充液壓制成形汽車橋殼后蓋區開裂分析及預成形管坯形狀優化設計

吳 娜 王連東 沈亞坤 張 蒙

1.燕山大學，秦皇島,066004 2.唐山學院，唐山,063000

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充液壓制成形汽車橋殼后蓋區開裂分析及預成形管坯形狀優化設計

吳 娜1,2王連東1沈亞坤1張 蒙1

1.燕山大學，秦皇島,066004 2.唐山學院，唐山,063000

針對目前生產中脹壓成形橋殼后蓋區存在開裂的現象，通過對兩種極端情況下預成形管坯壓制成形變形的分析，揭示了后蓋區開裂的原因；提出了預成形管坯后蓋冠頂最大縱向輪廓形狀的設計方法，給出了輪廓基準系數K0和漸變系數K1的定義。針對某載重5t的汽車橋殼，采用ABAQUS有限元分析軟件對多組不同后蓋尺寸的預成形管坯壓制成形過程進行了數值模擬，確定了輪廓基準系數K0和漸變系數K1的取值范圍。進行了壓制成形實驗，結果表明：優化設計后的預成形管坯充液壓制時成形效果好，后蓋區壁厚減薄率低、無開裂。

汽車橋殼；脹壓成形；預成形管坯；開裂；有限元模擬

0 引言

汽車橋殼屬于大尺寸變徑復雜管件，質量大，強度、剛度及疲勞壽命要求高，理論上可以采用對管材內部注入高壓液體的同時對其端部施加軸向推力以形成各種變截面中空構件的液壓脹形方法進行制造。20世紀80年代，Terumori[1]采用液壓脹形方法首次試制出微型汽車橋殼樣件，取得了一些寶貴經驗，但橋殼成形設備噸位相對過大，因此認為該工藝不適合制造大中型橋殼。近十幾年來，采用液壓脹形方法制造汽車橋殼的研究很多。王連東等[2-3]在液壓脹形汽車橋殼工藝理論等方面進行了大量基礎性研究，并首次試制出0.75t輕型液壓脹形汽車橋殼，但由于液壓脹形汽車橋殼存在成形質量差，橋梁與橋包部分過渡小圓角不易貼模、易脹裂，脹形內壓高，需要超高壓增壓設備等問題，尚無法實現工業化生產。

對于形狀較復雜的管件，液壓脹形時需先對初始管坯進行預成形，預成形管坯的形狀直接關系到液壓脹形的成敗。Nikhare等[4]用有限元軟件模擬了預成形管坯在不同的內壓與軸向進給條件下的液壓脹形，研究了預成形對液壓脹形成形性的影響，預測了極限變形。郎利輝等[5]針對變截面汽車扭力梁充液成形過程中易出現破裂和起皺缺陷的問題，通過有限元分析和實驗研究，指出預成形模具形狀和充液成形時加載路徑對扭力梁充液成形質量有重要的影響。針對汽車橋殼類形狀復雜管件，文獻[6]提出了脹壓成形汽車橋殼新工藝：選用一定尺寸的無縫鋼管，先對初始管坯兩端縮徑，中部進行液壓脹形得到預成形管坯，再對其內部充液并用模具壓制出帶有附加前蓋的橋殼制件，并取得了一些關鍵性成果[7-8]。

針對小型脹壓成形汽車橋殼，崔亞平等[9]提出了軸對稱預成形管坯的設計方法，給出了截面系數的定義，并成功試制出橋殼樣件。針對橋殼后蓋與附加前蓋差異較大的中型橋殼管件，王連東等[10]提出了新的設計方法：首先按照管坯與對應橋殼管件橫截面周長相等的條件確定軸對稱狀的基準回轉體，然后適當加大后蓋尺寸，減小前蓋尺寸，并給出中間最大橫截面處后蓋半徑、前蓋半徑與基準半徑的關系，但該準則僅考慮了預成形管坯最大橫截面的前蓋半徑和后蓋半徑，未考慮預成形管坯后蓋區縱向輪廓形狀與模具型腔匹配的問題。

前期研究表明脹壓成形工藝適合制造汽車橋殼類復雜管件，但在生產實踐中發現，預成形管坯充液壓制時，形狀復雜的橋包部分后蓋區容易出現開裂，影響了產品合格率。本文通過對預成形管坯壓制成形為汽車橋殼管件時后蓋區的變形分析，揭示了后蓋區開裂的原因，給出了后蓋冠頂最大縱向截面輪廓系數的定義，提出了預成形管坯后蓋輪廓形狀的優化設計方法，以期解決脹壓成形橋殼后蓋開裂問題。

1 橋殼后蓋區壓制變形分析

1.1 預成形管坯充液壓制成形過程簡介

圖1為某中型橋殼脹壓成形過程簡圖，針對預成形管坯，截取其中間最大橫截面，其充液壓制成形過程如圖2所示。

(a)初始管坯

(b)預成形管坯

(c)橋殼制件圖1 中型橋殼脹壓成形工藝流程示意圖

(a)壓制開始 (b)上下模到位

(c)模具合模 (d)增壓校形1.預成形管坯 2.前側模 3.上模 4.后側模 5.下模圖2 充液壓制成形過程簡圖

壓制成形時，首先將預成形管坯放置于上下模具之間，上下模具沿垂直方向對向壓制到位，圓形截面逐漸被壓扁成“雙耳”形截面(圖2b)；然后，管坯內部充液并保持恒定液體壓力p0的同時，前后側模開始相對運動，管坯在內外壓力共同作用下發生塑性變形，“雙耳”逐漸與側模接觸，形成橋梁；側模運動至合模位置時，停止進給運動，此時，側模與上下模間形成過渡圓角，管坯橋包部分并未與模具型腔完全貼合(圖2c)，增加內部液體壓力至p進行校形，預成形管坯最終被壓制成異形截面的橋殼管件(圖2d)。

1.2 開裂分析

截取預成形管坯橋包部分后蓋區最大縱向截面(僅繪出輪廓形狀)，選擇以下兩種極端情況進行變形分析。

(1)后蓋最大縱向截面最高點半徑R1(即最大橫截面后蓋半徑[10-11])取值過小。壓制過程中，模具合模時，預成形管坯后蓋冠頂部分與模具型腔間距大(圖3)，在增壓校形時繼續發生很大的自然脹形，其冠頂處于經向σρ、緯向σθ兩向拉應力狀態，產生數值較大的經向正應變ερ和緯向正應變εθ，壁厚方向的減薄應變εt過大，若達到應變近似判據[12]，即：|εt|=0.8δ(δ為材料斷后延伸率)將引起開裂。

圖3 R1過小時增壓變形圖

(2)最大縱向截面最高點半徑R1取值較大，但兩側各點至中心點O的距離過快遞減(圖4)。在壓制過程中，模具合模時，僅后蓋區頂端A及底部點B以下部分與下模型腔接觸，在增壓校形時，頂端A點處受到經向拉應力σρ作用，而緯向不再產生變形。預成形管坯后蓋區與模具型腔的差異越大(即后蓋底部與下模型腔接觸點B越靠近直臂區)或校形壓力p越大，則A點處的經向拉應力σρ數值越大，當達到材料的強度極限σb時將導致A點附近開裂。

圖4 R1過大時增壓變形圖

1.3 后蓋輪廓形狀優化方法

針對帶有球形冠頂后蓋的脹壓成形橋殼，根據上文兩種極端情況下變形分析，在按預成形管坯與橋殼管件對應橫截面周長不變的條件設計基準回轉體[10-11]的基礎上，基于增壓校形階段管坯后蓋區同步貼模的思想，提出后蓋輪廓形狀優化設計方法：

(1)將預成形管坯后蓋區冠頂部分設計成準球冠狀，其最大縱向截面上冠底與冠頂的夾角為β(圖5)，將最高點A處半徑R1作為基準半徑，由最高點向兩側，距中心點O的距離(即曲率半徑)

圖5 輪廓示意圖

逐漸減小。

(2)將基準半徑R1與下模球冠狀型腔半徑Rm的比值定義為最大縱向截面輪廓基準系數K0，即

(1)

(3)在預成形管坯后蓋區準球冠狀AD段內，由最高點向兩側，距中心點O的距離(即曲率半徑)線性減小，與中間橫截面夾角為α的C點距中心點O的距離(即曲率半徑RC)為

(2)

式中,K1為最大縱向輪廓漸變系數。

K0的大小影響預成形管坯最大橫向截面緯向應變εθ的大小，K1的大小決定了后蓋縱向準球冠輪廓的變化趨勢，兩者共同保證了在增壓校形時預成形管坯后蓋區各點同步貼模。K0、K1和設計參數β通過壓制成形過程有限元模擬獲得，并由實驗修正。

2 壓制成形數值模擬

2.1 研究對象

以某載重5t汽車橋殼為研究對象，橋殼管件三維模型如圖6所示，橋殼的總長為1322mm，后蓋最高點距中間軸線的距離為164.5mm，附加前蓋最高點距中間軸線的距離為138mm，直臂截面是外邊長為110mm的矩形，與直臂相連的兩端圓管外徑為φ110mm。

選取長度為1425mm、外徑為φ180mm、壁厚為7mm的Q345B低合金無縫鋼管作為初始管坯，強度極限σb=510MPa，屈服極限σs=345MPa，

圖6 橋殼管件三維模型

彈性模量E=210GPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7.8g/cm3，延伸率δ=21%，硬化指數n=0.2，定義各向同性材料真實應力與應變的關系為σ=900ε0.2。結合實際生產經驗，初定β為30°～45°，模擬時β設計為40°。依據預成形管坯與對應橋殼管件橫截面周長相等的原則[10-11]，確定最大橫截面前蓋半徑值為164.5mm，設計后蓋半徑R1分別取164.5mm、170mm、173mm、175mm、178mm(即K0值分別為1.00、1.03、1.05、1.06、1.08)，K1值取0.015、0.025、0.035、0.045、0.055，可得到25組不同尺寸的預成形管坯。

使用ABAQUS有限元分析軟件對初始管坯進行預成形和壓制成形模擬。由于管件左右、前后的對稱性，使用1/4管坯和模具型腔進行有限元模擬，管件與模具間建立剛-柔接觸，采用C3D8R對管坯進行網格單元劃分。

2.2 預成形模擬

按照圖1所示脹壓橋殼成形工藝流程，首先對初始管坯的端部進行縮徑，然后對縮徑后的管坯中部進行兩次液壓脹形，最后對脹形后管坯進行端部縮徑，得到上文設計的25種不同預成形管坯，如圖7所示，管坯中間最大截面前蓋半徑為164.5mm，后蓋半徑為R1值，兩側直臂區是中間外徑為φ129mm、端部外徑為φ110mm的直管。

圖7 預成形模擬

2.3 壓制成形分析

將預成形得到的預成形管坯數值模型導入ABAQUS軟件中，重新賦予管坯屬性(相當于對管坯進行退火處理)，建立壓制成形有限元模型,如圖8所示。

圖8 壓制成形有限元模型

模擬中，上下模壓制到位后管坯內部壓力設定為10MPa，側模至合模位置后內部壓力設定為50MPa進行校形，得到橋殼樣件。

(1)預成形管坯R1=164.5mm、K1=0.015。如圖9所示，當模具合模時(圖9a)，由于后蓋半徑R1為164.5mm的預成形管坯后蓋部分與模具型腔間存在較大間距，最大間距為14.43mm，致使在增壓校形階段(圖9b)，管坯自然脹形量大，后蓋區壁厚減薄率為18.13%，最高點的厚向應變為0.20，超過文獻[12]給出的近似開裂判據值0.17，將發生開裂，模擬結果與前文開裂分析第一種情況相符。

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖9 R1=164.5 mm、K1=0.015時應變圖

(2)預成形管坯R1=175mm、K1=0.045。當后蓋半徑R1為175mm時，后蓋區最大縱向輪廓曲率半徑遞減變化速率大，如圖10a所示，模具合模時，后蓋最高點處幾乎貼模，而其他各處與模具存在較大間距，最大間距為15.20mm。在校形時，后蓋最高點處先行與模具型腔貼合，先行貼模處緯向應變隨著校形的進行不再變化，而圖10b所示的后蓋高點區域經向應力隨著其余各處逐漸貼模不斷增大，經向應力最大值為569MPa，超過材料的強度極限，可能發生開裂，而此時最高點厚向應變僅為0.14，模擬結果與前文開裂分析第二種情況相符。

(3)準球冠狀預成形管坯參數確定。對R1=175mm、K1=0.025預成形管坯進行壓制成形模擬，如圖11所示，當模具合模時，后蓋各處與模具型腔間距值比K1=0.045管坯的相應值明顯減小，增壓校形階段后蓋各處趨于同時貼模，最高點處厚向應變為0.13，最大經向應力值為465MPa，滿足橋殼的設計要求。

通過對不同預成形管坯壓制成形過程的數值模擬確定預成形管坯后蓋冠頂區最大縱向截面輪

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖10 R1=175 mm、K1=0.045時應力圖

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖11 R1=175 mm、K1=0.025時合格樣件

廓系數K0為1.03～1.06、漸變系數K1為0.015～0.045時，管坯壓制成形性好，不會開裂。

3 壓制成形實驗

針對模擬的載重5t脹壓成形汽車橋殼，根據提出的設計方法，結合有限元模擬結果，設計三種不同類型的預成形管坯，按照有限元模擬中相同的工藝進行壓制成形實驗。

(1)第一種預成形管坯，選取R1=164.5 mm、K1=0.015，后蓋最大縱向截面最高點半徑R1取值過小。

(2)第二種預成形管坯，選取R1=175 mm、K1=0.045。后蓋最大縱向截面最高點半徑R1取值較大，但最大縱向輪廓漸變系數K1過大。

(3)第三種預成形管坯，選取R1=175 mm、K1=0.025，K0=1.06。

將縮徑和脹形后得到的預成形管坯用圖12所示壓制模具進行壓制成形，其上模具型腔與樣件附加前蓋一致，下模具型腔與橋殼管件后蓋一致，采用與仿真相同的加載路徑。

圖12 壓制成形模具

實驗結果表明，第一種、第二種預成形管坯在充液壓制成形增壓校形階段，后蓋區頂部均產生了垂直于軸線的裂紋，如圖13所示。測量裂紋附近的壁厚，計算出第一種管坯的減薄率達18.96%，超過文獻[12]給出的近似開裂判據值，而且較模擬時的減薄率18.13%增大了4.58%；第二種管坯的減薄率為14.10%，并未達到近似開裂判據值，較模擬時的減薄率13.06%增大了7.96%。

圖13 壓制時后蓋開裂樣件

將第三種預成形管坯用壓制模具進行壓制成形，樣件外形輪廓清晰未出現開裂，如圖14所示。測量結果表明，后蓋頂點處壁厚最薄，其值為4.78mm，較壓制成形前的壁厚5.50mm減薄率為13.09%，較模擬時的壁厚減薄率12.19%增大了7.38%。

圖14 優化后管坯壓制成形樣件

4 結論

(1)基于預成形管坯充液壓制過程中橋包后蓋區的變形分析，揭示了壓制成形時預成形管坯后蓋區開裂的原因：若后蓋半徑過小，管坯與模具型腔間距大，將導致管坯在校形時壁厚減薄嚴重，產生開裂；若預成形管坯取值較大，兩側曲率半徑變化過急，在校形階段，當最高點附近經向拉應力超過材料強度極限值時產生開裂。

(2)提出了預成形管坯后蓋輪廓形狀的設計方法：將預成形管坯后蓋區冠頂部分設計成準球冠狀，最高點處的半徑作為基準半徑，由最高點向兩側，曲率半徑逐漸線性減小，使得其在增壓校形階段，后蓋區各處同步貼模。

(3)針對某載重5t的汽車橋殼，通過對多組不同參數的預成形管坯的數值模擬，確定了后蓋冠頂最大縱向截面輪廓基準系數為1.03～1.06、漸變系數為0.015～0.045，并對后蓋半徑為175mm、輪廓系數為0.025的預成形管坯進行了壓制成形實驗，結果表明：管坯經壓制成形后得到后蓋無開裂、外形輪廓清晰的合格樣件。

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(編輯 王旻玥)

CrackingAnalysisofRearCoversandShapeOptimizationofPreformedPipesforFilling-pressingFormingAxleHousings

WuNa1,2WangLiandong1ShenYakun1ZhangMeng1

1.YanshanUniversity,Qinhuangdao,Hebei, 066004 2.TangshanUniversity,Tangshan，Hebei, 063000

Aimingatthephenomenonofrearcovercrackingincurrentproduction,thecrackingreasonwasrevealedbyanalyzingthepressingdeformationofrearcoversintwoextremecases.Thedesignmethodofthemaximumlongitudinalsectionprofileofthepreformedpipeswasproposed,andthedefinitionsoftheprofilereferencecoefficientK0andgradientcoefficientK1weregiven.Fora5tautomobileaxle-housing,thevaluerangedoftheprofilereferencecoefficientK0andgradientcoefficientK1weredeterminedthroughsimulatingthepressingformingprocessesofthepreformedpipeswithdifferentsizesofrearcoversusingABAQUS.Andtheresultsofthepressingformingtestshowthattheoptimizedpipesareofgoodformability,thewallthinningrateofrearcoversislowandthereisnocracking.

axlehousing;bugling-pressingforming;preformedpipe;cracking;finiteelementsimulation

2016-01-25

河北省自然科學基金資助項目(E2012203022)；河北省研究生創新資助項目(00302-6370015)

TG316

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.23.020

吳 娜，女，1980年生。燕山大學車輛與能源學院博士研究生，唐山學院機電工程系副教授。主要研究方向為液壓脹形工藝理論與技術。王連東(通信作者)，男，1967年生。燕山大學車輛與能源學院教授、博士研究生導師。沈亞坤，女，1990年生。燕山大學車輛與能源學院碩士研究生。張 蒙，女，1991年生。燕山大學車輛與能源學院碩士研究生。