重卡橋殼D形橫截面預成形管坯軸向環向補料液壓脹形研究

張家旗 王連東 宋希亮 張巖松 趙正躍

摘要：在大尺寸重卡橋殼脹壓成形試驗中，近似回轉體預成形管坯充液壓制成形后的橋殼管件，中部橋包壁厚減薄率大、后蓋存在開裂。為此，設計了D形橫截面的預成形管坯及軸向環向補料液壓脹形工藝，分析了軸向補料、軸向環向補料階段的應力狀態及變形特征，推導出不同變形區的塑性變形條件以及中間橫截面典型特征點環向應力的表達式。針對某載荷10 t重卡橋殼，進行了D形截面管坯液壓脹形有限元模擬，揭示了各變形區的正應力、剪應力的變化規律以及金屬沿環向的流動規律。進行了重卡橋殼脹壓成形生產試驗，成功制備出D形截面預成形管坯，成形性良好，金屬環向流動量及壁厚分布與模擬結果吻合，壁厚相對減薄率明顯降低；充液壓制成形后的橋殼管件，中部橋包部分壁厚增加，消除了后蓋開裂隱患，而且切除的附件前蓋減少15.64%。

關鍵詞：重卡橋殼；液壓脹形；脹壓成形；軸向環向補料；預成形管坯

中圖分類號：TG316

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.07.011

Investigation on Hydroforming with Axial-circumferential Feeding of

Preformed Tubes with D-shaped Cross-section of Heavy Truck Axle Housing

ZHANG Jiaqi1，2 WANG Liandong1，2 SONG Xiliang2 ZHANG Yansong2 ZHAO Zhengyue2

1.Hebei Key Laboratory of Special Delivery Equipment，Yanshan University，Qinhuangdao，

Hebei，066004

2.School of Vehicle and Energy，Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei，066004

Abstract： In the bugling-pressing tests of large-size heavy truck axle housing， axle housing tubes were hydro-pressed by preformed tubes with approximate rotary shape， the wall thickness had large reduction in the middle part of tube， and rear cover had crackings. Therefore， the preformed tubes with D-shaped cross-section and the hydroforming process with axial-circumferential feeding were designed. The stress states and characteristics of deformation in axial feeding stage and axial-circumferential feeding stage were analyzed. The conditions of plastic deformation in different areas and the expressions of circumferential stress at typical nodes of the middle cross section were derived. For a axle housing of 10 t heavy truck， the FEA of hydroforming of preformed tube with D-shaped cross-section was carried out， the variation law of normal stress and shear stress in each area and the law of metal flow along the circumferential direction were revealed. The bulging-pressing test of heavy truck axle housing was carried out， the preformed tube with D-shaped cross-section was successfully produced with good forming. Results show that the circumferential distance of metal flow and distribution of wall thickness are consistent with the values of the FEA， and the thinning rate of wall thickness is significantly reduced. After hydro-pressing forming， the wall thickness in middle part of axle housing has increases， and the rear cover is formed with no cracking. Moreover， the weight of the front cover is decreased by 15.64%.

Key words： heavy truck axle housing; hydroforming; bulging-pressing; axial-circumferential feeding; preformed tube

0 引言

管件液壓脹形是一種利用液體將金屬管件制造為空心變截面的成形技術，具有無焊接、材料利用率高、制件質量小等優點，已被廣泛應用到汽車、航天、航空等領域［1-2］。

無軸向補料的液壓脹形由于管件脹形區處于雙向受拉的不利變性條件，成形極限低［3］，因此在液壓脹形過程中，對管件兩端施加軸向壓力，實現脹形區軸向補料，大大提高了液壓脹形極限。張慶等［4］通過失穩理論得到薄壁管發生分散性失穩時的極限脹形系數和集中性失穩時的極限脹形系數。王連東等［5］給出了管件復合脹形極限成形系數數學表達式，表明成形極限與材料硬化指數、軸向應力比有關。

對于復雜形狀類管件，在制造過程中通常需要預成形。CUI等［6］通過多步液壓脹形法制造出了復雜形狀T形管狀零件。張鑫龍等［7］將充液壓制引入內高壓成形的預成形工藝，解決了變形量較大條件下管件預成形過程的凹陷失穩等問題。

汽車橋殼是汽車底盤主要承載構件之一，屬于復雜形狀管類件，其結構極不對稱，一側帶有后蓋，主要通過沖壓焊接方法、鑄造方法制造［8］。汽車橋殼屬于空心管件，理論上可用液壓脹形方法制造。國內外學者經過三十年研究，通過兩次液壓脹形試制出最大徑向尺寸200 mm的微型橋殼樣件，第一次脹形成形兩側扁錐形部分，第二次成形中間橋包部分，但成形難，容易出現脹裂、褶皺等致命缺陷，加之需要超高液體內壓，無法用于實踐［9-10］。

燕山大學液壓脹形課題組提出汽車橋殼脹壓成形工藝［11-12］，先對無縫鋼管管坯兩端進行縮徑，中部進行液壓脹形，得到近似軸對稱回轉體的預成形管坯，充入低壓液體后利用模具從上下、前后方向進行充液壓制成形，得到帶有球冠狀附加前蓋的橋殼管件，解決了復雜形狀管件液壓脹形成形難、需要超高內壓的瓶頸問題。王曉迪等［13-14］針對大尺寸復雜形狀汽車橋殼的充液壓制成形進行了研究，揭示了橫截面小圓角的低壓成形機理，提出模具外壓、液體內壓的施加準則，給出了壓制方式的數學表達式以及初始內壓的計算公式。楊東峰［15］、吳娜［16］給出了脹壓成形橋殼預成形管坯的設計方法，針對軸荷小于7 t的中輕型卡車橋殼脹壓成形進行了有限元模擬及生產試驗，試制出的樣件成形性好、輪廓清晰，成形過程所需的內壓及設備噸位降低60%以上。

軸荷大于9 t的重型卡車橋殼尺寸大、形狀復雜，中部橋包最大徑向尺寸與兩端圓管外徑的比值最大可達3.5，成形難度大；除受到垂直方向承載，中間橋包部分還要承受前后方向的驅動力、制動力以及水平方向的橫向力，受力更加復雜，要求橋包部分前平面及前后兩側邊梁具有較大的強度和剛度。前期，我們針對重型卡車橋殼進行了脹壓成形工程試驗［13，17］，近似回轉體預成形管坯液壓脹形制坯時壁厚減薄率較大，充液壓制成形后的橋殼管件橋包部分后蓋存在脹裂現象，前平面及上下邊梁的壁厚偏薄，影響了強度和剛度，而且切除的附加前蓋材料較多，降低了材料利用率。

本文針對大尺寸形狀復雜的重卡橋殼，設計一種上側扁平、前后側及下側外凸的D形橫截面的預成形管坯及軸向環向補料液壓脹形制坯工藝，通過理論分析、有限元模擬、生產試驗，驗證所設計成形工藝的可行性，使壓制成形后管件橋包部分壁厚分布更為合理，消除后蓋開裂、增加前平面及邊梁的強度、剛度。

1 D形截面預成形管坯脹壓成形工藝設計

（1）兩端縮徑。對長度為L0、外徑為D0、壁厚為t0的熱軋無縫鋼管（圖1a）兩端推壓縮徑得到階梯形管坯（圖1b），端部內側直徑為D1、壁厚為t1，端部直徑為D2、壁厚為t2。

（2）軸向補料液壓脹形。利用左右滑動模軸向推進縮徑后的管坯中部實現軸向補料液壓脹形，使中部區域均勻脹形，外徑增加到D3、壁厚減薄至t3，上側與控制模接觸，如圖1c所示。

（3）軸向環向補料液壓脹形。隨著左右滑動模具不斷進給，管坯上側與控制模接觸后不再擴徑，上側得到的軸向補料沿環向流動使前后兩側得到軸向環向雙向補料；當左右滑動模具與中部控制模軸向接觸時，得到D形橫截面的預成形管坯，如圖1d所示：脹形區上側平面的高度為h、軸向長度為Lm、環向寬度為Ln；中間最大截面上，前后側曲率半徑為R2、壁厚為t4，下側最大曲率半徑為R1、壁厚為t5。

（4）充液壓制成形。對液壓脹形后的預成形管坯進行退火，內部充液后用模具從上下、前后方向進行壓制成形，得到帶有附加前蓋的橋殼管件，如圖1e所示：兩端圓管直徑為D2，兩端內側矩形直壁的高為H1、寬為W，中部橋包部分最大橫截面上的寬度為H2、邊梁處壁厚為th，后蓋頂點至軸線距離為H3、壁厚為tg。

2 D形截面預成形管坯液壓脹形力學分析

2.1 軸向補料階段

左滑動模、右滑動模、上控制模及下控制模，其中左壓頭、右壓頭對管坯端部施加軸向推力F1密封管端；左滑動模、右滑動模對管坯錐面區施加軸向推力F2，使管坯軸向補料；上控制模型腔上側為平面，前后側為圓弧面，用來限制管坯上側擴徑量，實現金屬環向補料；下控制模型腔為圓弧面，控制預成形管坯前后兩側及下側的形狀。

假設在同一橫截面上壁厚相同，在軸向補料脹形階段，通過左右壓頭及左右滑動模型腔施加的載荷是對稱的，脹形區內金屬與模具型腔無接觸，發生軸對稱變形，軸向應力σρ、環向應力σθ均為主應力分量，環向位移為零，環向剪切應力等于零、環向剪切應變等于零，金屬沿徑向擴徑的同時壁厚減薄，無環向流動。脹形區域內單元體的軸向應力σρ為壓應力，環向應力σθ為拉應力，厚向應力σn在外表面為零，近似塑性變形條件為

σ2θ-σθσρ+σ2ρ=Y2（1）

式中，Y為流動應力。

根據環向、軸向的平衡條件，可得到軸向應力σρ、環向應力σθ的表達式為

式中，t為脹形區中部壁厚；p為內壓。

將σρ與σθ的比值稱為軸向應力比λ，即

在管液壓脹形過程中，軸向應力比λ范圍一般在-0.2<λ<0［3］。

2.2 軸向環向補料階段

隨著左右滑動模軸向進給，管坯與上控制模型腔接觸，在縱向截面上受到模具法向力F3、軸向摩擦力μF3作用（μ為摩擦因數），在橫截面上受到模具法向力F4、環向摩擦力μF4作用，如圖3所示。

根據變形特征，將管坯脹形部分沿環向分成分為三個區域：軸向壓縮區Ⅰ、軸向環向補料脹形區Ⅱ、軸向補料脹形區Ⅲ。

（1）軸向壓縮區Ⅰ。管坯上側金屬與上控制模接觸，不再向外擴徑，金屬變形以軸向壓縮為主，金屬向中部堆積，壁厚增厚，受到軸向壓應力σρ以及軸向的剪切應力τnρ作用。前后側未與上控制模接觸繼續擴徑，拉動與模具接觸的上側金屬向前后兩側流動，使得與上控制模接觸的邊緣點d處受到環向拉應力σθ，存在環向的剪切應力τnθ。若變形區Ⅰ的軸向壓縮量過大（即上控制模的徑向高度h較?。┗蚪饘侪h向流動不足，可能引起軸向失穩起皺。

假想在脹形區中間截取單位長度的1/4部分橫截面cdfe段（圖4），由x方向平衡條件可得到上側前后方向的對稱點c處的環向應力為

式中，p1為管坯內壓；h為管坯上側高度；tc為c點壁厚。

由式（5）可知，由于受到上控制模摩擦力的作用，c點的環向拉應力降低，而且隨著管坯與上控制模接觸面積的增加，σθc可能變為壓應力。

（2）軸向環向補料脹形區Ⅱ。與上控制模接觸的金屬前后兩側，區域內任意一點f受到軸向壓應力及環向拉應力，以及環向剪切應力τnθ、軸向剪切應力τnρ，塑性變形條件為

σ2θ-σθσρ+σ2ρ+3τ2nθ+3τ2nρ=Y2（6）

由式（6）知，脹形區Ⅱ由于存在剪切應力，繼續發生塑性變形時需要的正應力分量的數值（絕對值）減小，假想在軸向應力不變的前提下需要的環向拉應力數值減小，軸向應力比λ數值減小，壁厚減薄率減小。隨著左右滑動模的軸向進給，管坯上側金屬與上控制模環向接觸面積不斷增加，該區域沿環向不斷擴大。

根據y方向的平衡條件得到圖4中橫截面與水平線的接觸點e處的環向應力

式中，Re為e點曲率半徑；te為e點壁厚。

由式（7）可知，由于受到上控制模法向力F4的作用，e處的環向拉應力減小，且其減小程度與控制模的環向接觸長度有關。當環向應力減小時，繼續變形需要的軸向壓應力增大，軸向應力比λ將隨之增大。

（3）軸向補料脹形區Ⅲ。該區域遠離變形區Ⅰ，可認為沒有剪切應力的作用，僅有軸向補料，塑性變形條件同式（1）。與脹形區Ⅱ的變形條件式（6）相比，脹形區Ⅲ繼續發生塑性變形需要的環向、軸向應力分量數值較大，需要較大的液體壓力。由此推斷，在相同內壓的作用下，脹形區Ⅲ的擴徑變形將滯后于區域Ⅱ，將在軸向上形成兩側高于中間的“馬鞍形”，有利于軸向補料，減小壁厚減薄率。

3 有限元模擬分析

3.1 研究對象

針對某載荷10 t重型卡車脹壓成形橋殼，設計D形截面預成形管坯，管端直徑D2=170 mm，管端內側圓管直徑D1=188 mm；脹形區上側平面的高度h=188 mm，軸向長度Lm=206 mm，環向寬度Ln= 84 mm；中間最大截面上，前后側曲率半徑R2=233 mm，下側最大曲率半徑R1=236 mm。

3.2 階梯形管坯推壓縮徑成形模擬

選取Q345B熱軋無縫鋼管為初始管坯，管坯直徑D0=299 mm，壁厚t0=10.5 mm，管坯屈服極限σs=350 MPa，強度極限σb=580 MPa，彈性模量E=210 GPa，泊松比υ=0.3，密度ρ=7.8×103 kg/m3，斷后延伸率A=23%，硬化指數n=0.2，各向同性材料真實應力應變關系為

σ=900ε0.2（8）

在有限元軟件ABAQUS中，使用六面體C3D8R單元對管坯進行劃分，設置網格尺寸為6 mm，網格層數為2層；使用四面體C3D4單元對縮徑模具進行網格劃分，網格尺寸為6 mm，管坯結構前后對稱，故采用1/2管坯和模具進行分析。管坯中部由夾持模固定，在左右縮徑凹模上施加位移，通過推擠管坯兩端，得到階梯形管坯，如圖5所示，管端直徑D2=170 mm，管端內側圓管直徑D1=188 mm。

3.3 液壓脹形有限元模型

液壓脹形模具由左滑動模、右滑動模、上控制模、下控制模、左壓頭及右壓頭組成（圖6）。將縮徑后階梯形管坯進行實體化處理后，導入ABAQUS軟件中，賦予其初始管坯屬性，即相當于整體退火。使用六面體C3D8R單元對階梯形管坯進行網格劃分，設置管坯中部網格尺寸4 mm，兩端斜錐處網格尺寸6 mm，圓管區網格尺寸8 mm；模具網格劃分與推壓縮徑模擬一致。管坯與模具間建立剛柔接觸，上控制模、下控制模、左滑模、右滑模與管坯外表面接觸，左右壓頭分別與管坯左右兩端面接觸，摩擦因數設為0.1；在管坯內部施加壓力載荷，對中部上下控制模進行固定約束，左右滑動模及左右壓頭施加位移，單側軸向進給量均為S=70 mm。

3.4 液壓脹形有限元模擬及結果分析

將階梯形管坯置于控制模型腔內，左壓頭、右壓頭隨左滑動模、右滑動模軸向移動將管坯兩端密封，在管坯內部施加壓力，達到初始脹形壓力p0時，左滑動模、右滑動模繼續軸向移動，內壓按設定加載路徑變化，合模后模具保持不動，內部增壓校形。

3.4.1 液壓脹形成形過程

經過大量的模擬仿真，得到三段線性的加載路徑，如圖7所示。

（1）內壓線性加載階段。左右滑模軸向進給36 mm以前，內壓由初始值p0=18 MPa線性增大至p2=33 MPa。管坯中部均勻擴徑，壁厚逐漸減薄，加載結束時（圖8），脹形區上側與上控制模型腔剛剛接觸，中間橫截面上側對稱點c處的軸向壓應力σρc=-89.21 MPa，環向拉應力σθc=550.15 MPa，軸向應力比λc=-0.16。

（2）內壓恒定階段。左右滑模繼續軸向進給16 mm，內壓保持p1=33 MPa不變。隨著左右滑模不斷推進，管坯上側與上控制模接觸不再擴徑，前后側與下側金屬繼續擴徑。第二階段結束時（S=52 mm），中間橫截面上側對稱點c處軸向壓應力σρc=-655.19 MPa，環向拉應力σθc=159.44 MPa；與上控制模接觸的邊緣點d左側受到剪切應力τθnd=72.57 MPa，剪切應力云圖見圖9a；管坯與水平線的交點e處的曲率半徑Re=200.37 mm，軸向應力σρe=-167.69 MPa，環向應力σθe=598.47 MPa，軸向應力比λe=-0.28，較第一階段結束時提高75%；管坯下側對稱點a點曲率半徑Ra=195.57 mm，軸向應力σρa=-103.75 MPa，環向應力σθa=635.18 MPa，軸向應力比λa=-0.17，較第一階段結束時略有提高。

（3）內壓線性降低階段。左右滑模繼續軸向進給18 mm，內壓由p2=33 MPa線性降低至p3=26 MPa，管坯上側與上控制模完全貼合。

在此階段，壓縮區Ⅰ與上控制模接觸，脹形區Ⅱ的擴徑快于脹形區Ⅲ，脹形區Ⅲ下側呈兩側高于中間的“馬鞍形”（圖10）。當進給量S=58 mm時，c點處于三向受壓狀態，σρc=-804.31 MPa，σθc=-96.42 MPa，壁厚方向應力σnc=-17.58 MPa；與模具接觸的邊緣點d的左側剪切應力τθnd=84.19 MPa；與水平線的交點e處的曲率半徑Re=212.88 mm、壁厚te=9.31 mm，σρe=-182.19 MPa，σθe=580.08 MPa，軸向應力比λe=-0.32，較第一階段結束時提高1倍；下側對稱點a處的曲率半徑Ra=201.62 mm（小于Re）、壁厚ta=9.45 mm（大于te），σρa=-106.39 MPa，σθa=598.76 MPa，軸向應力比λa=-0.18，較第一階段結束時提高12.5%，此時環向應力云圖見圖9b。

（4）左右滑模與上下控制模軸向貼合后，內壓增至p4=70 MPa進行校形，管坯下側對稱點a處的曲率半徑Ra=235.2 mm、壁厚ta=8.9 mm。

3.4.2 中間橫截面上應力分布規律

在管坯中間橫截面上，從上側對稱點c（環向角度α=0°）到下側對稱點a（α=180°），每間隔30°選取測量點，考察軸向應力σρ、環向應力σθ、環向剪切應力τnθ在不同加載階段的變化，繪出不同軸向進給量下的應力變化曲線圖，見圖11、圖12。

（1）軸向補料液壓脹形階段（對應內壓線性加載階段）。此階段不存在剪切應力，軸向壓應力逐漸減小，而環向應力逐漸增大。隨軸向進給量S由10 mm增大到30 mm，軸向壓應力σρ由144.32 MPa減小到90.71 MPa，環向應力σθ由361.34 MPa增大到531.74 MPa，軸向應力比由-0.40逐漸變為-0.17，軸向補料效果逐漸減弱。

（2）軸向環向補料脹形階段（對應內壓恒定階段、內壓線性降低階段）。當軸向進給量40 mm增大至70 mm時，上側對稱點c的σρc由-219.29 MPa逐漸增大至-807.04 MPa，而σθc由拉應力572.59 MPa逐漸變成壓應力-196.88 MPa，軸向應力比λc曲線（圖12a）隨之先沿負向增至-4.15后反向變為8.02，壁厚由9.66 mm增至10.01 mm；水平線交點e的σρe由-63.55 MPa逐漸增大至-462.10 MPa，σθe由596.52 MPa逐漸減小至91.19 MPa，軸向應力比λe沿負向增至-5.06，壁厚由9.63 mm變為9.18 mm；下側對稱點a的σρa由-48.14 MPa逐漸增至-233.18 MPa，而σθa由602.86 MPa逐漸減小至581.06 MPa，軸向應力比λa沿負向增至-0.40，壁厚由9.64 mm變為8.90 mm。

增壓校形時，下側對稱點a處軸向壓應力σρa由-233.18 MPa減小至-92.29 MPa，環向拉應力σθa由581.06 MPa增至648.75 MPa。

管坯上側（α為0°～90°）存在剪切應力，隨模具進給量的增加，剪切應力數值先緩慢增加再急劇上升后快速減小至0；管坯下側（α為90°～180°）不存在剪切應力。中間橫截面上，每個位置剪切應力最大值τmax均在與模具接觸的邊緣點d左側，并且呈先增大后減小趨勢，τmax由c點的26.77 MPa增至30°位置108.89 MPa，隨后在e點減小至37.78 MPa。

3.4.3 金屬環向流動規律

以中間橫截面S0為基準，在左右兩側沿軸向每隔50 mm選取橫截面，分別記為S′1～S′6、S1～S6，在每個橫截面上沿環向從上側對稱點到下側對稱點每隔30°選取測量點，建立柱坐標系，測量管坯脹形結束后各點金屬環向流動距離dc，結果如圖13所示，0°、180°點為對稱點，無環向流動。

（1）環向流動距離沿軸向呈兩側低中間高的帽狀曲線分布，中間截面環向流動距離最大，其左右150 mm范圍內金屬流動明顯，150 mm以外金屬環向流動距離線性減小，300 mm以外金屬無流動。

（2）中間橫截面上，金屬環向流動距離最大值為13.35 mm，位于90°位置，并且由90°位置分別沿0°、180°方向逐漸減小至0。

4 生產試驗

4.1 縮徑管坯制備及處理

針對某載重10 t橋殼管件的預成形管坯，選用外徑299 mm的Q345B無縫鋼管，壁厚為10.5 mm，縮徑后得到階梯形管坯，兩端去應力退火處理后自然冷卻。在階梯形管坯外表面劃網格線，在軸向中間位置使用油漆筆畫環向基準線，向左右沿軸向每隔50 mm畫一條環向線，沿環向每30°畫一條直線，形成網格，如圖14所示。

4.2 液壓脹形模具

液壓脹形模具（圖15）主要由上模座、下模座、上控制模、下控制模、左滑動模、右滑動模、左壓頭、右壓頭等組成，試驗在三向液壓機THP63-800/1250×2上進行。左右壓頭的外端分別固定在液壓機的左右滑塊上，內端連接在左右滑動模上，左右壓頭內部設有密封裝置；上控制模安裝在上模座上，固定在液壓機主滑塊上；下固定模安裝在下模座上，固定在工作臺上。

（1）方案Ⅰ。根據有限元模擬時的D形截面預成形管坯設計上下控制模的型腔，中間最大截面上，上控制模上側型腔高度h=188 mm，下控制模前后側曲率半徑R2=233 mm，下側最大曲率半徑R1=236 mm，如圖16a、圖16b所示。

（2）方案Ⅱ。設計近似回轉體預成形管坯［13］液壓脹形用模具，中間最大截面上，上控制模型腔的上側半徑為228 mm，下控制模前后側曲率半徑R21=230 mm，下側最大曲率半徑R11=232 mm，如圖16c、圖16d所示。

利用退火的縮徑管坯，分別使用兩種模具試制出D形截面預成形管坯、近似回轉體預成形管坯進行成形比較，然后分別進行充液壓制成形，得到附加前蓋不同的兩種橋殼管件。

4.3 液壓脹形試驗

4.3.1 預成形管坯樣件制備

將階梯形管坯放至下控制模內，主滑塊帶動上控制模下落與下控制模閉合，左右壓頭及左右滑動模運動方式與模擬一致，使用圖7所示的加載路徑進行方案Ⅰ試驗，得到D形截面預成形管坯（簡稱方案Ⅰ管坯），成形性較好，輪廓清晰，中間截面上側高度為187.8 mm，前后側半徑為232.8 mm，下側半徑為235.6 mm，如圖17所示。

使用文獻［13］給定的加載路徑進行方案Ⅱ試驗，得到近似回轉體預成形管坯（簡稱方案Ⅱ管坯），成形性亦較好，中間截面上側半徑為227.9 mm，前后側半徑為229.3 mm，下側半徑為231.6 mm如圖18所示。

4.3.2 環向位移測量

針對得到的兩種預成形管坯，分別測量中間截面上軸向網格線的環向位移，結果見表1。

（1）D形截面預成形管坯環向發生金屬流動，環向位移由0°位置至180°位置先增大后減小，在90°位置達到最大值13.15 mm；試驗值與模擬值趨勢一致，最大差值位于120°位置，較模擬值小8.16%，主要是網格畫線寬度及測量誤差所致。

（2）近似回轉體預成形管坯環向流動很小，90°位置的最大值為3.18 mm，較D形截面預成形管坯數值小75.82%。

4.3.3 管坯壁厚分布

在未畫網格線縮徑管坯得到的兩種預成形管坯上分別畫網格線，以軸向中間橫截面為基準線，向左右沿軸向每隔50 mm畫各環向線，沿環向每30°畫一條直線，如圖19所示。利用MT-160超聲波壁厚測量儀分別測量過軸線鉛直縱截面上側c1～c13點、下側a1～a13點的壁厚，測量過軸線水平縱截面前側e1～e13點的壁厚，測量中間橫截面上各點壁厚，分別繪制曲線到圖20中。

（1）D形截面預成形管坯壁厚的試驗值與模擬值基本一致。過軸線鉛直縱截面上，上側點的最大差值出現在c7點，模擬值為10.02 mm，較試驗值9.98 mm大0.40%；下側差值最大點在a10點，模擬值為9.36 mm，較試驗值9.58 mm小2.30%；過軸線水平縱截面上，差值最大點在e10點，模擬值為9.61 mm，較試驗值9.75 mm小1.44%。

（2）在中間截面左右各150 mm范圍內，方案I管坯較方案Ⅱ管坯的壁厚大，中間橫截面上壁厚差值最多，上側部分尤為明顯。如表2所示，在中間橫截面上側點c7處，前者壁厚為9.98 mm，較后者9.12 mm增大9.43%；環向90°的前側點e7處，前者的脹形系數1.56大于后者的1.53，而壁厚9.11 mm，較后者的8.88 mm大2.59%，厚向應變與環向應變的比值為-0.28，較后者的-0.34數值增大17.65%，相對減薄率明顯降低；環向180°的下側點a7處，前者的脹形系數1.58大于后者的1.55，而壁厚8.80 mm，較后者的8.71 mm大1.03%，厚向應變與環向應變的比值-0.33，較后者的-0.36數值增大8.33%，相對減薄率降低仍較明顯。

4.4 充液壓制成形試驗及結果分析

4.4.1 充液壓制模具

多向充液壓制成形試驗在五向動作液壓機THP63-3000/200×2上進行。模具主要由上模、下模、前模、后模、左壓頭、右壓頭組成，如圖21所示。上模通過上模座安裝在液壓機主滑塊上，由主滑塊帶動上下運動；下模通過下模座安裝在固定的工作臺上；前模、后模分別由安裝在下模座內部的前后側高壓短行程液壓缸驅動，在水平面上前后運動；左壓頭、右壓頭分別安裝在左滑塊、右滑塊上，分別由左右側水平缸驅動，沿水平方向左右運動；左右側水平缸可帶動左壓頭、右壓頭上下運動。

4.4.2 充液壓制成形樣件

將方案Ⅰ管坯、方案Ⅱ管坯中部進行中頻退火后放入模具型腔內，左右壓頭軸向移動將管坯密封并注入液體，上模向下、前模及后模向內側壓制，到位后增壓校形，得到附加前蓋不同的橋殼管件。

方案Ⅰ管坯壓制后的管件成形性好，如圖22a所示：橋包部分最大橫截面的寬度H2=490.3 mm，后蓋頂點至軸線距離H3=229.8 mm，橋包兩側矩形直壁的高H1=158.1 mm、寬W=158.1 mm。

方案Ⅱ管坯壓制后管件除帶有較大的球冠狀附加前蓋（基于成形性考慮）外，其他尺寸與方案Ⅰ管坯壓制后的管件相同。試驗時出現后蓋開裂現象，如圖22b所示。

4.4.3 壁厚測量

使用MT-160超聲波壁厚測量儀測量橋殼管件橋包部分前平面上以中心點為圓心、半徑為200 mm的圓上各點的壁厚，測量前后邊梁上軸向寬度320 mm、高度100 mm范圍內各點的壁厚（見圖23），以及后蓋頂點處的壁厚，結果見圖24。

（1）前平面及前后邊梁壁厚。方案Ⅰ管坯較方案Ⅱ管坯壓制后的管件，前平面及前后邊梁壁厚前者均大于后者，前平面效果明顯，在0°、180°位置（對應前后兩側）前者壁厚9.68 mm，較后者厚9.76%，有利于提高強度、剛度。

（2）后蓋頂點壁厚。方案Ⅰ管坯壓制后的管件后蓋頂點壁厚為8.36 mm，較方案Ⅱ管坯壓制后的管件壁厚7.90 mm厚5.82%，消除了后蓋開裂現象。

（3）附件前蓋切除質量。方案Ⅰ管坯壓制后的管件切除前蓋質量為10.25 kg，較方案Ⅱ管坯壓制后的管件切除的質量12.15 kg輕15.64%，提高了材料利用率。

5 結論

（1）針對大尺寸的重型卡車橋殼，設計了一種上側扁平、前后側及下側外凸的D形橫截面的預成形管坯及軸向環向補料液壓脹形工藝，當液壓脹形達到一定擴徑量時，控制管坯上側不再擴徑，使上側得到的軸向補料沿環向流動，使前后兩側得到軸向環向雙向補料，以增加充液壓制成形后管件橋包部分的壁厚，消除后蓋開裂、增加前平面及邊梁的強度、剛度。

（2）建立了D形截面預成形管坯軸向補料、軸向環向補料液壓脹形的力學模型，分析出：管坯接觸控制模后，上側變形區以軸向壓縮為主，金屬沿環向流向前后兩側；前后兩側變形區得到軸向環向雙向補料，存在軸向、環向剪切應力；下側變形區以軸向補料為主，變形滯后于軸向環向變形區。推導出不同變形區的塑性變形條件以及中間橫截面上側、前后側、下側點環向應力的表達式。

（3）針對某載荷10 t重卡橋殼進行了D形截面管坯液壓脹形有限元模擬，結果表明：管坯與控制模接觸后，隨著軸向進給量的增加，上側變形區的軸向壓應力逐漸增大、環向應力由拉應力變成壓應力；前后兩側變形區的軸向壓應力逐漸增大、環向拉應力逐漸減小，軸向應力比數值顯著降低、補料效果好；下側變形區的軸向應力比亦有所降低，增強了補料效果。進一步揭示出環向流動量沿軸向呈兩側低中間高的帽狀曲線分布，中間截面上前后兩側水平位置流動量最大。

（4）進行了某載荷10 t重卡橋殼1∶1生產試驗，成功制備出D形截面預成形管坯，成形性良好，壁厚測量值與模擬結果一致，橋包部分與試制的近似回轉體狀預成形管坯相比，相對減薄率明顯降低。D形截面預成形管坯充液壓制成形后的橋殼管件與近似回轉體狀預成形管坯得到的管件相比，橋包部分壁厚更厚，消除了后蓋開裂現象，有利于提高強度、剛度，而且切除的附加前蓋質量減小15.64%。

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