中型卡車脹壓成形橋殼預成形管坯的設(shè)計及成形分析

王連東　龐　蒙　周立鳳　崔亞平

燕山大學,秦皇島,066004

中型卡車脹壓成形橋殼預成形管坯的設(shè)計及成形分析

王連東龐蒙周立鳳崔亞平

燕山大學,秦皇島,066004

基于圓形管坯壓制成異型截面的變形分析，提出了中型卡車脹壓成形橋殼預成形管坯的設(shè)計準則。針對載重5t卡車橋殼,介紹了脹壓成形的工藝過程，設(shè)計30組前蓋半徑、后蓋半徑不同的預成形管坯,使用ABAQUS軟件進行整個成形過程的有限元模擬。通過對預成形管坯液壓脹形過程和壓制成形過程的成形性分析,確定了前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的取值范圍。選取基準回轉(zhuǎn)體及一種典型的非對稱預成形管坯,分別進行脹壓成形實驗,結(jié)果表明：前者壓制成形階段后蓋處脹裂，后者成功地試制出樣件，成形狀況好，而且成形過程中管坯壁厚值與模擬值基本吻合。

汽車橋殼；脹壓成形；預成形管坯；設(shè)計準則；有限元模擬

0　引言

管材液壓脹形工藝可簡化制件的制造工藝、減輕制件質(zhì)量、提高制件強度剛度，已經(jīng)被廣泛用于航空、航天和汽車等領(lǐng)域。針對形狀復雜的管件，需要先對初始管坯進行預成形，再進行液壓脹形成形。Nikhare等[1]用有限元軟件數(shù)值模擬了預成形管坯在不同的內(nèi)壓與軸向進給條件下的液壓脹形過程,研究了預成形對液壓脹形成形性的影響，并預測了極限變形量。苑世劍等[2]在轎車副車架液壓脹形研究中,將預脹形管坯橫截面壓制成凹曲線狀,有效降低了成形時的液壓脹形壓力。近年來出現(xiàn)了鋼管徑壓脹形工藝：將管材放在成形模具的下模內(nèi)，先液壓脹形至一定尺寸,再通過上模施加壓力，使管坯在液體內(nèi)壓及模具外壓共同作用下成形為異型截面的制件[3]。Hwang等[4-5]采用數(shù)值模擬方法研究了圓形管材徑壓脹形為矩形、三角形截面零件的成形過程,結(jié)果表明徑壓脹形工藝可以有效改善管件的壁厚分布并降低成形液壓力。Kang等[6]采用數(shù)值模擬方法研究了圓形管材徑壓脹形成復雜截面零件的過程，并分析了管材尺寸對成形性能的影響。

汽車橋殼屬于大型復雜截面管類件,直接采用液壓脹形成形極為困難。王連東等[7]提出了汽車橋殼脹壓成形新工藝,即將一定規(guī)格的無縫鋼管兩端進行縮徑、中部進行液壓脹形后得到軸對稱狀的預成形管坯，對其內(nèi)部充液(水)后用模具壓制成形。崔亞平等[8]給出了軸對稱狀預成形管坯的設(shè)計方法，并試制出小型汽車橋殼模擬樣件，樣件成形性好，而且成形壓力較低。

中型卡車脹壓成形橋殼,后蓋與前蓋差異大,在前期實踐中發(fā)現(xiàn),采用軸對稱預成形管坯壓制成形時成形性較差。本文通過對壓制成形過程進行變形分析,提出非對稱狀預成形管坯的設(shè)計方法,將基準半徑、前蓋半徑、后蓋半徑作為預成形管坯橋包設(shè)計的關(guān)鍵參數(shù),并給出前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的定義，通過有限元模擬分析了液壓脹形及壓制成形過程的成形性，確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的取值范圍。

1　圓形截面壓制成異型截面的變形分析

圖1所示為某中型卡車脹壓成形橋殼管件，中部為異型截面的橋包，橋包兩側(cè)為矩形截面錐體，錐體外側(cè)為方形或接近方形直管，兩端部分為圓管。橋包由橋梁和后蓋、附加前蓋組成，橋梁前側(cè)、后側(cè)的過渡圓角為R1、R2。切除前蓋后即為橋殼本體。

圖1　某中型卡車脹壓成形橋殼管件

假想中間異型截面壓制成形前是半徑為R0的圓截面,壓制成形過程如下：

(1)將圓形管坯放置在上模、下模之間，如圖2a所示。管坯上點a、b、c、d分別與上模、下模接觸，點g、h位于管坯軸線上。由于下模型腔小于上模型腔，所以下模型腔內(nèi)部的弧cfd較上模型腔內(nèi)部的弧aeb短，管坯軸線下側(cè)的弧cg比軸線上側(cè)的弧ag長。

(2)上模、下模分別從上下兩側(cè)向管坯軸線壓制，直到接觸前模、后模為止，如圖2b所示。上下模對向壓制過程中，圓形管坯被逐漸壓扁，同時弧aeb、cfd分別向上模型腔、下模型腔流動少許，左右兩側(cè)的圓弧agc、bhd被壓扁，呈軸線上側(cè)窄下側(cè)寬的非對稱狀。

(3)向管坯內(nèi)充液，壓力為p0,將前模、后模從左右兩側(cè)向中心壓制，壓制過程中保持內(nèi)壓p0不變。壓制過程中,圖2b中軸線上側(cè)的弧a1g1向上模型腔流動一部分,另一部分被壓制成橋梁;軸線下側(cè)的弧c1g1向下模型腔流動少許,大部分被壓制成橋梁。壓制后，弧a2e2b2和弧c2f2d2未完全接觸上模型腔、下模型腔，橋梁上側(cè)過渡圓角較大，橋梁下側(cè)過渡圓角較小，如圖2c所示。

(4)增壓校形。將管坯內(nèi)液體壓力增大至p1進行校形，使弧a3e3b3、c3f3d3完全貼模，如圖2d所示。

(a)上下模壓制前(b)上下模壓制結(jié)束

(c)前后模壓制結(jié)束(d)增壓校形1.上模　2.前模　3.后模　4.下模圖2　圓形管坯橫截面壓制過程分析

通過對壓制成形過程進行分析可知，圓形管坯壓制成上下不同的異型截面時存在以下問題:①橋梁上側(cè)過渡圓角偏大，上模型腔最深處的管坯可能由于脹形量大而脹裂;②橋梁下側(cè)過渡圓角偏小,導致橋梁部分產(chǎn)生向內(nèi)的凹陷,嚴重時可能導致壓裂。

欲改善預成形管坯的壓制成形性,需減小圓形管坯軸線下側(cè)的弧長，同時加大軸線上側(cè)的弧長，即保持管坯軸線上點g、h的曲率半徑不變,逐漸減小軸線下側(cè)各點的曲率半徑，逐漸加大軸線上側(cè)各點的曲率半徑，將預成形管坯橋包部分設(shè)計成非對稱狀，如圖3所示。將中間橫截面上位于管坯軸線上點g、h處的半徑稱為基準半徑R0，將軸線上側(cè)最高點n、下側(cè)最低點m處的曲率半徑分別稱為后蓋半徑Rn、前蓋半徑Rm。

(a)縱截面(b)中間橫截面圖3　非對稱預成形管坯

2　非對稱預成形管坯的設(shè)計準則

中型卡車脹壓成形橋殼預成形管坯的設(shè)計準則設(shè)定如下：

(1)預成形管坯與橋殼制件的長度相同。

(2)設(shè)計回轉(zhuǎn)體狀基準預成形管坯。按預成形管坯截面周長與橋殼管件對應部分截面周長不變的條件,確定基準回轉(zhuǎn)體的截面半徑。

(3)修正橋包部分的尺寸。確定中間橫截面前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn。Rm、Rn與基準半徑R0之間存在比例關(guān)系,即

Rm=KmR0

(1)

Rn=KnR0

(2)

將Km、Kn分別定義為前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)。

(4)確定非對稱預成形管坯的形狀。保持橋包兩側(cè)管坯為軸對稱狀,橋包部分為軸線上側(cè)大下側(cè)小的非對稱狀,如圖3所示。

前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的大小決定了預成形管坯的形狀，關(guān)系著液壓脹形時能否成形，直接影響壓制成形的成敗。下文以載重5t卡車橋殼為例,通過有限元模擬分析液壓脹形過程、壓制成形過程的成形性,確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的取值范圍。

3　研究對象

載重5t卡車橋殼為典型的中型卡車橋殼,中間截面橋梁的高度為340mm、寬度為114mm。兩端部圓管外徑de=110mm,內(nèi)側(cè)方形管的高度為110mm。選取Q345B無縫鋼管,初始外徑d0=180mm、壁厚t0=7mm。材料強度極限σb=510MPa,屈服極限σs=345MPa,泊松比μ=0.3,延伸率δ=21%,硬化指數(shù)為0.2。根據(jù)預成形管坯設(shè)計準則,確定回轉(zhuǎn)體狀基準預成形管坯,中間截面基準半徑R0=164.5mm。

(a)第一次脹形管坯

(b)第二次脹形管坯

(c)預成形管坯圖4　預成形管坯制造工藝簡圖

初始管坯端部經(jīng)過一定量的縮徑后,中部進行第一次液壓脹形,外徑脹形至260mm,如圖4a所示,脹形系數(shù)為1.44；退火后對中部進行第二次液壓脹形,得到軸線上側(cè)大、下側(cè)小的橋包,中間截面上的最小值、最大值分別為前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn,如圖4b所示。對兩側(cè)部分進行縮徑得到非對稱的預成形管坯,如圖4c所示。預成形管坯壓制成形后得到圖1所示的橋殼管件。

4　前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的確定

4.1預成形管坯方案設(shè)計

在第一次液壓脹形管坯的基礎(chǔ)上,改變第二次液壓脹形管坯中間截面前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn的數(shù)值,可得到不同的預成形管坯。設(shè)定Rm取164.5，162.0，160.0，155.0，150.0 mm 5個數(shù)值,Rn取164.5，170.0，172.5，175 ，177.5 ，180 mm 6個數(shù)值,共得到30組不同尺寸的預成形管坯，其中包括回轉(zhuǎn)體狀的基準預成形管坯。4.2預成形過程有限元模擬

4.2.1第一次液壓脹形

使用有限元分析軟件ABAQUS進行管坯縮徑、液壓脹形、壓制成形過程的模擬,鑒于管件的結(jié)構(gòu)前后、左右對稱,可采用四分之一管坯和模具型腔進行模擬仿真。第一次液壓脹形的有限元模型如圖5所示,使用Solid45單元對管坯進行網(wǎng)格劃分，建立剛-柔接觸，通過在管坯內(nèi)部施加壓力載荷，在模具上施加位移來模擬管坯的脹形過程。第一次液壓脹形后管坯脹形區(qū)直徑為260 mm、壁厚為6.1 mm,如圖6所示。

圖5　第一次液壓脹形有限元模型

圖6　第一次液壓脹形后模擬管坯

4.2.2第二次液壓脹形

將第一次液壓脹形管坯重新導入ABAQUS中并賦予原來的屬性(相當于去應力處理)進行第二次液壓脹形,得到的管坯如圖7所示。針對30組不同的第二次液壓脹形管坯,分析成形情況。

圖7　第二次液壓脹形后模擬管坯

(1)前蓋半徑Rm對成形性的影響。隨著Rm數(shù)值的減小,其與基準半徑R0的差值增大,第二次脹形時前蓋半徑處的脹形系數(shù)減小,容易失穩(wěn)起皺。當Rm等于150.0 mm時,脹形過程中前蓋半徑附近由于軸向補料過多，失穩(wěn)起皺，無法通過合模后的增壓校形消除，形成了“死皺”，如圖8所示。進一步的模擬結(jié)果表明,當Rm小于155.0 mm時，脹形過程中容易失穩(wěn)起皺。由此確定Rm的范圍選取在155.0～164.5 mm,相應的前蓋系數(shù)Km為0.94～1.00。

圖8　脹形失穩(wěn)起皺

(2)后蓋半徑Rn對成形性的影響。隨著Rn的增大,后蓋半徑處的管坯壁厚減薄率增大,壁厚減薄率達到臨界值時將導致管坯脹裂。通過測量剩余24組(去掉Rm=150 mm的6組樣件)第二次液壓脹形管坯后蓋半徑處的最小壁厚,計算出壁厚減薄率η，如表1所示。

表1　管坯后蓋半徑處的壁厚減薄率η　%

文獻[9]給出了管坯脹形時脹裂判據(jù):脹裂時管坯壁厚方向的應變(近似等于減薄率)等于材料的均勻延伸率δ。鑒于初始管坯存在一定的壁厚偏差,而且經(jīng)過了第一次液壓脹形，第二次脹形時的壁厚臨界減薄率ηc按下式近似確定:

ηc=0.8δ

(3)

對于Q345B管材,延伸率δ=21%,臨界減薄率ηc=16.80%。由表1可知,對應Rn=180.0 mm的4組第二次液壓脹形管坯,后蓋半徑處的壁厚減薄率均大于臨界減薄率，由此確定后蓋半徑Rn的尺寸范圍為164.5～177.5 mm,相應的后蓋系數(shù)Kn為1.00～1.08。

4.3壓制成形

保留Rm取值164.5 ,162.0 ,160.0,155.0 mm，Rn取值164.5,170.0,172.5,175.0,177.5 mm時的20組第二次液壓脹形管坯，進行第三、第四次縮徑，得到20組不同的預成形管坯，如圖9所示。

圖9　預成形管坯

預成形管坯經(jīng)過退火處理后,按照上文中給定的加載方式進行壓制成形模擬。圖10所示為壓制成形時的有限元模型,前模、后模對向壓制過程中,管坯內(nèi)充液壓力為5 MPa，壓制結(jié)束后增壓至45 MPa進行管坯校形。壓制后得到橋殼樣件如圖11所示。

圖10　壓制有限元模型

圖11　橋殼樣件

對得到的20組壓制橋殼樣件進行成形性分析,選取中間橫截面，分別測量后蓋半徑處的壁厚，計算最大壁厚減薄率；測量橫截面上橋梁前側(cè)、后側(cè)過渡圓角R1、R2的半徑。

4.3.1壁厚減薄率

壓制過程中,橋殼后蓋半徑處是壁厚最小也是最易脹裂的危險區(qū)域。20組壓制橋殼模擬樣件后蓋半徑處的壁厚減薄率如表2所示。

表2　橋殼樣件后蓋最高點壁厚減薄率η　%

由表2中的數(shù)據(jù)可知,后蓋半徑Rn的大小對壁厚減薄率有顯著影響,隨著Rn的增大,壁厚減薄率逐漸減小;前蓋半徑Rm的大小對后蓋的壁厚減薄率影響不大。

依據(jù)式(3)給定的脹裂的近似判據(jù)可知:Rn=164.5 mm的4組壓制成形樣件,后蓋半徑處的壁厚減薄率均大于臨界減薄率,成形時可能脹裂。由此進一步確定Rn的選取范圍為170.0～177.5 mm,相應的后蓋系數(shù)Kn為1.03～1.08。

4.3.2橋梁過渡圓角半徑

橋梁處的過渡圓角大小要合適,過渡圓角過小導致壓制后的殘余應力過大影響使用壽命，前側(cè)圓角過大將導致切割附加前蓋后剩余的平面過小，無法焊接加強圈,后側(cè)的過渡圓角過大則影響輪廓美觀。圖12為橋殼樣件最大橫截面示意圖，分別測量剩余16組壓制橋殼模擬樣件，中間橫截面橋梁前側(cè)、后側(cè)過渡圓角半徑，結(jié)果如表3、表4所示。

圖12　橋殼樣件最大橫截面

mm

表4　橋梁后側(cè)過渡圓角半徑R2　mm

由表3可知,橋梁前側(cè)過渡圓角半徑R1隨著前蓋半徑Rm的減小而增大,后蓋半徑Rn對R1的影響不顯著。由表4可知，前蓋半徑Rm不變時,過渡圓角半徑R2隨后蓋半徑Rn的增大而逐漸減小;半徑Rn不變時,圓角半徑R2隨前蓋半徑Rm的減小而逐漸增大。

結(jié)合載重5 t卡車橋殼結(jié)構(gòu)的要求,確定前蓋半徑Rm范圍為155.0～162.0 mm,后蓋半徑Rn范圍為172.5～177.5 mm，橋梁前后側(cè)的過渡圓角符合要求。相應地確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的范圍分別為0.94～0.98,1.05～1.08。

5　脹壓成形實驗

針對模擬的載重5 t卡車脹壓成形橋殼,選取兩種規(guī)格預成形管坯，按照有限元模擬中相同的工藝進行脹壓成形實驗。第一種為基準回轉(zhuǎn)體狀預成形管坯，中間截面基準半徑R0=164.5 mm；第二種為非對稱預成形管坯,中間截面基準半徑R0=164.5 mm,前蓋半徑Rm=162.0mm，后蓋半徑Rn=175.0mm。

預成形管坯壓制成形實驗中,采用的加載路徑為：管坯定位后，上下模對向壓制到位，其中上模壓制位移為45 mm，下模壓制位移為55 mm；管坯充液至5 MPa,前后模對向壓制直到兩側(cè)平面間距達到110 mm為止,壓制過程中保持內(nèi)壓5～6 MPa;壓制結(jié)束后增壓至45 MPa進行管坯校形。

實驗結(jié)果表明,第一種回轉(zhuǎn)體狀基準預成形管坯在最后壓制成形階段，后蓋處產(chǎn)生垂直于管坯軸線的裂紋，如圖13所示。在有限元模擬中，對應后蓋最高點，預成形管坯的壁厚為5.53 mm,壓制成形后的壁厚為4.57 mm,壁厚減薄率為17.36%,超過了臨界減薄率16.80%。

圖13　第一種預成形管坯壓制成形樣件

(a)主視圖

(b)側(cè)視圖圖14　第二種預成形管坯壓制成形樣件

第二種非對稱預成形管坯,壓制成形后的樣件成形狀況好,后蓋部分未脹裂,如圖14所示,橋梁前側(cè)的過渡圓角半徑為12.5 mm,橋梁后側(cè)的過渡圓角半徑為19 mm,與模擬值基本吻合。在通過前后蓋最高點的縱向截面上，以中心線為起點沿軸向每隔20 mm利用超聲波測厚儀測量管坯前后蓋側(cè)的壁厚，測量值如圖15所示，圖中亦給出了有限元模擬的仿真值。由圖15可知：脹壓成形橋殼的壁厚由中心向端部逐漸增大,符合使用性能的要求；實驗值與有限元模擬值基本吻合，其中后蓋最高點處壁厚的實驗值為4.85 mm,較仿真值4.67 mm大3.85%，而前蓋最高點壁厚的實驗值為5.49 mm，較模擬值5.34 mm大2.81%。

(a)后蓋側(cè)沿軸向壁厚分布

(b)前蓋側(cè)沿軸向壁厚分布圖15　橋殼樣件前后蓋側(cè)的壁厚分布

6　結(jié)論

(1)提出中型卡車脹壓成形橋殼預成形管坯的設(shè)計準則：首先按照管坯截面長度與帶有附加前蓋的橋殼管件對應部分截面長度不變的條件，確定基準回轉(zhuǎn)體；然后修正基準回轉(zhuǎn)體橋包部分的尺寸,減小前蓋曲率半徑、增大后蓋曲率半徑，得到非對稱狀的預成形管坯。

(2)針對載重5 t中型卡車橋殼，設(shè)計前蓋半徑、后蓋半徑不同的預成形管坯，使用ABAQUS軟件模擬整個成形過程。通過管坯液壓脹形過程和壓制成形過程的成形性分析，最后確定前蓋系數(shù)Km的范圍為0.94～0.98,后蓋系數(shù)Kn的范圍為1.05～1.08。

(3)在有限元模擬的基礎(chǔ)上，選取基準回轉(zhuǎn)體及前蓋半徑為162.0 mm、后蓋半徑為175.0 mm的非對稱預成形管坯，分別進行脹壓成形實驗,結(jié)果表明:前者在壓制成形階段,后蓋處產(chǎn)生垂直于軸線方向的裂紋；后者成功試制出樣件，成形狀況好，而且測得的成形過程中的壁厚值與模擬值基本吻合。

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(編輯盧湘帆)

Preforming Tube’s Design and Deformation Analyses of Medium-sized Truck Bulging-pressing Axle Housing

Wang LiandongPang MengZhou LifengCui Yaping

Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004

This paper proposed the preforming tube’s design criteria of medium-sized truck bulging-pressing axle housing based on the deformation analyses of round tube blank pressed into special section.For a truck axle housing with the load of 5 t,the bulging-pressing deformation technology was introduced and 30 groups of preforming tubes with different front cover ratius and different rear cover ratius were designed.And the whole forming process was simulated by using ABAQUS software.Through the formability analyses of preforming tube’s bulging and pressing processes,the front cover scaling factorKmand the rear cover scaling factorKnwere determined.The reference body of revolution and a typical non-symmetrical preforming tube were selected for bulging-pressing tests.It is found that the former’s rear cover is cracked in the forming process and the later successfully trial produces sample with good forming,and the measured values generally align with the simulated values of wall thickness in the forming process.

automobile housing;bulging-pressing deformation;preforming tube;design criteria;finite element simulation

2014-08-25

河北省自然科學基金資助項目(E2012203022)

TG316< class="emphasis_italic">DOI

：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.12.021

王連東，男，1967年生。燕山大學車輛與能源學院教授、博士研究生導師。主要研究方向為液壓脹形工藝。獲省部級科技進步一等獎1項、二等獎1項。發(fā)表論文60余篇。龐蒙,女,1988年生。燕山大學車輛與能源學院碩士研究生。周立鳳，女,1987年生。燕山大學車輛與能源學院碩士研究生。崔亞平，女，1978年生。燕山大學車輛與能源學院實驗師。