邱立，田茜，吳偉業(yè)，王成林,3

基于磁場(chǎng)變換器的雙向加載式管件電磁翻邊成形效果研究

邱立1a,1b，田茜1a,2，吳偉業(yè)1a，王成林1a,3

（1. 三峽大學(xué) a. 電氣與新能源學(xué)院；b. 梯級(jí)水電站運(yùn)行與控制湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 宜昌 443002；2. 國(guó)網(wǎng)湖南省電力有限公司長(zhǎng)沙供電分公司，長(zhǎng)沙 410015；3. 國(guó)網(wǎng)重慶市電力公司物資分公司，重慶 401121）

針對(duì)傳統(tǒng)管件電磁翻邊時(shí)，僅采用徑向電磁力加載，翻邊效果不夠理想的問題，提出基于磁場(chǎng)變換器的雙向加載式管件電磁翻邊技術(shù)。使用COMSOL軟件構(gòu)造二維軸對(duì)稱分析模型，分析線圈參數(shù)的改變對(duì)徑向、軸向電磁力和管件翻邊效果的影響。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步在電磁力、變形速率、管件變形輪廓3個(gè)方面將新型加載方式與傳統(tǒng)管件電磁翻邊技術(shù)進(jìn)行對(duì)比。在傳統(tǒng)管件電磁翻邊中，管件翻邊角度只能達(dá)到45°，而徑、軸向電磁力的雙向加載方式使最大翻邊角度增加至90°。這一新型加載方式能夠?qū)崿F(xiàn)預(yù)期效果，促進(jìn)管件電磁翻邊在工業(yè)領(lǐng)域的發(fā)展。

管件電磁翻邊；磁場(chǎng)變換器；雙向加載；翻邊角度；驅(qū)動(dòng)線圈

電磁翻邊是鋁合金材料翻邊的有效方法之一，與傳統(tǒng)沖壓翻邊相比，它的優(yōu)點(diǎn)有成形速度快、成形極限高、回彈小等[1-3]。許多學(xué)者針對(duì)管件電磁翻邊進(jìn)行了一定研究。Li等[4]提出了利用分段線圈產(chǎn)生的梯度電磁力來滿足異形變徑管變形力場(chǎng)要求的新型梯度電磁成形方法，由于線圈的尺寸和形狀受管結(jié)構(gòu)的限制，當(dāng)管的尺寸較小時(shí)，該方法存在缺陷。Xiong等[5]提出了一種利用電磁吸力進(jìn)行管材脹形的新方法，這種方法在一定程度上可以成形尺寸較小的管件。但是在管件電磁翻邊成形的實(shí)際應(yīng)用中，較小的管件還是會(huì)因?yàn)榕鲎驳骄€圈內(nèi)層而導(dǎo)致成形結(jié)果不佳。雖然通過擴(kuò)大線圈的內(nèi)徑可以避免碰撞，但這種措施因?yàn)楣芗途€圈間距離的增加，也會(huì)導(dǎo)致作用的電磁力衰減。Xiong等[6]基于雙線圈對(duì)小型管件進(jìn)行了翻邊成形研究，這一方法可為小尺寸管材電磁翻邊的驗(yàn)證提供極大的便利，但雙線圈的工裝較為復(fù)雜。張望等[7]提出通過雙線圈加載徑、軸雙向電磁力對(duì)管件進(jìn)行翻邊，翻邊角度較傳統(tǒng)單線圈加載顯著提高，但仍然存在雙線圈工裝復(fù)雜的問題。

除了采用驅(qū)動(dòng)線圈直接加載的方式，也可以利用磁場(chǎng)變換器驅(qū)動(dòng)工件變形。磁場(chǎng)變換器是電磁成形中常用的輔助配件，通過改變磁場(chǎng)變換器形狀加強(qiáng)某處磁場(chǎng)分布，極大提高了線圈壽命。李春峰等[8]通過實(shí)驗(yàn)研究了工件在不同材料、不同內(nèi)外徑比的磁場(chǎng)變換器作用下的脹形效果，對(duì)磁場(chǎng)變換器材料的選擇及確定磁場(chǎng)變換器的最佳內(nèi)外徑比等方面進(jìn)行了研究和分析。Yu等[9]利用ANSYS有限元軟件，模擬并分析了在電磁縮頸時(shí)，螺線管磁場(chǎng)變換器的有效面積、直徑等對(duì)其工作狀態(tài)的影響，發(fā)現(xiàn)磁場(chǎng)變換器能產(chǎn)生更大的徑向電磁力。三峽大學(xué)Qiu等[10]采用磁場(chǎng)變換器加載管件脹形，磁場(chǎng)變換器會(huì)將電磁力集中在管件端部，從而在管件上產(chǎn)生凹形電磁力分布，使管件變形均勻。

通過上述分析，發(fā)現(xiàn)之前的研究學(xué)者們改變電磁力分布的措施大多是改變線圈結(jié)構(gòu)等參數(shù)，但這樣會(huì)帶來線圈工裝復(fù)雜、成本高等問題，不適用于工業(yè)化生產(chǎn)。目前通過引入磁場(chǎng)變換器改善電磁力分布，增強(qiáng)某一特定區(qū)域的電磁力這方面的研究較少。

文中提出基于磁場(chǎng)變換器的管件電磁翻邊，以增強(qiáng)軸向電磁力，實(shí)現(xiàn)徑、軸向電磁力的雙向加載。首先建立引入磁場(chǎng)變換器的管件電磁翻邊仿真模型，研究線圈結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)徑向與軸向電磁力分布和翻邊效果的影響，再將其與傳統(tǒng)單線圈管件翻邊在電磁力大小、翻邊速率和變形輪廓等方面進(jìn)行對(duì)比。仿真結(jié)果顯示，采用磁場(chǎng)變換器實(shí)現(xiàn)的雙向電磁力加載模型，管件電磁翻邊角度提升1倍，能夠達(dá)到90°。

1 基本原理

磁場(chǎng)變換器是電磁成形的基礎(chǔ)輔助工具，利用趨膚效應(yīng)和具有狹縫的結(jié)構(gòu)相互配合，改變線圈產(chǎn)生的磁場(chǎng)位形，在磁場(chǎng)變換器內(nèi)外壁產(chǎn)生密度不同的感應(yīng)電流，從而使電流密度大的外壁產(chǎn)生更集中的磁場(chǎng)，故增強(qiáng)了某一特定區(qū)域的電磁力，結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 磁場(chǎng)變換器結(jié)構(gòu)[11]

在文獻(xiàn)[11]中，通過對(duì)磁場(chǎng)變換器的二維軸對(duì)稱建模和三維建模進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了二維軸對(duì)稱磁場(chǎng)變換器模型的有效性和準(zhǔn)確性。圖2為管件電磁成形磁場(chǎng)變換器的電流分布情況。充電后電容開始放電，驅(qū)動(dòng)線圈內(nèi)出現(xiàn)脈沖電流，此時(shí)磁場(chǎng)變換器內(nèi)壁產(chǎn)生方向相反的感應(yīng)渦流，由于狹縫存在而導(dǎo)致感應(yīng)電流從內(nèi)壁流向外壁，感應(yīng)渦流從外壁再次通過狹縫流向內(nèi)壁形成回路。磁場(chǎng)變換器內(nèi)壁的高度遠(yuǎn)大于外壁，而內(nèi)外壁總電流大小相等，所以其外壁電流密度遠(yuǎn)大于內(nèi)壁電流密度。外壁的感應(yīng)渦流產(chǎn)生的磁場(chǎng)與線圈中脈沖電流產(chǎn)生的磁場(chǎng)疊加，在管件中產(chǎn)生感應(yīng)渦流[7,12]，從而在洛倫茲力的作用下實(shí)現(xiàn)管件電磁翻邊。

圖2 磁場(chǎng)變換器電流分布[11]

洛倫茲力可以分解為軸向分量和徑向分量，即軸向洛倫茲力（）和徑向洛倫茲力（），表達(dá)式如下：

式中：為圓周方向的環(huán)形渦流；和分別為磁通密度的徑向和軸向分量。

如圖3a所示，在傳統(tǒng)單線圈電磁翻邊系統(tǒng)中，驅(qū)動(dòng)線圈放電后，管件端部的軸向磁通密度小于管件中部，且磁通密度主要為軸向分量，故管件端部主要受徑向電磁力，受到的軸向電磁力較小。這導(dǎo)致管件翻邊在完成徑向脹形后軸向的變形并不充分，翻邊角度仍不夠大。

為克服這一問題，文中在成形管件和驅(qū)動(dòng)線圈之間引入新型磁場(chǎng)變換器，構(gòu)建徑向和軸向電磁力雙向加載的管件電磁翻邊模型，如圖3b所示。其中，驅(qū)動(dòng)線圈、成形管件、磁場(chǎng)變換器同軸放置，軸向緊密貼合，圖3中點(diǎn)為管件端部中點(diǎn)。與已有變換器的集磁作用不同，文中磁場(chǎng)變換器的作用是改變磁場(chǎng)的方向，分析如下。

驅(qū)動(dòng)線圈放電后，磁場(chǎng)變換器和管件中產(chǎn)生感應(yīng)渦流，置于端部的驅(qū)動(dòng)線圈產(chǎn)生的磁通以徑向?yàn)橹?，故產(chǎn)生的電磁力以軸向電磁力為主。通過引入該磁場(chǎng)變換器，其內(nèi)外壁形成的電流回路會(huì)產(chǎn)生軸向磁通，改變磁場(chǎng)在管件端部的方向，該軸向磁通與管件感應(yīng)渦流相互作用，形成了較大的徑向電磁力，與端部線圈產(chǎn)生的軸向電磁力共同作用，實(shí)現(xiàn)電磁力雙向加載驅(qū)動(dòng)管件翻邊。磁場(chǎng)變換器的存在會(huì)使線圈作用于工件的能量產(chǎn)生損耗，增加線圈的層數(shù)、尺寸可以使工件達(dá)到更好的翻邊角度。這樣的加載方式，導(dǎo)致在翻邊過程中管件受到雙向加載的電磁力，磁場(chǎng)變換器為線圈提供的徑向電磁力使管件發(fā)生脹形，端部線圈為管件提供軸向電磁力，進(jìn)一步增大翻邊角度[7]。

圖3 電磁翻邊幾何結(jié)構(gòu)

2 數(shù)值仿真

電磁成形中，電磁場(chǎng)、結(jié)構(gòu)場(chǎng)和溫度場(chǎng)具有強(qiáng)耦合關(guān)系，有限元分析可以用來精確模擬電磁成形過程。通過COMSOL構(gòu)造傳統(tǒng)單線圈管件翻邊模型和含磁場(chǎng)變換器的管件翻邊模型，具體模塊如下。

1）全局常微分方程和微分代數(shù)方程模塊，用于求解微分方程組和對(duì)外部電路進(jìn)行仿真。當(dāng)電路中存在新型磁場(chǎng)變換器時(shí)，若忽略線圈和管件之間的耦合，管件電磁成形的等效電路如圖4所示。電路中放電電容為320 μF，線路電感0為12 μH，線路電阻0和續(xù)流電阻d分別為35 mΩ和260 mΩ，放電電壓0為3.2 kV[13]。

圖4 基于磁場(chǎng)變換器的管件電磁成形等效電路

根據(jù)基爾霍夫定律，可以推導(dǎo)出以下方程：

式中：c為電容器兩端電壓；c為驅(qū)動(dòng)線圈電流；w為管件中的感應(yīng)渦流；f為磁場(chǎng)變換器中感應(yīng)渦流；為驅(qū)動(dòng)線圈電阻；為驅(qū)動(dòng)線圈電感。

2）磁場(chǎng)模塊：用于獲得磁場(chǎng)和電磁力分布，并將獲得的電磁力傳遞給固體力學(xué)模塊。管件內(nèi)的感應(yīng)渦流主要為環(huán)形分量，磁場(chǎng)的麥克斯韋方程為：

式中：為管件內(nèi)的感應(yīng)渦流密度；為電場(chǎng)強(qiáng)度；為磁通密度；為管件速度；為管件電導(dǎo)率；，和分別表示矢量的徑向、環(huán)向和軸向[12-14]。

3）固體力學(xué)模塊：分析管件受到電磁力后的變形行為，并將變形量傳遞給磁場(chǎng)模塊，實(shí)現(xiàn)電磁-結(jié)構(gòu)耦合。當(dāng)管件受力時(shí)，它將遵循牛頓定律=，管件的力與位移之間的關(guān)系見式（9），其中為管件應(yīng)力張量，為電磁力體積密度矢量，為管件密度，為管件位移矢量。

本模型模擬AA6061-O管材，其準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的擬合曲線及相應(yīng)計(jì)算擬合曲線如圖5所示，該管材本構(gòu)方程為[15]：

式中：ys為管件的初始屈服應(yīng)力；f為管件高速變形時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力；為應(yīng)變率硬化參數(shù)；為粘性參數(shù)，在多數(shù)電磁成形數(shù)值分析中通常取=6500，=0.25。

上述仿真模型通過引入磁場(chǎng)變換器，增大了徑向電磁力，從而實(shí)現(xiàn)了徑、軸向電磁力雙向加載。由單線圈加載下的管件電磁翻邊實(shí)驗(yàn)[15]可知，增加線圈匝數(shù)可以增強(qiáng)軸向力進(jìn)而彌補(bǔ)管件翻邊過程中因徑向力不足導(dǎo)致的翻邊不充分，進(jìn)而增大管件翻邊角度，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖6。下面將在數(shù)值仿真及該實(shí)驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析線圈的內(nèi)外徑參數(shù)對(duì)徑向、軸向電磁力和管件翻邊效果的影響，并與傳統(tǒng)管件電磁翻邊技術(shù)進(jìn)行對(duì)比。

圖5 AA6061-O管材的準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的擬合曲線及相應(yīng)計(jì)算擬合曲線[7]

圖6 不同放電電壓下4匝線圈與6匝線圈的翻邊效果[15]

3 改變線圈參數(shù)對(duì)管件翻邊效果的影響

管件材料為鋁合金AA6061-O，其厚度為2 mm、長(zhǎng)度為65 mm、外直徑為79 mm。驅(qū)動(dòng)線圈采用橫截面積為2 mm×4 mm的銅導(dǎo)線多層多匝緊密繞制而成，骨架為環(huán)氧樹脂，匝間使用高強(qiáng)度Zylon纖維加固。

由于管件自身參數(shù)不易改變，本章在基于磁場(chǎng)變換器的管件翻邊模型中（如圖3b所示），通過改變線圈參數(shù)，分析徑向和軸向力雙向加載對(duì)管件翻邊效果的影響。下面將采用保持線圈長(zhǎng)度不變，固定外半徑、改變內(nèi)半徑和固定內(nèi)半徑、改變外半徑這2種方法來改變線圈層數(shù)，從而研究改變線圈參數(shù)對(duì)管件所受徑向力、軸向力以及翻邊效果的影響。

3.1 改變線圈內(nèi)半徑

外電路參數(shù)不變，放電電壓設(shè)定為3.2 kV，固定線圈外半徑為36.4 mm。取6組內(nèi)半徑大小不同的線圈進(jìn)行管件電磁翻邊，管件的內(nèi)半徑分別設(shè)置為12.4，14.6，16.8，19，21.2，23.4 mm，觀察并測(cè)量管件的成形輪廓，對(duì)仿真中得到的徑、軸向電磁力進(jìn)行分析，對(duì)比得到改變線圈內(nèi)半徑對(duì)管件翻邊效果的影響。

3.1.1 徑向、軸向力的變化

圖7為在6組不同內(nèi)半徑下，管件上的徑向與軸向電磁力隨時(shí)間的變化情況。由圖7a可知，在不同參數(shù)的線圈加載下，管件所受徑向電磁力隨著時(shí)間先增大，達(dá)到峰值后開始衰減。其中，線圈內(nèi)半徑越大，到達(dá)峰值的時(shí)刻越早，徑向電磁力的峰值越小。圖7b中徑、軸向力的變化規(guī)律與圖7a相同。可以看出，改變線圈內(nèi)半徑并不會(huì)改變徑、軸向力的分布趨勢(shì)。保持線圈外半徑不變，當(dāng)內(nèi)半徑增大時(shí)，管件所受徑、軸向力均減小。

3.1.2 變形輪廓

圖8為在不同內(nèi)半徑下，管件進(jìn)行電磁翻邊的成形輪廓。當(dāng)線圈的內(nèi)半徑逐漸增大時(shí)，翻邊角度逐漸減小，管件的成形輪廓也隨之發(fā)生顯著變化。當(dāng)內(nèi)半徑為最小值12.4 mm時(shí)，管件翻邊角度大于90°，當(dāng)內(nèi)半徑為最大值23.4 mm時(shí)，管件翻邊角度遠(yuǎn)小于90°，翻邊角度越大則表明管件的翻邊效果越好。

分析可知，保持線圈外半徑不變，當(dāng)內(nèi)半徑增大時(shí)，由于線圈層數(shù)減小，管件所受徑、軸向力以及翻邊角度均減小。

圖7 改變線圈內(nèi)半徑的電磁力變化

圖8 改變線圈內(nèi)半徑的成形效果

3.2 改變線圈外半徑

上節(jié)探討了改變線圈內(nèi)半徑對(duì)管件翻邊效果的影響。本節(jié)固定線圈內(nèi)半徑為16.8 mm，調(diào)整管件的外半徑分為32，34.2，36.4，38.6，40.8 mm，其余參數(shù)同上節(jié)保持不變。

3.2.1 徑向、軸向力的變化

圖9為管件所受徑、軸向電磁力隨時(shí)間的變化情況。可以看出，在不同外半徑的線圈加載下，徑、軸向力的分布趨勢(shì)并未改變。由圖9a可知，管件所受徑向電磁力隨著時(shí)間先增大，到達(dá)峰值后開始衰減。其中，隨著線圈外半徑的增大，徑向電磁力的峰值先增大再略微減小。由圖9b可知，管件所受軸向電磁力隨著時(shí)間的變化趨勢(shì)與徑向力相同。其中，隨著線圈外半徑增大，軸向電磁力的峰值逐漸增大。

3.2.2 變形輪廓

圖10為在不同外半徑下，管件進(jìn)行電磁翻邊的成形輪廓。如圖10所示，當(dāng)外半徑為最小值32 mm時(shí)，管件翻邊角度遠(yuǎn)小于90°，當(dāng)外半徑為最大值40.8 mm時(shí)，管件翻邊角度大于90°。由此可知，保持線圈內(nèi)半徑不變，當(dāng)外半徑增大時(shí)，管件所受軸向力增大，徑向電磁力和翻邊角度均先增大，再略微減小。

通過上述仿真模擬和數(shù)據(jù)分析可知，管件翻邊角度隨著所受徑向和軸向電磁力大小變化而變化，徑、軸向力越大，管件翻邊角度越大。因此與傳統(tǒng)單一徑向電磁力加載方式相比，徑、軸電磁力雙向加載下管件翻邊更充分。

圖9 改變線圈內(nèi)半徑的電磁力變化

圖10 改變線圈外半徑的成形效果

4 管件翻邊效果的對(duì)比分析

由于傳統(tǒng)驅(qū)動(dòng)線圈加載時(shí)，管件端部主要受到徑向電磁力而導(dǎo)致翻邊不充分。由上節(jié)分析可知，電磁力雙向加載時(shí)管件翻邊更加充分，故將線圈和磁場(chǎng)變換器同軸放置，由線圈提供較大的軸向電磁力，而磁場(chǎng)變換器改變了管件端部磁場(chǎng)方向，在管件端部產(chǎn)生徑向電磁力。

本章通過討論單一徑向電磁力和徑、軸向電磁力加載的不同，從管件所受電磁力、變形速率、變形輪廓3個(gè)方面，分析基于磁場(chǎng)變換器加載的模型與傳統(tǒng)模型的管件翻邊效果。傳統(tǒng)驅(qū)動(dòng)線圈、軸向線圈及管件的幾何參數(shù)如表1所示。外電路參數(shù)不變，放電電壓設(shè)定為3.2 kV。

4.1 電磁力

新型與傳統(tǒng)2種翻邊模式下管件所受徑向電磁力和軸向位移的規(guī)律如圖11所示，當(dāng)計(jì)算時(shí)間>220 μs時(shí)徑向力趨于0。圖12為2種加載模式下管件所受軸向電磁力和管件軸向位移的規(guī)律對(duì)比，當(dāng)計(jì)算時(shí)間>240 μs時(shí)徑向力趨于0。

表1 傳統(tǒng)驅(qū)動(dòng)線圈、軸向線圈及管件的幾何參數(shù)

Tab.1 Geometric parameters of traditional drive coil, axial coil and tube fittings

2種模式下放電電壓和外電路參數(shù)相同，故總放電能量相等。由圖12可知，在新型翻邊模式中，端部線圈提供的軸向力較傳統(tǒng)加載方式提高了2.63倍，由于放電能量相等，磁場(chǎng)變換器作用于管件的徑向力略小于傳統(tǒng)加載方式。這種加載模式下，管件的徑向位移增大了0.38倍，而軸向位移增大了2倍。管件受到不小的徑向力的同時(shí)，所受軸向力大大提高，這種雙向電磁力加載模式，使徑向位移有所提高、軸向位移顯著提高，放電過程取得了更好的翻邊效果。

4.2 變形速率

圖13a為管件上點(diǎn)處徑向變形速率和徑向位移隨時(shí)間變化的規(guī)律。圖13b為點(diǎn)軸向變形速率和軸向位移隨時(shí)間變化的規(guī)律。可以看出，加載磁場(chǎng)變換器后，由于雙向電磁力加載，管件徑向和軸向的變形速率都顯著提高，徑向變形速率比傳統(tǒng)模式提高了12.1 m/s，軸向變形速率提高了25.2 m/s。結(jié)合圖12，由于端部驅(qū)動(dòng)線圈的作用使管件受到的軸向電磁力提高了2.63倍，該雙向電磁力加載模式提高了管件的軸向變形速率。電磁成形是一種高速率的成形方式，圖13中，300 μs后的徑向和軸向速度波動(dòng)不會(huì)對(duì)翻邊產(chǎn)生影響。

4.3 管件變形輪廓

圖14和圖15分別為傳統(tǒng)單一徑向電磁力加載和基于磁場(chǎng)變換器的徑、軸向雙向電磁力加載的管件翻邊輪廓。由圖14可知，傳統(tǒng)模式下，管件主要在徑向電磁力作用下發(fā)生脹形。在放電過程中，翻邊角度隨著時(shí)間逐漸增加，=500 μs時(shí)達(dá)到最大翻邊角度，但遠(yuǎn)小于90°。由圖15可知，加載磁場(chǎng)變換器后，管件不僅受到磁場(chǎng)變換器作用的徑向電磁力，也受到頂端線圈作用的軸向電磁力。管件在雙向電磁力作用下，雖然放電初始階段翻邊角度與圖14相比沒有明顯提高，但=500 μs時(shí)翻邊角度達(dá)到最大值90°。

圖11 徑向電磁力與徑向位移位置對(duì)比

圖12 軸向電磁力與軸向位移位置對(duì)比

圖13 速率與位移時(shí)間對(duì)比

圖14 傳統(tǒng)管件翻邊過程

圖15 磁場(chǎng)變換器加載下的翻邊過程

圖16為在=500 μs時(shí)2種翻邊模式的變形輪廓對(duì)比。其中圖16a為傳統(tǒng)管件翻邊模型，在=500 μs時(shí)翻邊角度為45°；圖16b為在磁場(chǎng)變換器加載下的管件翻邊模型，在=500 μs時(shí)翻邊角度為90°。由此可見，在徑、軸向力的雙向加載下，管件翻邊效果大大提高。

分析可知，當(dāng)<500 μs時(shí)，由于翻邊角度較小，管件內(nèi)側(cè)主要在徑向力作用下發(fā)生變形，2種模式下管件所受徑向力差異不大，所以翻邊角度差異不大。當(dāng)>500 μs時(shí)，翻邊角度超過45°，管件會(huì)進(jìn)一步受到軸向力作用發(fā)生變形。由于雙向電磁力加載模式中的軸向力較傳統(tǒng)模式顯著提高，使管件的翻邊極限大大提升，最大翻邊角度由傳統(tǒng)模式中的45°增加到90°。

圖16 2種翻邊模式的翻邊對(duì)比

5 結(jié)語

通過改變線圈內(nèi)半徑和外半徑，發(fā)現(xiàn)管件翻邊受徑、軸向電磁力的雙重影響。為解決傳統(tǒng)線圈加載下軸向電磁力不足導(dǎo)致管件翻邊角度較小的問題，提出了基于磁場(chǎng)變換器的加載模式，實(shí)現(xiàn)了電磁力的雙向加載。對(duì)比傳統(tǒng)線圈加載時(shí)和基于磁場(chǎng)變換器的線圈加載時(shí)管件翻邊角度、所受徑/軸向電磁力大小和變形速率，可知，新型翻邊模式中管件所受軸向電磁力提高了2.63倍，使管件翻邊角度達(dá)到90°，進(jìn)一步給出線圈、磁場(chǎng)變換器的最佳參數(shù)。顯然基于磁場(chǎng)變換器的雙向電磁力加載模型，在一定程度上解決了管件翻邊角度問題。

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Electromagnetic Flanging Forming Effect of Bidirectional Loading Tube Fittings Based on Magnetic Field Shaper

QIU Li1a,1b, TIAN Xi1a,2, WU Wei-ye1a, WANG Cheng-lin1a,3

(1. a. College of Electrical Engineering and New Energy; b. Hubei Provincial Key Laboratory of Operation and Control of Cascade Hydropower Stations, China Three Gorges University, Yichang 443002, China; 2. Changsha Power Supply Branch, State Grid Hunan Electric Power Company, Changsha 410015, China; 3. Materials Branch of State Grid Chongqing Electric Power Company, Chongqing 401121, China)

The work aims to propose a bidirectionally loaded electromagnetic flanging technology for tube fittings based on magnetic field shaper to solve the problem of non-ideal flanging effect due to the only loading of radial electromagnetic force during traditional electromagnetic flanging of tube fittings. A two-dimensional axial symmetry analysis model was established by COMSOL and the effects of coil structure parameters on radial and axial electromagnetic force distribution and tube flanging effect were studied. On this basis, the new loading method was compared with the traditional electromagnetic flanging of tube fittings from electromagnetic force, deformation rate and shape. The results showed that in the traditional electromagnetic flanging of tube fittings, the flanging angle can only reach 45°, while the maximum flanging angle was increased to 90° by the bidirectional loading method of radial-axial electromagnetic force. Obviously, this new loading method can achieve the expected effect and promote the development of electromagnetic flanging of tube fittings in the industrial field.

electromagnetic flanging of tube fittings; magnetic field shaper; bidirectional loading; flanging angle; driving coil

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.03.003

TM154

A

1674-6457(2022)03-0017-08

2021-09-09

國(guó)家自然科學(xué)基金（51877122，51707104）

邱立（1984—），男，博士，副教授，博導(dǎo)，主要研究方向?yàn)槊}沖功率成形技術(shù)、輸變電設(shè)備多物理場(chǎng)耦合分析。