扭力梁內高壓成形的起皺行為

韓 聰，張偉瑋，謝文才，苑世劍

(1.哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院150001 哈爾濱;2.一汽轎車股份有限公司，130012 長春)

(1.School of Materials Science and Engineering，Harbin Institute of Technology，150001 Harbin，China;2.FAW Car Co.，Ltd.，130012 Changchun，China)

扭力梁式后懸架在半獨立和非獨立后懸架中具備更優秀的性能，雪鐵龍、大眾晶銳以及吉利的不少轎車的后懸架都采用這種結構，它不僅成本低，而且能通過前束控制，使整車具備了良好的平順性能和操縱性能［1］.扭力梁作為扭力梁式后懸架中的最重要的部分，它的綜合機械性能直接決定著后懸架的穩定性.扭力梁的端部區域是與后懸架連接的重要區域，該區域成形效果對后續的焊接過程有很大的影響，如果成形精度不足，比如起皺、過渡減薄或者脹形率不足，都會影響到扭力梁與懸架部分的接合，從而增加焊接難度，增大焊接熱影響區，降低整體機械性能，抗疲勞性能大大降低.

在扭力梁的制造發展過程中，德國、日本、韓國都曾用機械擠壓管材的方法直接成形扭力梁試件，該方法在降低扭力梁質量增加截面抗彎模量的同時，并沒有解決成形精度低的問題，只是適用于形狀簡單的扭力梁零件［2－3］.但是隨著內高壓成形技術已經廣泛應用于異形截面的汽車零部件的制造過程［4－5］(如圖1 所示)，德國、日本以及臺灣學者相繼采用內高壓成形方法成形扭力梁試件，使成形精度大大提高，此外為了克服壁厚局部減薄嚴重的問題，增加了軸向加載工序［6－7］.但是隨著軸向加載的引入，不可避免的會出現起皺現象［8－9］.

圖1 內高壓成形異形截面零件

對于沿軸線變截面的扭力梁零件，內高壓成形通常是在內壓和軸向進給聯合作用下的復雜成形，如果內壓過高，減薄過大甚至開裂;如果軸向進給過大，會引起屈曲或起皺，只有給出內壓力與軸向進給的合理匹配關系，才能獲得合格的試件［10］.但在實際工藝控制過程中，由于摩擦等因素的影響，很難準確控制軸向力，因此在生產中通常采用的是內壓和軸向補料量之間的關系，即所謂的加載路徑［11］.在任何一個內高壓成形過程中，加載路徑都有很多種，內壓力既可以時刻隨補料量變化而變化，也可以在某一段時間內隨補料量變化而保持恒定，但是只有合理的加載路徑，才能成形出合格試件.對于扭力梁零件，合理的加載路徑可以有效的控制其端部區域起皺.

哈爾濱工業大學在對扭力梁預制坯形狀和內高壓成形過程的加載路徑等方面做了深入系統的研究，初步獲得了合理的預制坯形狀以及合理的加載路徑，從而改善扭力梁的壁厚分布和提高扭力梁的成形精度，并有效的避免端部起皺現象，但是對不同軸向加載過程扭力梁起皺的機理還缺乏詳細的分析［12－13］.本文主要從數值模擬和實驗兩個方面探索不同加載路徑下端部區域的應力分布軌跡圖以及受力狀態，利用數值模擬直觀分析變形過程起皺的產生機理，并通過實驗過程得以驗證.

1 試件與材料

圖2 所示為內高壓成形后扭力梁零件形狀，從圖2 中可以看出，扭力梁沿軸線方向，截面形狀變化比較復雜.圖3 所示為端部區域切割后待裝配的扭力梁零件，圖3 中圈出的區域就是容易起皺的區域，也是與后懸架裝配區域，該截面形狀呈橢圓形，內高壓過程不恰當的軸向加載即可引起起皺行為，不利于裝配.所以研究起皺形成機制，設計合理的加載路徑尤為重要.主要成形工序包括預成形、合模和內高壓成形3 個主要步驟.

管坯的材料為低碳鋼，初始直徑為89 mm，壁厚為2.5 mm，材料屈服強度σs=272 MPa，抗拉強度σb=428 MPa，均勻延伸率為δ=28%，材料加工硬化指數n=0.156，厚向各向異性系數r=0.927，強度系數K=661 MPa.

圖2 扭力梁三維模型

圖3 端部切割后待裝配的扭力梁三維模型

2 結果與分析

2.1 實驗方案

為了研究支撐壓力和補料量對起皺的影響規律，分別設計如下方案，即內壓力與補料量的匹配關系，如圖4 所示.研究過程采用單一變量原則，保證其中的一個參數不變，改變另一個參數，分析其變化規律.支撐壓力分別設計為10、20、30、40、50 MPa，此時補料量固定為15 mm 不變，如圖4(a)所示;補料量分別設計為10、15、20 mm，此時支撐壓力固定為30 MPa 不變，如圖4(b)所示.最終整形壓力均為100 MPa.

圖4 實驗方案

2.2 支撐壓力對起皺的影響

不同支撐壓力下，端部區域的起皺情況如圖5所示，試件的皺紋位于凸起的區域的根部，該處金屬流動困難，發生堆積而起皺.當支撐壓力為10 MPa 時補料，端部區域存在很深的皺紋，當整形壓力到達100 MPa 時仍舊不能展平，該皺紋為死皺;當支撐壓力為20 MPa 時補料，仍舊在端部區域存在皺紋，隨內壓的提高，皺紋深度和寬度減小，但是仍舊沒有消失;當支撐壓力為30 MPa 時補料，隨著內壓的提高100 MPa，不再存在皺紋，獲得合格試件;當支撐壓力為40、50 MPa 時補料，同樣不存在皺紋，獲得合格試件.可見，支撐壓力的提高，有助于皺紋的消失，但是支撐壓力從30 MPa升高到50 MPa，端部區域的增厚率分別為6.0%、4.4%、3.2%，呈遞減趨勢，因為受摩擦的影響，支撐壓力越大，金屬流動越困難，補料越集中于端口位置.從實驗結果看，綜合考慮各方面因素，支撐壓力并不是越大越好，支撐壓力為30 MPa就是一個合理工藝參數.

圖5 不同支撐壓力下的試件

2.3 補料量對起皺的影響

圖6 所示為實驗得到的不同補料量下端部區域的起皺情況，此時支撐壓力均為30 MPa.當補料量為10 mm 時，端部區域不存在皺紋;當補料量為15 mm 時，端部區域仍舊不存在皺紋;當補料量為20 mm 時，端部區域存在皺紋，隨著內壓提高到100 MPa，皺紋不能消失，為死皺.補料量從10～15 mm，試件最大減薄率(最大減薄位置位于凸起的區域)分別為15.2%和8.8%，減薄得到改善，由此可見補料對改善壁厚是有顯著效果的，但是補料過大也會引起端部區域的起皺，合理控制補料量是很必要的.

圖6 不同補料量下的試件

3 應力狀態與起皺形成機制

3.1 有限元分析模型

扭力梁內高壓成形過程，由于模具的閉合，皺紋的形成過程不可見，為深入分析起皺形成原因，采用數值模擬的方法，深入研究軸向應力對起皺形成機制的影響規律.數值模擬過程采用通用有限元分析軟件DYNAFORM5.6，有限元分析模型如圖7 所示.數值模擬方案與實驗完全相同.

圖7 有限元模型

3.2 起皺形成機制

成形過程，內壓力相對于環向拉應力和軸向壓應力數值很小，應力狀態接近于平面應力狀態.首先將補料量固定為15 mm，將支撐壓力分別為10、20、30、40、50 MPa 時，分析其過程，取端部區域同一節點，分析不同支撐壓力時，該節點同一時刻的應力值.圖8 所示為不同支撐壓力下起皺處的應力狀態，圖9 所示為不同支撐壓力下的變形過程的應力軌跡.從圖8和圖9 可以看出，該節點均環向受拉應力作用，軸向受壓應力作用，但應力的數值有所差別.當支撐內壓分別為10、20、30、40、50 MPa 時，軸向壓應力為－556、－531、－469、－474、－470 MPa;隨著支撐壓力的升高，軸向壓應力的絕對值降低，環向拉應力的絕對值增大.但是當支撐壓力超過30 MPa時，環向拉應力變化明顯，軸向壓應力變化不大，從圖9 中也可以看出，端部區域變形開始都是先脹形減薄，最終結果是壁厚均增厚，對于支撐壓力為30、40、50 MPa 時，隨著支撐壓力的增大，摩擦也增大，補料易受摩擦影響，容易在端口堆積，向端部區域補料逐漸減少.因此，提高支撐壓力能降低軸向壓應力絕對值，減小失穩起皺趨勢，但是支撐壓力也不能過高，30 MPa 比較合適.

圖8 不同支撐壓力下起皺區域受力狀態

圖9 不同支撐壓力下起皺區應力軌跡分布

固定支撐壓力為30 MPa，將補料量分別為10、15、20 mm 時端部區域同一節點在同一時刻的應力數值進行對比.圖10 所示為不同補料量下起皺區域的應力狀態，圖11 所示為不同補料量下的變形過程的應力軌跡.該區同樣處于環向受拉、軸向受壓的狀態.當補料量分別為10、15、20 mm時，軸向壓應力為－431、－469、－550 MPa;隨著補料量的增大，軸向壓應力的絕對值升高，環向拉應力的絕對值增大，起皺趨勢增加.當補料量為20 mm，出現皺紋.

圖10 不同補料量下起皺區域受力狀態

圖11 不同補料量下起皺區應力軌跡分布

4 結論

1)支撐壓力對扭力梁內高壓成形時皺紋的形成有著顯著影響，隨著支撐壓力的提高，軸向壓應力的絕對值在降低，起皺的趨勢也在降低，直至完全消除.

2)補料量對扭力梁內高壓成形時皺紋的形成也有著顯著影響，隨著補料量的增大，軸向壓應力的絕對值在升高，起皺的趨勢在升高，直至形成死皺.

3)對于文中研究的低碳鋼扭力梁零件，為了使內高壓成形過程有效的避免起皺，合理支撐壓力為30 MPa，合理補料量為15 mm.

［1］EWBANK D C，ALLTON D，WHITEHEAD J P，et al.Torsion beam rear suspension with toe-controlled compliant hubs［J］.SAE Technical Paper 2000－01－0094，2000，doi:10.4271/2000－01－0094.

［2］KIM S H.Tool design for the tubular press forming of a rear suspension member with the finite element analysis［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，192－193:181－187.

［3］HANSEN R，WECKER G.Method of deforming an initial pipe having a circular cross-section into a U-shaped and device for carrying out the method:US，6119501 A［P］.2000－09－19.

［4］苑世劍，何祝斌，劉鋼，等.內高壓成形理論與技術新進展［J］.中國有色金屬學報，2011，21(10):2523－2533.

［5］MIHARA Y.Development of tube hydroforming technology and research on formability of tube in Japan［C］//Proceedings of the 5th International Conference on Tube Hydroforming.Ken-ichi Japan:［s.n.］，2011:26－36.

［6］SCHNEIDER K，CHOI H，OH J，et al.High strength hydroformed automotive part developed by POSCO［C］//Hydroforming of sheet-tubes and profiles.Fellbach，Germany:［s.n.］，2008:61－76.

［7］Chiu Huang C K，Cheng P K，Lee C S，et al.The development of hydroformed rear twist beam for the automotive chassis［C］//Proceedings of the 4th International Conference on Tube Hydroforming.Kaohsiung，Taiwan:［s.n.］，2009:208－213.

［8］湯澤軍，何祝斌，苑世劍.內高壓成形過程塑性失穩起皺分析［J］.機械工程學報，2008，44(5):34－38.

［9］王小松，苑世劍，王仲仁.內高壓成形起皺行為的研究［J］.金屬學報，2003，39(12):1276－1280.

［10］苑世劍.現在液壓成形技術［M］.北京:國防工業出版社，2009:36－37.

［11］苑世劍.輕量化成形技術［M］.北京:國防工業出版社，2010:11－23.

［12］韓聰，張偉瑋，苑世劍.預制坯形狀對扭力梁內高壓成形的影響分析［J］.材料科學與工藝，2011，19(4):1－6.

［13］張偉瑋，韓聰，苑世劍.加載路徑對扭力梁內高壓成形壁厚分布和精度的影響［J］.材料科學與工藝，2012，20(4):1－6.