, 王文先. 鎂/鋁合金雙金屬疊層板的拉深性能[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2014, 24(9): 2213?2219. YANG Lin, FAN Qi, CAO Xiao-qing, XU Ping-ping, WANG Wen-xian. Deep drawability of Mg/Al bimetal laminated sheet[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(9): 2213?2219.

[4] 趙 玲, 池成忠, 余春燕, 林 鵬, 梁 偉. 鎂鋁層合板拉深成形性能的試驗(yàn)研究[J]. 鍛壓技術(shù), 2015, 40(4): 24?27. ZHAO Ling, CHI Cheng-zhong, YU Chun-yan, LIN Peng, LIANG Wei. Experimental study on drawing formability of magnesium aluminum laminates[J]. Forging & Stamping Technology, 2015, 40(4): 24?27.

[5] 馬艷彥, 池成忠, 林 鵬, 閆辰侃, 梁 偉. 5052/AZ31/5052鎂鋁復(fù)合板成形極限及界面擴(kuò)散行為[J]. 稀有金屬材料與工程, 2016, 45(8): 2086?2091.MA Yan-yan, CHI Cheng-zhong, LIN Peng, YAN Chen-kan, LIANG Wei. Forming limit and interface diffusion behavior of 5052/AZ31/5052 tri-layer clad sheet[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2016, 45(8): 2086?2091.

[6] WANG Kai-kun, SUN Jian-lin, MENG Hai-feng, DU Yan-mei, WANG Xi. Numerical simulation on thixo-co-extrusion of double-layer tube with A356/AZ91D[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2010, 20(S3): s921?s925.

[7] ASGARI M, FERESHTEH-SANIEE F. Production of AZ80/Al composite rods employing non-equal channel lateral extrusion[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2016, 26(5): 1276?1283.

[8] MITUKIEWICZ G, ANANTHESHWARA K, ZHOU G, MISHRA R K, JAIN M K. A new method of determining forming limit diagram for sheet materials by gas blow forming[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(12): 2960?2970.

[9] 李 超, 李彩霞, 趙 閃. 脈沖電流條件下工業(yè)態(tài)AZ31 鎂合金板材的氣脹成形[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2015, 25(3): 553?558. LI Chao, LI Cai-xia, ZHAO Shan. Gas blow forming of commercial AZ31 magnesium assisted by pulse current[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(3): 553?558.

[10] JEONG H G, JEONG Y G, KIM W J. Microstructure and superplasticity of AZ31 sheet fabricated by differential speed rolling[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2009, 483(1): 279?282.

[11] YOGESHA B,DIVYA H V,BHATTACHARYA S S. Superplasticity and superplastic tensile behavior of AA5083[J]. Advanced Materials Research, 2014, 902: 24?28.

[12] 劉滿平, 馬春江, 王渠東, 吳國(guó)華, 朱燕萍, 丁文江. 工業(yè)態(tài)AZ31鎂合金的超塑性變形行為[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2002, 12(4): 797?800. LIU Man-ping, MA Chun-jiang, WANG Qu-dong, WU Guo-hua, ZHU Yan-ping, DING Wen-jiang. Superplastic deformation behavior of commercial magnesium alloy AZ31[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2002, 12(4): 797?800.

[13] 張青來(lái), 肖富貴, 郭海玲, 胡永學(xué), 高 霖. AZ31B鎂合金熱拉伸流變應(yīng)力研究[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2009, 16(1): 167?172. ZHANG Qing-lai, XIAO Fu-gui, GUO Hai-ling, HU Yong-xue, GAO Lin. Study on flow stress of AZ31B magnesium alloy at elevated temperature[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(1): 167?172.

[14] 李思奕. AZ31/7475雙金屬?gòu)?fù)合管氣壓脹形?冷縮結(jié)合工藝研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2016. LI Si-yi. Research on gas blow forming-cooling contraction bonding process of AZ31/7475 bimetal composite tubes[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2016.

[15] 蔡 凡, 李初曄, 馬 巖. 過(guò)盈配合產(chǎn)生的接觸壓力和拔出力計(jì)算[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造, 2010, 10: 7?9. CAI Fan, LI Chu-ye, MA Yan. Contact pressure and pull-out force reflect on the interference fit[J]. Machinery Design and Manufacture, 2010, 10: 7?9.

[16] CHONAN S. Vibration and stability of annular plates under conservative and non-conservative loads[J]. Journal of Sound and Vibration, 1982, 80(3): 413?420.

Gas blow forming?cooling contraction bonding process of AZ31/AA5083 bimetallic cylinder

WANG Gang, KONG De-hong, XIE Yun-cong, CHENG Tao, WANG Wen-juan

(School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology at Weihai, Weihai 264209, China)

The forming behavior of gas blow forming-cooling contraction bonding of AZ31/AA5083 bimetal cylinder was researched by gas blow forming tests. The experimental results show that the optimum temperature is about 450 ℃. The residual contact stress between bimetallic cylindrical components results from interference fit and is about 2.96 MPa. The excessive contact stress can lead to instability at the bottom of inner cylindrical component and the corresponding instability criterion is proposed. Decreasing forming temperature, increasing the round corner radius of bottom and cooling with the gas pressure can avoid the instability. The wall thickness distribution of internal and external cylinders is non-uniform and the thickness thinning rate of corners on the bottom reaches up to 80% and thus this location is the most vulnerable to rupture. With the same initial pressure and the maximum pressure, the loading path has no effect on the wall thickness distribution.

bimetal cylinder; gas blow gagforming; cooling contraction bonding; residual contact stress

Projects(HIT. NSRIF. 201013) supported by the Innovation Foundation for Scientific Research of HIT, China

2017-02-16;

2017-05-23

WANG Gang; Tel: +86-631-5687324; E-mail: wg@hitwh.edu.cn

1004-0609(2018)-04-0712-07

TG306；TG146.2

A

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.04.09

哈爾濱工業(yè)大學(xué)科研創(chuàng)新基金資助(HIT. NSRIF. 201013)

2017-02-16；

2017-05-23

王 剛，副教授，博士；電話：0631-5687324；E-mail: wg@hitwh.edu.cn

(編輯 李艷紅)