卡車驅動橋殼體機械擴脹成形工藝分析及實驗研究

羅建國 李 攀

華北科技學院機電工程學院，廊坊，065201

0 引言

驅動橋殼是一種大尺寸的復雜金屬管類零件， 被用作驅動橋傳動系統的支撐體，為傳動系統的正常運轉提供保證[1],因此，驅動橋殼是車輛底盤驅動橋總成的關鍵承力零件。另外，在卡車驅動橋的諸多組合結構中，驅動橋殼的質量最大、形狀也最復雜，這些特點致使該類零件的生產制造具有較大的難度[2-3]。目前,車橋制造行業生產大中型的車輛驅動橋殼時，主要采用鑄造或沖壓焊接的生產工藝。鑄造橋殼雖然強度和剛度較大，但鑄造工藝不易控制且能量和材料消耗較多；而沖壓焊接橋殼的質量雖有所減輕，但沖壓焊接工藝流程多，產品在長期使用后會出現漏油和局部斷裂等缺陷[4-5]。為滿足當前車輛制造在強度、輕量化和成本控制等方面的強烈需求，驅動橋殼體的整體結構設計應運而生，而開發與之配套的新型成形技術則是實現汽車輕量化和保證其安全使用性的重要手段，因此，整體式驅動橋殼體成形工藝的開發亦逐漸成為車輛制造行業競相研究的熱點[6-8]。

國內外關于整體式驅動橋殼體成形技術的研究主要集中于以無縫鋼管為原料的中部擴脹成形方面,目前雖已提出了較多的成形方法，但尚未形成一種成熟的整體式驅動橋殼體成形工藝，而在厚壁管的驅動橋殼體成形方面，機械擴脹成形技術已成為研究重點[9-10]。20世紀80年代，美國和法國率先采用機械擴脹技術進行了汽車驅動橋殼體的脹形成形[11]。國內在上世紀末引入法國的機械熱擴脹成形工藝后，國內學者以熱脹形技術為基礎展開了相關研究[12]，機械擴脹技術才得以迅速發展。趙宇峰[13]對有芯脹形和無芯脹形的成形過程進行了數值模擬，并對比了預制孔的形狀尺寸因素對管坯成形性的影響。韓英淳等[14]總結出預制孔與凸模形狀的匹配問題，基于軸向進給量和整形特征，提出了過脹反整形的校形方法并討論了脹形系數對橋包成形質量的影響。但是，國內對驅動橋殼體機械熱擴脹成形技術的研究多處于理論研究和數值模擬階段，且缺乏足夠的實驗驗證。

本文結合中型卡車驅動橋殼體的結構特點，提出一種在帶有軸向輔助推力的條件下，使用無縫鋼管并采用機械擴脹成形技術成形驅動橋殼體的新型成形工藝。研究過程中推導了該工藝下管坯極限擴脹成形系數的解析式，研究了成形過程各方向上力參量的匹配關系對擴脹成形系數的影響規律。以某中型卡車驅動橋殼體為研究對象，通過數值模擬結合工藝實驗，對所提出的成形工藝進行了分析和驗證。

1 驅動橋殼體機械擴脹成形工藝

以截面為方形的無縫鋼管為工件坯料，利用本文所提出的成形工藝制造驅動橋殼,詳細的工藝流程如圖1所示。主要步驟為：①開預制孔(在管坯中部相互平行的兩個側面切割具有一定形狀和尺寸要求的預制通孔)；②尖劈預成形(利用一定形狀的尖劈漸進穿過兩個預制孔，使預制孔在垂直于鋼管軸向方向上的尺寸變大，從而形成可以容納擴脹芯的空間)；③徑向機械脹形(利用制動尖劈驅使兩個背對的擴脹芯在垂直軸線的半徑方向上做反向運動，從而將預制孔擴脹至琵琶包的最大徑向尺寸,徑向脹形的同時，需要在鋼管軸線方向上對橋殼體兩個端面施加等值反向的輔助推力)；④軸向整形(利用整形芯模消除琵琶包外壁和脹形凹模內壁之間的縫隙，完成橋殼體的成形)。

圖1 驅動橋殼體機械脹形主要工藝流程圖Fig.1 Main process flow chart of mechanical bulging for drive axle housing

2 無縫鋼管機械擴脹成形系數研究

管坯極限擴脹成形系數，表征了無縫鋼管的脹形區域在相應的加載工況和外部環境下所能被脹大的極限程度，定義為K=dmax/d0,其中dmax表示脹形后擴脹區的徑向尺寸，d0表示脹形前擴脹區的徑向尺寸。如果擴脹成形系數過大，使擴脹區的變形超過了管坯材料所允許的脹形極限，則橋殼的脹形區域就會發生破裂，因此，管坯極限擴脹成形系數對于確定驅動橋殼在擴脹芯從內向外擴脹方式下的成形規程十分重要。針對壁厚較大的管坯，鋼管中部需加熱至高于材料的再結晶溫度才能進行擴脹，文獻[10]中表明了金屬管材在高于金屬再結晶溫度條件下的極限脹形比不得超過2.5。對于壁厚或脹形程度不大的橋殼體，選擇常溫下或將包含預制孔的管段加熱至低于材料再結晶溫度即可滿足擴脹的要求。另外，加熱溫度在低于金屬再結晶溫度下，擴脹區金屬質點之間抻拉效應較大，變形過程中壁厚變化受壓應力的影響較小，壁厚的變化趨勢更加符合橋包在工作狀態下的受力分布。而關于管坯在低于材料再結晶溫度條件下進行機械擴脹的極限成形系數的確定，國內外學者尚未有明確的研究成果。本文提出的工藝，加熱區溫度低于金屬再結晶溫度且帶有軸向輔助推力，該工藝決定了極限脹形系數應在特定范圍取值。

在鋼管中間部位變形區的內壁上截取單元體作為研究對象。由于管坯中部被預制孔隔斷，中部的質點在垂直脹形面方向的應力可忽略不計，此時單元體所受的應力為環向應力σθ和徑向應力σp，可近似看作平面應力狀態。多數工程常用金屬在低于其再結晶溫度時會發生大變形，都會產生加工硬化,管坯進行徑向擴脹時，材料的真實應力-應變曲線可用冪指數形式表達如下：

σs=BEn

(1)

式中，σs為材料的屈服應力;E為對數應變;B為強度系數；n為硬化指數。

根據拋物線型真實σ-ε曲線的經驗方程可得到強度系數B和硬化指數n，即

于是有

(2)式中，δu為金屬材料的拉伸率;Yb、Eb分別為應變曲線上失穩點的等效應力和對數應變;σb為材料的抗拉強度。

假設塑性變形過程中體積不變，令ξ=ερ/εθ，其中，ερ為質點徑向的正應變;εθ為質點環向的正應變。導入等效應變方程，可得到如下表達式：

(3)

式中,Eθ為質點環向的對數應變。

設脹形后橋殼琵琶包的外徑為Dt，脹形前的外徑為Dt-1，對于最大脹形部位的質點有Eθ=ln(Dt/Dt-1)。假定在徑向機械脹形時，橋殼最大脹形處質點的塑性應變和應力偏量成比例，則

可推導得到

(4)

將式(4)代入式(2)，得

即

由于σθ≤Yb，則極限脹形系數K可表示為

(5)

3 機械擴脹成形中力的匹配

根據工藝的成形技術原則，橋殼體擴脹成形發生于鋼管中部包含預制孔的管段，而鋼管兩端的直臂段不發生塑性變形，因此鋼管兩端所受的壓應力不得超過常溫下金屬材料的真實屈服應力。若根據需要，脹形前將脹形區加熱至低于金屬再結晶溫度的某一溫度，再加上金屬在變形過程中產生的變形熱，因此不管是否加熱，在成形過程中，管坯中部金屬的溫度總是高于不參與擴脹的直臂部分。由于溫度的作用，擴脹區金屬的屈服應力比直臂部分金屬的屈服應力要小得多。由此可以得出，擴脹時橋殼兩端輔助推力的取值條件，即琵琶包最大脹形部位垂直于軸向的截面上，由輔助推力所產生的壓應力的絕對值不得大于在該溫度下金屬材料的真實屈服應力。

那么，設輔助推力為Fp，管坯擴脹區在低于金屬再結晶溫度以下時，最大脹形處質點的最大環向應力σθ可表示為

σθ=Fp/(2S)+σs

(6)

式中，S為最大脹形處單個橫斷面的面積(在擴脹過程中近似不變)。

設擴脹芯模具脹形面的面積為S0，單側脹形載荷為Fb，則在脹形過程中，徑向應力σρ可表示為

σρ=Fb/S0

(7)

在徑向機械擴脹成形過程中，脹形區各個質點的應力應變狀態是不同的。在成形階段的絕大多數時間里，琵琶包最大脹形部位的應力和應變狀態約束著擴脹變形的極限脹形量。因此，為調整輔助推力和脹形力，可通過控制最大脹形處質點的應力應變狀態，從而達到調節極限脹形系數的目的。圖2和圖3所示分別為在低于金屬再結晶溫度時進行擴脹，σρ/σθ和ερ/εθ變化對極限擴脹成形系數的影響規律。由圖2和圖3可以看出，

圖2 σρ/σθ對極限脹形系數的影響Fig.2 The influence of σρ/σθ on the limit bulging coefficient

圖3 ερ/εθ對極限脹形系數的影響Fig.3 The influence of ερ/εθ on the limit bulging coefficient

在脹形區金屬未被拉裂的情況下，徑向擴脹應力與環向應力之比的絕對值和徑向應變與環向應變之比的絕對值越大，徑向極限擴脹成形系數就越高。

4 驅動橋殼體機械擴脹成形數值模擬

本文利用所提出的工藝，對使用無縫鋼管在常溫下擴脹某5 t卡車驅動橋殼體琵琶包的主要成形過程進行了數值模擬。該橋殼體的形狀尺寸如圖4所示。

圖4 驅動橋殼體示意圖Fig.4 The diagrammatic sketch of drive axle housing body

有限元模擬中采用橋殼體的1/2模型，如圖5所示。鋼管材料為20Mn2,截面尺寸規格為100 mm×100 mm×8 mm。預脹形尖劈下行速率為35 mm/s，擴脹芯的徑向運動速率為14.5 mm/s，模具和管坯的摩擦因數為0.12。對流熱交換系數為0.02 N/(s·mm·K)，坯料與模具間的傳熱系數為5 W/(m2·K)。

(a)尖劈預脹形模型

(b)徑向擴脹成形模型圖5 驅動橋殼體成形過程有限元模型Fig.5 The finite element model for forming process of drive axle housing body

為了方便對比，在預脹形之后，分別對無軸向輔助推力和有輔助推力的情況進行模擬。工藝實驗中，壓力機能夠分配用來驅動擴脹芯的推力為41 t，擴脹芯脹形面的面積約為17 966 mm2,最大脹形處單個截面的面積約為1 001 mm2。若側向輔助推力為112 t，運用所推導的極限擴脹成形理論，求得該條件下方管的極限脹形系數約為1.983，取其90%，則徑向擴脹時的成形系數為1.785。預脹形后橋殼體的最大徑向尺寸為170 mm，脹形系數1.785在理論上滿足一次性成形的要求，故不需要進行分道次擴脹。

無輔助推力條件下直接進行擴脹后，橋殼體的應力應變分布如圖6所示。由圖6可以看出，橋殼變形過程中等效應力和等效應變在琵琶孔兩側與直臂段結合處發生彎曲的部位最為集中，該部位在擴脹過程中的最大等效應力可達到795 MPa,超過常溫下20Mn2材料的抗拉強度785 MPa，理論上該部位已經出現了裂紋。圖7所示為有輔助推力條件下擴脹后應力和應變分布。由圖7可以看出，其最大等效應力為758 MPa,小于材料的抗拉強度，理論上未發生破壞。脹形后，應力集中區的壁厚減薄程度較大，是最容易發生拉裂的部位。模擬結果證明在以擴脹芯為主導徑向成形的情況下，變形區受拉應力的影響較大，軸向輔助載荷不能改變金屬的流動方向，但對緩解預制孔兩側拐角部位應力集中和改善產品的成形性具有重要作用。

(a)等效應力 (b)等效應變圖6 無軸向推力擴脹后應力和應變分布Fig.6 The stress and strain distribution after expansion without axial thrust

(a)等效應力 (b)等效應變圖7 有軸向推力擴脹后應力和應變分布Fig.7 The stress and strain distribution after expansion with axial thrust

5 驅動橋殼體機械擴脹成形實驗

為驗證所提出橋殼體機械脹形工藝的可行性，選擇合適的無縫鋼管進行5 t卡車驅動橋殼體的機械擴脹成形實驗。需強調的是，在徑向擴脹成形實驗中，擴脹芯的運動是在制動尖劈的驅使下進行的。擴脹芯的后側帶有凹槽可作為限制制動尖劈運動的導軌，制動尖劈下行，驅動兩個擴脹芯反向運動，從而使得脹形區發生形變。實驗在1 000 kN/4 000 kN×2多向液壓機上進行，軸向輔助推力由液壓機兩側的油缸提供，實驗工裝設備如圖8所示。無縫鋼管的材質、規格及成形工況與數值模擬相同，管坯與模具的接觸區域涂抹潤滑劑以減小摩擦。

(a)尖劈預脹形工序 (b)徑向擴脹成形工序 圖8 驅動橋殼機械擴脹成形實驗過程Fig.8 The process of mechanical bulging forming experiment for drive axle housing body

未施加軸向輔助推力進行徑向機械擴脹后，在脹形區兩側與直臂段結合處發生彎曲的部位產生了破裂,如圖9所示，其結果與數值模擬的結果一致。而通過壓力機兩側滑塊對鋼管兩側施加軸向輔助載荷進行徑向擴脹后得到的橋殼體沒有發生拉裂，琵琶包的徑向部分已完全成形(圖10)。后續經過軸向整形即可完成橋殼體的成形，充分證明了施加軸向輔助載荷對于防止拉裂缺陷的必要性。

圖9 脹裂的橋殼體及其裂紋Fig.9 The cracked drive axle housing body and its crack

圖10 擴脹前的管坯和成形橋殼體(未破裂)Fig.10 The tube material and axle housing body (unbroken)

該驅動橋殼的形狀是對稱分布的，為了研究脹形區域的壁厚分布情況，沿著對稱面截取琵琶包的四分之一部分，對未破裂的驅動橋殼體樣件上橋包中間截面a-b-c-d路徑的壁厚進行實測，圖11為中間截面壁厚測量路徑的示意圖。實際測量壁厚的分布規律如圖12所示。

圖11 中間截面壁厚測量路徑示意圖Fig.11 Schematicsketch of the middle cross section and the path of measuring wall thickness

圖12 擴脹區實測壁厚與數值模擬壁厚分布對比Fig.12 The wall thickness distribution comparison of practical experiment and numerical simulation

由圖12可以看出，擴脹過程中脹形區內壁受到最大壓應力的不斷變化造成了壁厚逐漸減小，從而出現了少許起伏。試樣壁厚最薄位置達6.92 mm，壁厚減薄率為13.5%，具體體現在圖11中以a點為起始點的a-b-c-d路徑上弧長大約150 mm處，即P點所處位置。本工藝強調的是以擴脹芯的運動為主導的脹形過程，擴脹芯弧面的頂部與脹形區內壁是貼合的，即琵琶包脹形區內壁的頂部受到擴脹芯所施加的壓應力作用較大。因此，琵琶包脹形區的頂部和側端與直臂段連接的拐角部位是成形過程中應力相對集中的區域，導致鄰近的金屬趨向于這兩個部位流動，從而使擴脹區其他部位的金屬受到抻拉。隨著脹形進程的推進，琵琶包兩側和直臂段結合部位發生彎曲的趨勢持續增大，彎曲部位內的質點間會發生一定程度的相互擠壓，形成的增厚效應令彎曲區末段的壁厚減薄量較小。脹形區內壁逐步與擴脹芯貼合的部位，由于受到壓應力作用，故其減薄趨勢逐漸減小；而脹形區內從未與擴脹芯接觸，同時又在彎曲變形影響之外的部位，受到抻拉的作用最大。由圖12可以看出，脹形區內壁與擴脹芯貼合部位的壁厚從頂部向側端在總體上接近線性遞減，而脫離擴脹芯部位壁厚減小的梯度突然增大，壁厚在最薄點外大幅度增大并恢復至原來的壁厚值。P點位于彎曲區內受彎曲變形增厚效應影響范圍的臨界區域，因此受拉變薄的程度最大。本實驗中，擴脹芯單側弧面長度為122.5 mm,圖12中顯示琵琶包切割路徑上約150 mm處壁厚減薄程度最大，與前面對壁厚變化的分析相符。另外，實測的壁厚分布規律與數值模擬基本吻合。實驗結果驗證了本文所提出的驅動橋殼體機械擴脹成形工藝的可行性以及軸向輔助載荷對于改善擴脹區受力狀態、防止拉裂缺陷的重要作用。

6 結論

(1)本文提出了適用于中型卡車驅動橋殼體的成形工藝，該工藝的核心工序是在徑向機械擴脹的過程中對無縫鋼管兩端施加軸向載荷。

(2)推導了變形區在低于材料再結晶溫度條件下，無縫鋼管坯徑向機械脹形系數的表達式。揭示了在脹形區金屬未被拉裂的情況下，徑向極限擴脹成形系數隨力的匹配關系調整而變化的規律。給出了徑向脹形時軸向輔助載荷的取值范圍，即琵琶包最大脹形部位垂直于鋼管軸向的截面，由輔助推力所產生的壓應力的絕對值不得大于在該溫度下金屬材料的真實屈服應力。

(3)在以擴脹芯為主導徑向脹形的前提下，軸向輔助推力并不能改變擴脹區金屬的流動趨勢，但能有效地緩解應力集中，因此，施加軸向輔助載荷在徑向擴脹過程中是防止脹形區產生拉裂缺陷的必要措施。工藝實驗樣件脹形區的壁厚分布規律和數值模擬基本吻合，驗證了所推導脹形理論的正確性和機械脹形工藝在橋殼體制造領域的可行性。

[1] 王豐元.重型貨車驅動橋殼動態特性研究[D].青島：青島理工大學,2012. WANG Fengyuan. Research on Dynamic Characteristics of Heavy Truck Driving Axle Housing[D]. Qingdao: Qingdao University of Technology,2012.

[2] 鄭娟英.我國重型汽車車橋歷史、現狀及發展趨勢[J].汽車實用技術，2010(2)：19-24. ZHENG Juanying. The History, Present Situation and Development Trend of Heavy-duty Vehicle Axle in China[J]. Automobile Applied Technology,2010(2)：19-24.

[3] WANG Liandong, CUI Yaping, YANG Dongfeng. Study of Bulging-pressing Compound-deforming Automobile Axle Housing with a Common Press[C]// Applied Mechanics and Materials. Ningbo,2012:1972-1977.

[4] 王建東.驅動橋殼生產工藝性探討[C]// 2009年中國鑄造活動周論文集.威海,2009:17-18. WANG Jiandong. Discussion on Manufacturing Process of Drive Axle Housing[C]// The Proceedings of Chinese Casting Activities Week in 2009.Weihai,2009:17-18.

[5] ZHOU Y C, SUN M Z, HE L J. Analysis and Optimization Design on Drive Axle Housing of Light Commercial Vehicle[C]// Advanced Materials Research. Dalian,2013:1314-1317.

[6] ZHANG P M, MA L Q, ZHANG W C. The Finite Element Analysis of Axle Housing[J]. Applied Mechanics and Materials,2015,707:309-312.

[7] ZACHAROF N, TIETGE U, FRANCO V, et al. Type Approval and Real-world CO2and NOx Emissions from EU Light Commercial Vehicles[J]. Energy Policy,2016,97:540-548.

[8] ZHANG Z, ZHANG Y C, LI J, et al. Numerical Simulation on Aerodynamic Characteristics of Heavy-Duty Commercial Vehicle[C]// Advanced Materials Research. Guangzhou, 2012:477-482.

[9] 劉永紅.載重車驅動橋殼結構分析及整體擠壓成形研究[D].長春：吉林大學，2016. LIU Yonghong. Structural Analysis and Study on Integral Extrusion Forming Process of Axle Housing of Truck[D]. Changchun: Jilin University,2016.

[10] 王源.重型車驅動橋殼整體機械熱擴脹整形工藝研究[D].長春：吉林大學，2014. WANG Yuan. Research on Integral Mechanical Thermal Expansion Forming Process of Heavy Duty Vehicle Rear AxleHousing[D]. Changchun: Jilin University,2014.

[11] 薛克敏，李紀龍，李萍,等.汽車橋殼機械式脹形數值模擬及實驗[J].塑性工程學報，2013，20(6)：31-34. XUE Kemin, LI Jilong, LI Ping, et al. Numerical Simulation and Experimental Study on the Mechanical Bulging Process of Axle Housing[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2013，20(6)：31-34.

[12] 李紀龍.汽車橋殼整體成形數值模擬及實驗研究[D].合肥：合肥工業大學，2014. LI Jilong. The Numerical Simulation and Experimental Study of Automobile Axle Housing Bulging Process[D]. Hefei: Hefei University of Technology,2014.

[13] 趙宇峰.汽車后橋殼機械熱脹成形有限元模擬研究[D].長春：吉林大學，2010. ZHAO Yufeng. Research on the Finite Element Simulation of the Automobile Rear Axle Housing Mechanical Thermal Expansion[D]. Changchun: Jilin University,2010.

[14] 韓英淳，于多年，趙靜宜，等.汽車輕量化的設計與制造新工藝[J].汽車工藝與材料，2003(5)：6-8. HAN Yingchun, YU Duonian, ZHAO Jingyi, et al. Lightweight Design of Automobiles and New Manufacturing Process[J]. Automobile Technology & Material,2003(5)：6-8.