管狀變截面汽車扭力梁內高壓成形工藝

黃曉峰，胡勇，易成坷，王喆，薛克敏

（1. 安徽江淮福臻車體裝備有限公司，合肥 230093；2. 合肥工業大學，合肥 230009）

扭力梁零件是汽車后懸掛裝置中最重要的結構部件，其對于車輛行駛中保持平穩以及減震起著十分重要的作用和安全保障[1—2]。傳統扭力梁通常是由4～6 mm厚單層板沖壓成形的V型或者U型板材和實心穩定桿組合而成，而通常這樣的扭力梁零件往往在變形區和非變形區之間存在應力的高度集中區域，導致零件疲勞強度大大降低。隨著輕量化技術越來越多地應用于汽車零部件的結構設計，傳統的扭力梁由于本身質量較大，越來越難以滿足汽車輕量化的行業需求[3—6]。采用管材代替傳統的板材，將扭力梁設計為空心變截面的形式，是近年來汽車行業發展的趨勢。空心變截面扭力梁優點有兩個：一方面，約3 mm壁厚的管狀截面零件即可以滿足扭力梁強度、扭轉剛度和疲勞性能的使用要求，而無需增加實心穩定桿，大大減輕了扭力梁零件的重量；另一方面可以顯著提高零件的結構連續性和整體機械性能[7—8]。

目前，對于管材扭力梁的成形方式主要有冷沖壓、熱沖壓和內高壓成形。采用冷沖壓工藝存在成形精度較差的問題，只適合形狀簡單的管材扭力梁零件；而采用熱沖壓工藝成形管材扭力梁，其工序復雜、生產成本高[9]。內高壓成形技術由于在成形復雜截面形狀的空心零件方面具有諸多優勢，在國內外汽車工業和研究領域受到越來越多的青睞和關注[10]。韓國學者采用內高壓成形技術，成功制備出機械性能和形狀精度比機械擠壓方式更高的扭力梁零件[11]。德國學者成功以壁厚僅2.6 mm的高強鋼為管坯，采用內高壓技術成形出了合格的扭力梁件[12]。

文中以管狀變截面汽車扭力梁為研究對象，采用數值模擬和實驗相結合的方法，重點研究了預成形件形狀、內壓力通入時機和初始壓力值對扭力梁內高壓成形的影響，并在此基礎上開展了工藝試驗，成功制備出形狀尺寸合格的扭力梁零件。

1 工藝分析與成形方案

1.1 零件結構和尺寸特征

扭力梁數模及其典型截面形狀見圖1，工件為左右對稱結構，平均壁厚約3.2 mm。A-A截面為其對稱面，AB段截面形狀一致，B至G段截面形狀沿軸線變化差異大，逐漸由近似 V形截面過渡到端部近似梯形截面。沿軸線方向截面周長變化也較大，周長最小截面為A-A面，其外表面周長為314.16 mm；周長最大截面為修剪前的G-G截面，其外表面周長為332.86 mm。

圖1 扭力梁件數模及其截面Fig.1 Mathematical model and cross-section of torsion beam part

1.2 管坯選擇

初始管坯材料選用汽車結構用熱連軋鋼QSTE590，其屈服強度≥590 MPa。以工件最小截面周長確定管坯外徑選為Φ100 mm，據零件厚度要求選定管坯厚度為3.5 mm。

1.3 成形方案設計

根據扭力梁工件的結構特點和內高壓成形的一般規律，采用兩步成形法。首先對管坯進行預成形，即通過機械壓制的方法成形出工件截面的大致形狀，并合理分配各區域材料。再對預成形件進行內高壓脹形，即在管坯中通入液體作媒介對材料傳遞高壓，使預成形件與終成形模具貼合完全，成形出最終工件。

2 數值模擬

2.1 有限元模型的建立

將工件原始數模外端被修剪的梯形截面部分修補還原，并在端口添加工藝補充圓管，建立新的成形件數模見圖 2。文中所使用有限元分析軟件采用LS-DYNA求解器，扭力梁預成形和內高壓成形的有限元分析模型見圖3，管坯選用Belytschko-Tsay殼單元，摩擦因數選擇鋼材冷沖壓通用數值 0.125，模具定義為剛性體。

圖2 成形件數學模型Fig.2 Mathematical model of forming part

圖3 有限元分析模型Fig.3 Finite element analysis model

2.2 預成形模擬結果

決定預成形件成形質量的關鍵形狀參數為預成形模具V面下模導向角а、模具T面下模導向角β，其中V面對應內高壓工件的V型段截面，T面對應內高壓工件的梯形段截面，見圖4。模擬發現，當V面下模導向角а>70°、T面下模導向角β>75°時，會分別導致預成形管件 V型段和梯形段寬度較大，容易在內高壓成形合模階段產生咬邊現象；若а<60°、β<65°，會分別導致預成形管件V型段和梯形段上模圓角處管坯壁厚較薄，在后續內高壓成形階段有發生破裂的危險。

當а=64°、β=68°時所得預成形件厚度見圖 5，可知壁厚分布為3.33～3.72 mm，最大減薄率為4.8%，最大增厚率為 6.2%，預成形件厚度分布較為均勻，無明顯缺陷。影響扭力梁件內高壓成形質量的因素較為復雜，預成形件形狀只是其中之一，文中通過模擬確定а應介于 60°～70°之間，β應介于 65°～75°之間，后續內高壓成形中均采用а=64°、β=68°時所得預成形件。

圖4 預成形模具V面、T面Fig.4 V and T cross section of preforming die

圖5 預成形件厚度分布(mm)Fig.5 Thickness distribution of the preformed part

2.3 內高壓成形

在液壓成形技術中，高壓液體的通入時機通常有兩種：模具合模之后通入；模具合模過程中即通入。兩種液壓通入時機下的加載路徑見圖6，其中0～0.02 s為模具合模階段，0.02～0.45 s為內高壓脹形階段。兩種液壓通入方式下扭力梁件的成形過程及最終厚度分布見圖7，可以看出，合模之后通入液壓，成形結束壁厚分布在2.68～3.78 mm，在梯形段的上模圓角和下模圓角處存在嚴重的減薄，最大減薄率達23.4%，由工件的結構可知梯形段截面周長較初始管坯大，在脹形的最后階段圓角處由于坯料不足發生較為嚴重的減薄。同時，在圓弧過渡段的上模弧面區域存在坯料的增厚和堆積，該區域難以脹起貼合模具。而合模過程中即通入壓力，成形結束后壁厚分布為 3.04～3.79 mm，最大減薄率為13.1%，最大增厚率為8.3%，最小壁厚出現在B區域，該區域是內高壓成形中的小圓角區，并且截面形狀和周長變化大，是扭力梁成形中的難點；最大壁厚出現在 H區域，該區域管件寬度變化大，預成形件在內高壓合模過程中金屬與下模型腔壁接觸，流動較為困難，因此發生一定程度的坯料增厚。

綜合比較兩種液壓通入方式，合模中通壓成形的扭力梁件最大減薄率顯著減小，關鍵特征部位的坯料減薄相比合模后通壓工藝有明顯改善，且工件與模面貼合狀況更良好，成形尺寸精度更高。分析原因主要在于兩點：① 由工件的結構特點限制，梯形段及圓弧過渡段截面尺寸顯著大于初始管坯（截面尺寸最大的梯形段，截面周長為332.8 mm，最小的V形段截面，截面周長為314.2 mm），脹形的過程中這兩個區域坯料不足；同時這兩個區域上均存在難成形的小圓角區，小圓角區在成形的最后階段發生脹形，此時由于液壓力大，造成管坯與模具間摩擦力大，周圍金屬難以流動對圓角區進行補料，因此出現局部減薄嚴重的缺陷，采用合模中通壓工藝，在合模過程中由于管坯還未與模具充分接觸并且內部壓力較小，摩擦作用小，因此管坯可以發生充分的擴徑脹形，通過管坯厚度的均勻減薄，從而使管坯尺寸得到充分的擴張，同時可以按照模具形狀提前進行預分配，因此可以有效解決工件局部截面尺寸較初始管坯偏大的問題；② 當采用合模后通壓工藝時，由于扭力梁結構的限制，在內高壓合模過程中會在圓弧過渡區域形成塌陷區；合模結束后的脹形過程中，塌陷區會隨著內壓的增加逐漸隆起貼模，塌陷區弧面逐漸減小，勢必造成坯料的堆積增厚，導致難以脹起貼模，采用合模中通入壓力的方法，在合模的過程中塌陷區會率先脹起貼模，模具閉合后圓弧過渡區上模弧面已與模面完全貼合，不會出現坯料的堆積現象。

圖6 液壓加載路徑Fig.6 Loading path of hydraulic pressure

圖7 成形過程及厚度分布(mm)Fig.7 Forming process and thickness distribution

2.4 初始壓力值優化

初始壓力值大小是影響內高壓成形扭力梁件成形質量的重要因素，幾組不同初始壓力值的液壓加載路徑下扭力梁成形的數值模擬結果見表1，可以看出，當合模過程通入壓力較小，如加載路徑1和加載路徑2，由于預成形坯在合模結束前不能發生充分的擴徑脹形，在梯形段的上模圓角和下模圓角處坯料減薄仍會較為嚴重；當合模過程通入壓力過大，如加載路徑5和加載路徑 6，在合模過程中由于預成形坯發生過度擴徑，上下模具閉合時出現了“咬邊”現象，造成扭力梁件成形外觀不合格，且咬合部分的坯料由于損傷，容易在后續脹形過程中產生破裂，加載路徑3和加載路徑4下扭力梁壁厚分布較均勻，且路徑4減薄率優于路徑3。

表1 不同初始壓力值下的扭力梁厚度分布Tab.1 Thickness distribution of torsion beam under different initial pressures

圖8 成形缺陷Fig.8 Forming defects

3 試驗研究

試驗是在安徽江淮福臻車體裝備有限公司的50 000 kN液壓成形機上進行，模具包括模座、模塊、水平缸、承壓塊、導柱和導套等，配有500 MPa內高壓成形系統，該系統由增壓器、2個水平推缸以及液壓伺服系統、計算機控制系統組成。內高壓成形模具主要包括密封沖頭，上、下模塊等部分。

當采用傳統內高壓成形工藝，即合模過程不通入液壓，所成形出扭力梁實體件會在圓弧過渡區域形成難以脹起的塌陷區，見圖8a。采用合模中通壓工藝，當合模過程中通入壓力為36 MPa時，所成形出扭力梁件在端部出現“咬邊”現象，見圖8b。當預成形模具V面下模導向角а為64°、模具T面下模導向角β為68°，內高壓合模過程中通入壓力為32 MPa時，成形出了合格的扭力梁件，見圖9。

圖9 原始管坯、預成形件、終成形件Fig.9 Original tube, preformed part, formed part

4 結論

1)預成形形狀是影響扭力梁成形質量的重要因素，當預成形模具V面下模引導角а介于60°～70°之間、T面下模引導角β介于65°～75°之間時可以取得理想的預成形效果。

2)在合模過程中通入液壓是解決傳統內高壓成形扭力梁件出現圓弧過渡面塌陷、上下模圓角過度減薄等缺陷的有效方法。

3)初始內壓力大小是影響內高壓扭力梁件厚度分布和成形精度的重要因素。當合模過程中通入32 MPa內壓時，能成形出質量良好的扭力梁實體件。

[1]KOC M, ALTAN T. An Overall Review of Tube Hydroforming Technology[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 108(3): 384—393.

[2]苑世劍, 韓聰, 王小松, 等. 空心變截面構件內高壓成形工藝與裝備[J]. 機械工程學報, 2012, 48(18): 21—27.YUAN Shi-jian, HAN Cong, WANG Xiao-song, et al.Hydroforming Processes and Equipments of Hollow Structures with Various Sections[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2012, 48(18): 21—27.

[3]王錫兵, 常嘉茂. 汽車扭矩梁式懸架設計與仿真計算[J]. 農業裝備與車輛工程, 2008(7): 29—31.WANG Xi-bing, CHANG Jia-mao. Design and Simulation Calculation of Twist Beam Suspension of Car[J].Agricultural Equipment & Vehicle Engineering, 2008(7): 29—31.

[4]KOSSMEIER Heinz, KOTHENBIIRGER Meinolf,CHRISTOPHLIEMKE Wigbert, et al. Transverse Beam and Method of Manufacturing a Transverse beam[J]. US Patent, 2000(4): 11—14.

[5]曾小利, 孫俊文, 毛顯紅, 等. 某型轎車后扭力梁結構輕量化設計[C]. 2012重慶汽車工程學會年會論文集,重慶, 2012.ZENG Xiao-li, SUN Jun-wen, MAO Xian-hong, et al.Lightweight Design of the Rear Torsion Beam of a Certain Type of Car[C]. 2012 Chongqing Automotive Engineering Society Annual Conference Papers, Chongqing,2012.

[6]LEE D C, YANG C H. An Analytical Approach for Design and Performance Evaluation of Torsion Beam Rear Suspension[J]. Finite Elements in Analysis and Design,2013, 63: 98—106.

[7]張偉偉, 韓聰, 苑世劍, 等. 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.ZHANG Wei-wei, HAN Cong, YUAN Shi-jian, et al. Effect of Loading Paths on Thickness Distribution and Precision of a Hydroformed Torsion Beam[J]. Materials Science and Technology, 2012, 20(4): 1—6.

[8]周林. 異形截面空心結構件內高壓成形工藝研究[D].合肥: 合肥工業大學, 2008.ZHOU Lin. Research on Hydroforming of Profiled Crosssection Hollow Component[D]. Hefei: Hefei University,2008.

[9]陳仙風, 陳智勇, 蘇海波, 等. 不同成形工藝對扭力梁使用性能的影響研究[J]. 鍛壓技術, 2014, 39(3): 112—116.CHEN Xian-feng, CHEN Zhi-yong, SU Hai-bo, et al.Study on the Effects of Different Forming Processes on the Performance of Torsion Beam[J]. Forging & Stamping Technology, 2014, 39(3): 112—116.

[10]苑世劍, 王小松. 內高壓成形技術研究與應用新進展[J]. 塑性工程學報, 2008, 15(2): 22—30.YUAN Shi-jian, WANG Xiao-song. Developments in Researches and Applications of Tube Hydroforming[J].Journal of Plasticity Engineering, 2008, 15(2): 22—30.

[11]YOON S J, PARK J K, LEE M J, et al. Deformation During Hot Stamping Process of Tubular Beam[C]. Proceedings of the 5th International Conference on Tube Hydroforming, Noboribetsu, Ken-ichi Manabe, 2011: 112—115.

[12]SCHNEIDER K, CHOI H, OH J, et al. High Strength Hydroformedautomotive Part Developed by POSCO[C].Hydroforming of Sheet-tubes and Profiles, Fellbach Mathias Liewald, 2008: 61—76.