T型三通管內高壓成形仿真與實驗研究

王榮耀，李 健，黃 煜，張維烜，楊小龍，葛動元

（廣西科技大學 機械與交通工程學院，廣西 柳州 545006）

0 引言

內高壓成形技術是一種新型加工工藝，可用一體空心管狀件替代多個沖壓零件的焊接組合件，能極大地降低零部件重量.內高壓成形管件常用于汽車框架、排氣管及發(fā)動機排氣系統等.三通管為汽車空心管類連接件中的典型代表，相較于沖壓、焊接工藝，內高壓成形工藝能實現一體成形且具有模具數量少，結構輕量化等優(yōu)勢.三通管的內高壓成形工藝逐漸開始取代傳統焊接支管成形，因此，研究三通管內高壓成形具有重大意義.

國內外學者對內高壓成形技術進行了很多研究，秦文東等[1]基于有限元軟件AUTOFORM對異型管件進行多工步內高壓成形仿真研究，研究了摩擦系數等工藝參數對于成形結果的影響，得到合理參數組合，對異型管件實際生產提供了理論指導；Ma等[2]通過實驗數值模擬和實驗研究了彎管工藝、熱處理及加載路徑對汽車中冷管成形過程的影響，研究表明彎管工藝中，彎曲區(qū)域材料奧氏體向馬氏體發(fā)生相變，減低了管件的剛度，在管件液壓成形前有必要進行熱處理工藝；羅建斌等[3]開展了對非對稱管件的仿真研究，研究了不同加載路徑對于內高壓成形結果的影響，獲得了最優(yōu)的參數組合；戴龍飛等[4]利用Dynaform有限元軟件對三通管進行仿真，研究了在0.01～0.20范圍內6種不同摩擦系數情況下，支管高度和壁厚的變化情況；黃燦彰等[5]采用有限元模擬方法，研究了軸向進給以及內壓加載路徑對T型三通管內高壓成形的影響；Oliveira等[6]對鋁合金管彎曲和液壓成形過程進行了有限元模擬，考慮了歷史變形中加工硬化對后期液壓成形的影響，結果表明鋁合金側軌的最終壁厚分布和周向應變主要是受彎管過程影響，周向應變主要受預成型和液壓成形過程影響；滕步剛等[7]研究了Y型三通管的內高壓成形仿真與實驗，分析了成形結果過渡區(qū)出現的起皺、破裂等缺陷及其原因，為內高壓成形工藝在Y型三通管實際生產中的應用奠定了理論基礎.內高壓成形工藝參數優(yōu)化是國內內高壓研究的熱點問題，國內已經采用DYNAFORM有限元軟件對三通管內高壓成形過程進行仿真，基于正交試驗優(yōu)化設計方法找出了T型管內高壓成形的內壓力、軸向進給量、背壓力三參數的最優(yōu)組合，并成功完成樣件試制[8-9]；華如雨等[10]結合幾何映射設計方法優(yōu)化得到三通管的斜口管，并利用仿真與實驗結合的方法進行了驗證，結果證明使用此方法得到的三通管壁厚均勻性得到顯著提高；Manabe等[11]開發(fā)了一種新型的模內傳感系統，并利用模糊控制自適應確定了合適T型三通管內高壓成形的加載路徑，進行了T形管液壓成形實驗，驗證了模具嵌入式系統和過程中模糊控制系統的有效性；Teng等[12]采用與模糊控制算法相結合的自適應仿真方法來優(yōu)化液壓成形T型管的加載路徑，對6種評估函數根據模糊控制器的專家經驗對參數進行調整，對T型三通管內高壓成形過程進行了優(yōu)化.

以往對于三通管的內高壓成形研究主要集中于內壓力、軸向進給及相關匹配關系的優(yōu)化，對于背壓推頭后退量及背壓推頭加載路徑方面的研究較少，且大部分研究缺少三通管內高壓成形實驗驗證.本文首先對三通管進行內高壓成形實驗，發(fā)現其成形質量問題；然后對三通管成形過程進行有限元仿真，通過實驗與仿真結果對比驗證了有限元模型建立與仿真的正確性，基于此分析了背壓推頭后退量、背壓推頭加載路徑與整形壓力對三通管成形質量的影響，獲取關鍵參數最優(yōu)組合；最后通過實驗獲得成形質量較好的三通管樣件.

1 三通管內高壓實驗及成形缺陷

三通管初始管坯材料為T2紫銅，管坯長度為130 mm，直徑為22 mm，厚度為1.5 mm.利用液壓成形設備進行三通管內高壓成形實驗，管坯主管與支管相貫處圓角半徑為10 mm，模具圖如圖1所示.過程出現有缺陷，成形結果如圖2所示.圖2（a）缺陷形式為死皺，此時為脹形后期階段，支管已達到一定高度，但由于在后期材料流動性降低，內壓力較小而軸向進給量過多，導致管坯在圓角處形成死皺；圖2（b）缺陷形式為破裂，在脹形初期壓力開始上升而軸向進給較小，以致于補料不足，支管頂部壁厚迅速減薄，最終導致破裂.背壓推頭后退量為5 mm，左右推頭進給線性加載至25 mm，內壓力線性加載至75 MPa，加載時間為0.025 s，獲得實驗成形結果如圖3所示，經測量支管高度僅為9 mm.由于在三通管內高壓成形過程中影響三通管成形質量因素過多，因此，需要對三通管內高壓成形過程進行數值模擬和分析，確定影響三通管成形結果的管件關鍵因素，同時避免試錯法帶來的材料浪費，節(jié)約成本.

圖1 三通管模具示意圖Fig.1 T-shaped tube billet mold diagram

圖2 三通管內高壓成形實驗缺陷Fig.2 Defects of T-shaped tube hydroforming experiment

圖3 三通管內高壓成形實驗結果Fig.3 Experimental results of T-shaped tube hydroforming

將實驗成形三通管沿中線切開，選用電子游標卡尺選取切開樣件邊緣點壁厚進行測量，從距左端20 mm起，每隔4 mm取一個測點，共取15個測點如圖4所示，測量各點壁厚如圖5所示.從圖5中可知最小壁厚值位于支管頂部測點8，測點7、8、9支管頂部壁厚呈減薄狀態(tài)，因為支管頂部處于補料區(qū)最遠位置，由于存在摩擦力等因素，材料無法實現完全補料，使得管件壁厚減薄；測點4、12為壁厚最大處，測點4、5、11、12位于圓角處，壁厚呈增厚狀態(tài)，這是由于圓角處的材料流動方向與軸向進給力方向呈一定角度，并且在內壓力作用下管材逐漸貼模，極大地阻礙了材料流動，材料發(fā)生堆積，所以壁厚增大；測點1、2、3、13、14、15位置與補料區(qū)接近，壁厚雖然增大，但由于材料流動方向與軸向力方向一致，材料流動性較好，壁厚增厚幅度較圓角區(qū)較小.

圖4 三通管測點分布圖Fig.4 Distribution of measuring points of T-shaped tube

圖5 測點壁厚曲線Fig.5 Wall thickness curve of measuring point

2 三通管有限元分析

2.1 材料測試

為獲取實驗紫銅管材料力學參數，結合萬能拉伸實驗機對試樣進行拉伸試驗如圖6所示，拉伸試驗速度為5 mm/min，材料拉伸過程經歷彈性變形、塑性變形以及頸縮斷裂等階段，由于應變超過0.25時拉伸出現頸縮，之后試樣變形區(qū)不再是單向應力狀態(tài)，其真實應力-應變曲線不能簡單由工程應力-應變曲線轉化得到，頸縮之前的真實應力-應變曲線可由工程應力-應變曲線轉化得到.實驗獲得紫銅管工程應力-應變曲線如圖7所示，經式（1）、式（2）計算得到紫銅管真實應力-應變曲線如圖8所示，采用非線性有限元軟件DYNAFORM仿真時僅需要單向拉伸應力狀態(tài)下材料的真實應力-應變曲線，故滿足要求.

式中：σ——真實應力，MPa；s——工程應力，MPa；ε——真實應變；e——工程應變.

圖6 紫銅管拉伸試驗Fig.6 Tensile test of copper tube

圖7 紫銅管工程應力-應變曲線Fig.7 Engineering stress-strain curve of copper tube

圖8 紫銅管真實應力-應變曲線Fig.8 True stress-strain curve of copper tube

2.2 有限元模型建立及仿真結果分析

根據實驗實際工況建立左推頭、右推頭、背壓推頭、上模具、下模具和管件的整體有限元模型，如圖9所示.其中管坯長度為130 mm，直徑為22 mm，上模具、下模具長度均為150 mm，左沖頭、右沖頭、背壓沖頭直徑均為22 mm.摩擦系數選用標準銅μ=0.15，模具、推頭和管材均采用殼單元，推頭和模具都定義為剛體，管件為變形體，使用平面四邊形網格進行劃分，網格單元總數為2 776個，以實驗測試獲取的真實應力-應變曲線為基礎設置材料參數.左右軸向進給量設置為線性加載至25 mm，背壓推頭后退量設置為5 mm，內壓力采用線性加載至75 MPa，加載時間均為0.025 s，與前面實驗加載條件保持一致，通過仿真分析得到成形結果和壁厚分布如圖10所示.經測量脹形高度為9.34 mm，與實驗脹形高度相比，相差0.34 mm.將相同位置測點壁厚與實驗測量結果進行對比如圖11所示，從圖11中可以看到實驗值與仿真值最大誤差為6.4%，滿足誤差要求，驗證了有限元模型建立與數值模擬的正確性.

圖9 有限元模型Fig.9 Finite element model

圖10 數值模擬成形結果Fig.10 Numerical simulation forming results

3 關鍵因素對T型三通管內高壓成形質量影響

針對三通內高壓成形實驗中支管脹形高度較低，容易出現破裂、起皺等缺陷，為了得到成形質量好、脹形高度較高的三通管，在驗證了三通管有限元模型建立正確性的基礎上，對三通管繼續(xù)仿真分析，找到影響三通管成形質量關鍵參數，得到最優(yōu)加載參數組合，并指導進行三通管內高壓成形實驗.為研究T型三通管內高壓成形規(guī)律，研究背壓推頭后退量、背壓推頭加載路徑以及整形壓力等關鍵因素對于成形質量的影響，選用最小壁厚、支管高度H、有效支管高度h及支管頂部圓直徑d等作為成形質量評價指標，如圖12所示.

圖11 各測點實驗與仿真厚度值Fig.11 Experimental and simulated thickness values at each measurement point

圖12 所選關鍵參數示意圖Fig.12 Schematic diagram of selected key parameters

3.1 背壓推頭后退量

背壓推頭后退量對三通管的支管脹形高度起著重要影響，較小的背壓推頭后退量管件壁厚較大但支管脹形高度較低，較大背壓推頭后退量使得管件減薄嚴重.為確定合適的背壓推頭后退量，仿真時將背壓推頭后退量設置為7 mm、8 mm、9 mm，其他影響因素不變，內部最大壓力為75 MPa，左右補料量均為25 mm，圓角半徑為9 mm，仿真結果及各參數統計結果分別如圖13、表1所示.從表1中可知：3種不同背壓推頭后退量下的頂部圓角直徑變化不大，因此，背壓推頭對頂部圓直徑影響較小；當背壓推頭為7 mm時，最小壁厚為1.31 mm，由于后退量不足，雖然壁厚相對于其他減薄程度最低，但支管高度最低僅為15.71 mm；當背壓推頭為8 mm時，最小壁厚為1.23 mm，支管高度增至17.49 mm；背壓推頭后退量為9 mm時，支管高度與背壓推頭后退量為8 mm時相差較少，由于后退量過大，壁厚減薄最為嚴重，最小壁厚為1.16 mm.這是由于背壓推頭對于成形過程中支管產生反作用力，推頭后退量不足，反作用力會限制支管脹形區(qū)材料的流動性，脹形高度降低，支管頂部增厚嚴重；推頭后退量過大，支管區(qū)域在豎直方向基本屬于自由脹形，雖然脹形高度增大，但減薄較嚴重.由此可知，背壓推頭后退量為8 mm時，三通管成形質量最好，壁厚減薄在合理范圍內，支管高度最高.

圖13 不同背壓推頭后退量的成形結果Fig.13 The forming results under different back pressure push head regression

表1 不同背壓推頭后退量參數統計結果Tab.1 Statistical results of parameters under different back pressure push head and back volume mm

3.2 背壓推頭加載路徑

圖14 不同背壓推頭加載路徑Fig.14 Loading path of push head under different back pressure

在管坯主管與支管相貫處存在圓角區(qū)域，背壓推頭與管件非直接接觸，因此在脹形初期管件為自由脹形階段，支管頂部減薄最為嚴重，在成形過程中無緩沖階段用于材料累積，在補料不足或壓力過大的情況下容易破裂.為此，在背壓推頭后退量為8 mm時，設計3種不同背壓推頭加載路徑如圖14所示，其他參數保持不變.Line 1加載路徑為直線加載；Line 2加載路徑為脹形初期背壓推頭保持不動，后期直線加載；Line 3加載路徑在初期背壓推頭保持不動，然后快速后退，在0.02 s時背壓推頭保持不變.不同加載路徑下成形結果如圖15所示，各參數統計結果如表2所示，在Line 1加載路徑下，支管高度最低，最小壁厚為1.23 mm；在Line 2加載路徑下，可用支管高度得到增大，但壁厚減薄最為嚴重，最小壁厚為1.13 mm，因為在脹形初期，背壓推頭在接觸管件后再向后移動，這使得管件自由脹形后得到一定緩沖，支管材料累積，可使支管高度提升，但由于后期管件脹形速度降低后背壓推頭速度不變，支管頂部壁厚急劇減薄；而在Line 3路徑下，在前期背壓推頭保持不動，脹形中期內壓力與軸向進給量快速增大，管件脹形速度增大，此時背壓推頭快速移動至8 mm后保持不動，此時在較大內壓力和推頭反作用力相互作用下材料得到補充，頂部圓角直徑加大，最小壁厚增至1.35 mm，由此可知，在Line 3加載路徑下成形結果質量最好.

圖15 不同背壓推頭加載路徑下成形結果Fig.15 Forming results under different back pressure push head loading paths

表2 不同背壓推頭加載路徑下參數統計結果Tab.2 Statistical results of parameters under different back pressure push head loading paths mm

3.3 整形壓力

由于材料存在彈性，在壓力卸載之后會發(fā)生小范圍回彈.為此開展對有無整形壓力情況下三通管成形質量的研究，內壓力分別設置為最大壓力為75 MPa后結束脹形、壓力加載至75 MPa后迅速加大壓力至90 MPa、95 MPa整形，其他參數保持固定不變.表3為有無整形壓力下各參數結果，在內高壓成形過程中，成形后期三通管直管部分已經貼膜完成，但對于T型三通管主管與支管相貫處的圓角，成形壓力并不能使圓角處材料完全貼合，出現材料堆積，因此施加合適的整形壓力可促使其貼膜完成和提高有效支管高度.從表3中可知支管高度和最小壁厚已基本保持不變，在無整形壓力下，頂部圓直徑為11.49 mm；在有整形壓力情況下，頂部圓直徑為14.52 mm，且在整形壓力90 MPa下可用支管高度增加至13.11 mm，在整形壓力95 MPa時各種參數已不再變化，因此判斷在整形壓力為90 MPa時管件已完全成形，成形質量得到提高.

表3 有無整形壓力下參數統計結果Tab.3 Statistical results of parameters under shaping pressure

4 三通管內高壓成形實驗與分析

采用HFT315T液脹機（最大合模力315 t）來開展實驗研究.T型三通管的內高壓成形實驗以仿真分析結果為參考，以仿真分析得到的最優(yōu)加載路徑進行內高壓成形實驗，保持最大內壓力75 MPa和左右進給量25 mm不變，實驗結果對比如圖16所示.結果表明，背壓推頭后退量對支管頂部圓半徑無影響；在背壓推頭后退量為8 mm，背壓推頭選用Line 3加載路徑以及有整形壓力且為90 MPa情況下，T型三通管實驗結果良好，使用最優(yōu)加載路徑得到的成形結果管件表面未發(fā)生破裂與起皺缺陷，如表4所示，脹形高度提升17.70 mm，最小壁厚減少為1.27 mm，脹形高度和壁厚均勻性都較之前實驗結果有了顯著提高.

圖16 實驗結果對比Fig.16 Comparison of experimental results

表4 優(yōu)化前后實驗結果Tab.4 Experimental results before and after optimization mm

對實驗結果分析其產生原因，背壓推頭后退量為8 mm時，成形質量較好，這是因為前期背壓推頭對支管約束力可以忽略不計，材料流動性較好，后期支管壁厚進入快速減薄階段，后退量不足會壓縮支管脹形空間，造成材料累積，支管頂部增厚嚴重；后退量過大支管頂部隨著內壓力增加減薄嚴重，直至破裂，因此，合適的后退量可及時對支管施加反作用力防止過度減薄.當背壓推頭加載路徑選用Line 3時，成形結果支管頂部圓角半徑增大，壁厚分布更加均勻，這是因為前期背壓推頭固定不動，支管基本屬于自由脹形，支管高度提升較快；中期支管與背壓推頭接觸，需要推頭快速后退提供脹形空間，后期推頭固定以給支管頂部施加約束力防止壁厚減薄嚴重.當設置整形壓力為90 MPa時，成形結果支管高度和最小壁厚與無整形壓力情況下成形結果基本一致，可用支管高度和支管頂部圓直徑增加，說明壁厚分布更加均勻，貼模量得到提高，這是由于T型三通管主管與支管相貫處的圓角由于整形壓力的存在，成形臨近結束時瞬間內壓力突增，促使管件在圓角處貼膜，提高了材料流動性.因此，選用以上參數組合，可獲得成形良好的T型三通管樣件.

5 結論

本文首先進行T型三通管內高壓成形實驗，成形結果較差，且出現起皺等缺陷；然后借助非線性有限元分析軟件對T型三通管內高壓成形過程進行仿真分析，驗證了有限元模型建立的正確性，研究了背壓推頭后退量、背壓推頭加載路徑與整形壓力對T型三通管內高壓成形質量的影響，提出合理加載路徑；最后進行了實驗驗證，并得出結論：

1）利用實驗設備進行三通管內高壓成形實驗，實驗結果支管成形高度較低，且出現死皺、破裂等缺陷，通過DYNAFORM有限元軟件設置同樣參數進行仿真，最終脹形高度與實驗脹形高度、壁厚分布基本一致，以此驗證了有限元分析的正確性.

2）通過數值模擬確定背壓推頭對支管頂部圓直徑影響較小，背壓推頭后退量為8 mm時，獲得成形結果支管高度最高為17.49 mm，壁厚減薄程度在合理范圍內.

3）通過有限元分析背壓推頭加載路徑，采用在脹形初期管件自由脹形與背壓推頭接觸后，背壓推頭快速移動再保持靜止的加載路徑，得到的成形結果壁厚減薄最小，最小壁厚為1.35 mm，支管頂部圓直徑增至11.49 mm，支管頂部貼模程度極大提高，且在有整形壓力的情況下能提高管件的成形質量.

4）通過分析有限元結果，得到合理的加載路徑與參數組合，并用于指導實驗，試制得到脹形高度較高的三通管，支管高度為17.70 mm，與仿真結果相差0.18 mm，最小壁厚為1.27 mm，成形結果減薄最為嚴重區(qū)域依然為支管頂部，在圓角區(qū)域、支管與模具型腔接觸部分呈現增厚狀態(tài)，與數值模擬結果中壁厚分布情況基本一致.