內(nèi)高壓成形理論與技術(shù)的新進(jìn)展

苑世劍，何祝斌，劉 鋼，王小松，韓 聰

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

內(nèi)高壓成形理論與技術(shù)的新進(jìn)展

苑世劍，何祝斌，劉 鋼，王小松，韓 聰

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

介紹哈爾濱工業(yè)大學(xué)在內(nèi)高壓成形基礎(chǔ)理論、關(guān)鍵技術(shù)及工業(yè)應(yīng)用等方面取得的重要進(jìn)展。在基礎(chǔ)理論方面，利用平面應(yīng)力屈服橢圓描述典型內(nèi)高壓成形過程中應(yīng)力狀態(tài)及壁厚變化趨勢(shì)；揭示變徑管內(nèi)高壓成形過程中壁厚分布規(guī)律以及多邊形截面環(huán)向的壁厚分布特點(diǎn)；指明整形階段圓角充填時(shí)存在極限圓角半徑；發(fā)明了用于測(cè)量管材環(huán)向力學(xué)性能的管材環(huán)向拉伸實(shí)驗(yàn)方法。在工藝關(guān)鍵技術(shù)方面，針對(duì)航空航天領(lǐng)域?qū)Υ笾睆奖”趶?fù)雜管件的需求，發(fā)明了Y型薄壁三通管兩步成形方法、雙層管充液彎曲方法，試制出超薄Y型三通管、整體不銹鋼進(jìn)氣道及彎管零件。在工業(yè)應(yīng)用方面，研制了合模力最大達(dá)55 MN的工業(yè)生產(chǎn)用大型內(nèi)高壓成形機(jī)，并成功地用于轎車底盤零件大批量生產(chǎn)。

內(nèi)高壓成形；液壓成形；塑性變形；應(yīng)力狀態(tài)；失穩(wěn)行為

結(jié)構(gòu)輕量化是汽車、飛機(jī)運(yùn)輸工具節(jié)約燃料、減少廢氣排放的主要手段之一。對(duì)于承受彎扭載荷為主的結(jié)構(gòu)，采用空心變截面構(gòu)件，既可減輕質(zhì)量又可充分利用材料強(qiáng)度。內(nèi)高壓成形是以管材為毛坯在內(nèi)壓和軸向補(bǔ)料聯(lián)合作用下將管材成形為所需形狀的先進(jìn)制造技術(shù)。內(nèi)高壓成形件實(shí)現(xiàn)以空心替代實(shí)心、以變截面取代等截面、以封閉截面取代焊接截面，比沖焊件的質(zhì)量減少15%～30%，且可大幅提高零件的剛度和疲勞強(qiáng)度。20世紀(jì)80年代初，德國和美國的研究機(jī)構(gòu)系統(tǒng)地開展了內(nèi)高壓成形基礎(chǔ)理論、工藝及應(yīng)用研究，并從20世紀(jì)90年代中期開始在汽車工業(yè)領(lǐng)域大批量應(yīng)用[1-3]。

內(nèi)高壓成形的本質(zhì)是封閉薄殼在內(nèi)壓作用下經(jīng)過各種中間形狀變化和塑性變形由圓柱殼變?yōu)閺?fù)雜形狀殼體，由于中間形狀變化與模具接觸順序受加載路徑和摩擦等因素影響，所以，內(nèi)高壓成形過程的塑性變形十分復(fù)雜。本文作者根據(jù)塑性變形特點(diǎn)，提出將內(nèi)高壓成形分為變徑管、彎曲軸線管和多通管3大類零件的成形[4-7]。針對(duì)3類零件變形特點(diǎn)，采用物理實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬和塑性理論系統(tǒng)地研究了薄殼變形規(guī)律和彈塑性失穩(wěn)機(jī)理[8-10]。揭示了缺陷形成機(jī)制及加載路徑的影響、應(yīng)力狀態(tài)和壁厚變化規(guī)律以及圓角充填行為，通過塑性理論證明了存在極限圓角半徑，發(fā)明了“有益皺紋”和內(nèi)凹形預(yù)制坯降低整形壓力等原創(chuàng)性工藝技術(shù)，研制出多臺(tái)大型內(nèi)高壓成形機(jī)，并在汽車結(jié)構(gòu)件批量生產(chǎn)中得到了實(shí)際應(yīng)用。目前，國外內(nèi)高壓成形主要用于制造汽車零件，我國已經(jīng)擴(kuò)展到航空航天領(lǐng)域，其零件的特點(diǎn)是大尺寸、薄壁和截面形狀復(fù)雜，最大直徑可達(dá) 500 mm, 徑厚比(直徑與厚度之比)達(dá)到 400，而汽車行業(yè)所用管材的徑厚比不超過100。這類大徑厚比超薄零件成形難點(diǎn)是起皺傾向嚴(yán)重。為了攻克起皺的難題，開發(fā)了相應(yīng)的新工藝，并成功地應(yīng)用于火箭和飛機(jī)。本文作者主要介紹近年來哈爾濱工業(yè)大學(xué)在內(nèi)高壓成形基礎(chǔ)理論、工藝(尤其是超薄零件成形工藝)、設(shè)備和工業(yè)應(yīng)用方面取得的最新研究進(jìn)展。

圖1 內(nèi)高壓成形應(yīng)力狀態(tài)與壁厚變化趨勢(shì)[8]Fig.1 Typical stress states during IHPF on plane stress yield loci[8]

1 內(nèi)高壓成形基礎(chǔ)理論

1.1 應(yīng)力狀態(tài)與壁厚變化趨勢(shì)

假設(shè)管材為薄壁管，忽略管材內(nèi)壁壓力 p，只考慮軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力，則可認(rèn)為管材處于平面應(yīng)力狀態(tài)。由Mises屈服準(zhǔn)則，可得內(nèi)高壓成形的屈服條件為

式中：θσ為環(huán)向應(yīng)力；zσ為軸向應(yīng)力；sσ為材料的屈服強(qiáng)度。

根據(jù)Levy-Mises增量本構(gòu)方程，厚度變化量與應(yīng)力狀態(tài)的關(guān)系如下：

式中：tεd為厚度瞬時(shí)增量，大于0表示增厚，小于0表示減??；iεd為等效應(yīng)變?cè)隽浚籭σ為等效應(yīng)力。

內(nèi)高壓成形過程中，某一時(shí)刻管材上不同點(diǎn)以及同一點(diǎn)在不同時(shí)刻的應(yīng)力狀態(tài)都將有很大差別，根據(jù)式(1)和(2)，可以給出在平面應(yīng)力屈服軌跡所有可能的應(yīng)力狀態(tài)(從A點(diǎn)到B點(diǎn)直至C點(diǎn)之間的曲線上)與壁厚變化的關(guān)系，如圖1所示[8]。

在充填階段，兩端沖頭向模具型腔移動(dòng)并與管端接觸而實(shí)現(xiàn)密封。整個(gè)管材處于軸向受壓的單向應(yīng)力狀態(tài)(A點(diǎn))，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變狀態(tài)為軸向壓縮、環(huán)向伸長和厚度增加，但變形量都很小。在此階段，如果管材長度較長，當(dāng)軸向壓應(yīng)力過大時(shí)管材整體會(huì)產(chǎn)生屈曲。

在成形階段，送料區(qū)和成形區(qū)的應(yīng)力及應(yīng)變狀態(tài)均不同。在送料區(qū)，環(huán)向應(yīng)力為零，應(yīng)力狀態(tài)對(duì)應(yīng)于A點(diǎn)。因受到模具約束，環(huán)向應(yīng)變也為零，因此，處于平面應(yīng)變狀態(tài)，軸向縮短，厚度增加，且管端處增厚最為嚴(yán)重。成形區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)在成形初期為環(huán)向受拉、軸向受壓，隨環(huán)向應(yīng)力與軸向應(yīng)力比值的不同，可出現(xiàn)壁厚增加(A點(diǎn)與D點(diǎn)之間)、減薄(D點(diǎn)與B點(diǎn)之間)及不變(D點(diǎn))3種情況：

成形后期，變?yōu)殡p向受拉應(yīng)力狀態(tài)(B點(diǎn)與C點(diǎn)之間)，環(huán)向和軸向伸長，壁厚減薄。減薄程度取決于軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力的大小。需要指出的是，θσ與zσ的比值還與變形區(qū)的相對(duì)長度有關(guān)。

在整形階段, 成形區(qū)管材已與模具接觸，只有送料區(qū)與成形區(qū)的過渡區(qū)域尚未完全貼模。整形就是通過增加內(nèi)壓使過渡圓角貼模。過渡區(qū)域受力相當(dāng)于內(nèi)壓作用下的圓環(huán)殼，在環(huán)向、切向都發(fā)生拉伸變形，壁厚減薄(B點(diǎn)與C點(diǎn)之間)。

1.2 壁厚分布規(guī)律

變徑管具有軸對(duì)稱特點(diǎn)，沿環(huán)向壁厚分布均勻，而沿軸向壁厚將發(fā)生變化，一般表現(xiàn)為成形區(qū)壁厚減薄，送料區(qū)壁厚增加，在兩區(qū)之間存在壁厚不變的厚度分界圓。圖2所示為雙錐變徑管壁厚分布。管材原始壁厚2.5 mm，成形區(qū)最小壁厚2 mm，最大減薄率達(dá)20%；送料區(qū)最大壁厚2.7 mm，最大增厚率8.8%。

根據(jù)受力平衡條件和全量塑性本構(gòu)方程，建立厚度分界圓距離管端位置的理論模型[11]。

式中：Lc為厚度分界圓的相對(duì)距離；li為厚度分界圓到管端的距離；d為管材原始外徑；μl為送料區(qū)長度；μ為摩擦因數(shù)；D為成形區(qū)直徑；α為過渡半錐角；t為管坯初始壁厚；λ為軸向應(yīng)力與內(nèi)壓之比。

圖2 雙錐變徑管件的壁厚分布Fig.2 Thickness distribution of double-coned part with changeable diameter

該模型表明，當(dāng)管坯相對(duì)厚度、送料區(qū)長度及過渡錐角等參數(shù)一定時(shí)，隨摩擦因數(shù)的增大，厚度分界圓與管端的距離減小，即成形區(qū)壁厚減薄的區(qū)域增大；膨脹率越大，成形區(qū)壁厚減薄的區(qū)域也會(huì)增大。

多邊形截面(包括正方形、矩形及梯形等)的壁厚，從直邊中點(diǎn)到圓角過渡區(qū)壁厚逐漸減薄，最薄點(diǎn)位于過渡區(qū)，最厚點(diǎn)位于直邊中點(diǎn)。圖3所示為彎曲軸線管成形后的正方形截面壁厚分布。直邊中點(diǎn)最大厚度1.46 mm，減薄率2.5%；過渡區(qū)最小厚度1.26 mm，減薄率 16.3%。矩形截面構(gòu)件的壁厚分布與正方形截面的類似。過渡區(qū)減薄嚴(yán)重是正方形和矩形等多邊形截面構(gòu)件成形后壁厚分布的一個(gè)特點(diǎn)，且減薄程度隨膨脹量和摩擦因數(shù)的增加而增加?？刂七^渡區(qū)的減薄量是彎曲軸線管異型截面內(nèi)高壓成形的關(guān)鍵技術(shù)之一[12-14]。

1.3 極限圓角半徑

通常認(rèn)為，隨內(nèi)壓的增加，圓角半徑將減小。然而，通過大量實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)圓角半徑達(dá)到一定值后將不再隨內(nèi)壓的增加而減小。定義整形過程中破裂前可獲得的最小圓角半徑為極限圓角半徑，以 rlim表示。圖4中過渡點(diǎn)O處的應(yīng)變?cè)隽靠杀硎緸閇15]

式中：t和r分別為圓角處的瞬時(shí)壁厚和半徑；a為矩形截面的邊長；p為內(nèi)壓；μ為管材和模具之間的摩擦因數(shù)。

當(dāng) d εx=0時(shí)，極限圓角半徑可表示為

圖3 正方形截面壁厚分布Fig.3 Thickness distribution of section with square shape:(a) Experimental results; (b) Position with minimal thickness

圖4 圓角充填過程的受力分析Fig.4 Force analysis of corner filling process: (a) Shape of corner; (b) Force analysis

圖5 管材環(huán)狀試樣拉伸實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.5 Schematic diagram of ring hoop tension test (RHTT):(a) Principle of RHTT; (b) Ring specimen

可見，極限圓角半徑由摩擦因數(shù)、截面邊長和管材厚度決定。

通過實(shí)驗(yàn)測(cè)定了不同潤滑條件下的極限圓角半徑，如表1所列?？梢钥闯觯?dāng)潤滑條件改善時(shí)，圓角充填能力強(qiáng)，可以獲得更小的圓角半徑。

表1 不同潤滑條件下的極限圓角半徑Table1 Limited corner radius with different lubricants

1.4 管材環(huán)向力學(xué)性能測(cè)試方法

管材的環(huán)向力學(xué)性能通?？裳毓懿沫h(huán)向切取試樣展平后進(jìn)行單向拉伸獲得，但展平過程中管材將發(fā)生加工硬化而使測(cè)量結(jié)果不可靠，對(duì)于小直徑管材尤為明顯。為此，提出一種直接測(cè)試管材環(huán)向力學(xué)性能的方法，即管材環(huán)向拉伸方法，其原理如圖5所示[16-17]。在環(huán)形試樣的中部放置兩D形塊，D形塊的直徑與環(huán)形試樣內(nèi)徑相同，其寬度大于試樣的寬度。向兩個(gè)相反方向拉動(dòng)D形塊，通過D形塊傳遞載荷而使環(huán)形試樣發(fā)生拉伸變形。拉伸過程中，試樣內(nèi)表面始終與D形塊接觸，所以，其將基本保持原始的弧形，可以避免試樣發(fā)生展平而對(duì)測(cè)試結(jié)果產(chǎn)生影響。

當(dāng)環(huán)形試樣拉伸時(shí)，由于受到D形塊的摩擦力作用，試樣各處所受環(huán)向力并不均勻。環(huán)向力的不均勻分布必將導(dǎo)致試樣的不均勻變形，從而對(duì)拉伸結(jié)果的測(cè)量和分析帶來很大影響。圖6所示為等寬環(huán)狀試樣的受力分析圖。試樣上位于θ位置的點(diǎn)將受到徑向正壓力 ()Nθ、環(huán)向力 ()Fθ以及切向摩擦力 ()fθ 的作用，F(xiàn)為D形塊的拉力。

圖6 環(huán)狀試樣受力分析Fig.6 Force analysis of ring specimen

圖7 摩擦因數(shù)對(duì)環(huán)向力分布的影響Fig.7 Effect of friction factor on distribution of radial normal force

圖8 Y型三通管成形時(shí)的破裂缺陷及應(yīng)力軌跡Fig.8 Failures and stress loci at different points in Y-shaped tubular part forming: (a) Typical failures; (b) Stress loci at typical points

假設(shè)在[0, 90°]范圍內(nèi) N (θ) 為線性分布，即N(θ )=kθ +N0，其中，k為N(θ)隨θ變化的斜率；N0為θ=0°時(shí)的正壓力。經(jīng)推導(dǎo)，可得到環(huán)向力F(θ)的計(jì)算公式為

式中： m =(θsinθ+cosθ-1)+μ(θcosθ-sinθ)。

從式(6)可知，環(huán)向力F(θ)隨角度θ和摩擦因數(shù)μ的變化而變化，如圖7所示。可以看出，在環(huán)形試樣拉伸過程中，當(dāng)摩擦因數(shù)較小時(shí)，環(huán)向力F(θ)的分布較均勻，接近 F/2，對(duì)測(cè)試結(jié)果影響??；當(dāng)摩擦因數(shù)較大時(shí)，環(huán)向力分布很不均勻，從水平位置θ=0°時(shí)接近0.6F迅速減小到正上方θ=90°位置的0.2F。因此，環(huán)向拉伸時(shí)需盡量減小試樣與D形塊之間的摩擦，以使標(biāo)距段的變形均勻，從而便于對(duì)標(biāo)距段的變形進(jìn)行測(cè)量和分析。

2 內(nèi)高壓成形工藝關(guān)鍵技術(shù)

2.1 薄壁Y型三通內(nèi)高壓成形

Y型三通管因結(jié)構(gòu)非對(duì)稱，所以，相比T型三通管其成形更為困難。對(duì)于薄壁、支管直徑小的情況，其成形難度更大。在成形過程中，若內(nèi)壓、左右兩端軸向進(jìn)給量及中間沖頭的后退量匹配不合理，將出現(xiàn)主管起皺及支管頂部破裂等缺陷。

圖8所示為一步成形Y型三通管的破裂缺陷及應(yīng)力軌跡?？梢钥闯?，在支管頂部和主管下部分別出現(xiàn)了開裂和起皺缺陷。從圖8(b)所示的應(yīng)力軌跡可知，支管頂部的2點(diǎn)始終處于環(huán)向應(yīng)力(θσ)和軸向應(yīng)力(zσ)雙向受拉的應(yīng)力狀態(tài)，壁厚減薄嚴(yán)重，因此出現(xiàn)破裂缺陷。而主管下部的3點(diǎn)處于軸向受壓、環(huán)向受拉應(yīng)力狀態(tài)，當(dāng)軸向應(yīng)力大于臨界應(yīng)力時(shí)，出現(xiàn)起皺現(xiàn)象。過渡區(qū)1點(diǎn)也為一拉一壓應(yīng)力狀態(tài)，由式(2)可知，＞σθ時(shí)，dεt＞0，出現(xiàn)增厚現(xiàn)象。

為改善支管頂部的應(yīng)力狀態(tài)及壁厚分布，提出分步成形方法，即在成形過程中采用帶有不同斜度的反向沖頭[18-19]。采用該成形方案，支管部分將一直受到反向沖頭的約束作用，應(yīng)力狀態(tài)和變形條件得到改善，支管頂部的局部減薄將得到有效緩解。

采用分步成形方法，對(duì)5A03鋁合金Y型三通管的成形進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。主管外徑為 100 mm，支管外徑為90 mm，支管端面與主管軸線夾角為28°，原始管坯壁厚為2.5 mm。圖9所示為5A03鋁合金Y型三通管的分步成形結(jié)果。

圖9 5A03鋁合金Y型三通管分步成形結(jié)果Fig.9 Multi-step forming results of 5A03 Y-shaped tubular part: (a) The first step part; (b) The second step part; (c) Final part

圖10所示為Y型三通管的壁厚減薄率分布。在所成形零件上，減薄主要發(fā)生在支管頂部，增厚集中在主管上。在減薄區(qū)域和增厚區(qū)域之間，存在一個(gè)呈V型的壁厚不變線，位于支管下部，如圖10(b)所示。在壁厚不變線上各點(diǎn)，環(huán)向應(yīng)變?cè)隽颗c軸向應(yīng)變?cè)隽康慕^對(duì)值相等，符號(hào)相反，因此，厚向應(yīng)變?cè)隽繛?。而在壁厚不變線兩側(cè)，厚向應(yīng)變?cè)隽糠?hào)相反，分別對(duì)應(yīng)壁厚減薄和壁厚增加。

圖10 鋁合金Y型三通管壁厚分布Fig.10 Thickness distribution of 5A03 Y-shaped tubular part:(a) Distribution of thinning ratio; (b) Thickness distribution

2.2 超薄復(fù)雜截面構(gòu)件內(nèi)高壓成形

圖11所示為整體不銹鋼進(jìn)氣道內(nèi)高壓成形件。該零件具有彎曲軸線、復(fù)雜多邊形截面且超薄厚度的特點(diǎn), 徑厚比(直徑與厚度之比)達(dá)400。采用傳統(tǒng)的沖壓焊接工藝，需要8個(gè)沖壓零件。而采用內(nèi)高壓成形方法，可順利一次成形該零件。與傳統(tǒng)的分段或分片先成形后焊接工藝相比，大大減少了焊縫數(shù)量，避免了嚴(yán)重的焊接變形問題。同時(shí)，通過模具內(nèi)高壓整形，大大提高了零件的幾何精度。

圖11 復(fù)雜截面進(jìn)氣道Fig.11 Stainless steel inlet with complex sections

圖 12所示為進(jìn)氣道內(nèi)高壓成形過程中的等效應(yīng)力分布及塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律。進(jìn)氣道材料為不銹鋼0Cr18Ni9Ti，屈服強(qiáng)度為320 MPa。從圖12可以看出，在成形初期模具閉合的過程中，管坯和模具接觸一側(cè)的區(qū)域(圖12中區(qū)域A和B)首先發(fā)生屈服而開始塑性變形。隨著模具的閉合，模具接觸的管坯在中心和端部交界區(qū)域開始屈服，繼續(xù)擴(kuò)展到端部區(qū)域。在成形階段，當(dāng)壓力較低時(shí)，塑性區(qū)主要位于彎曲部位和截面過渡圓角區(qū)，隨著內(nèi)壓增加，除管端和最后貼模的局部區(qū)域外，進(jìn)氣道絕大部分區(qū)域發(fā)生塑性變形，加工硬化明顯，最大等效應(yīng)力約800 MPa，位于最早進(jìn)入屈服的區(qū)域A和B。

2.3 超薄管件充液彎曲成形

采用 CNC彎曲或內(nèi)部充填物彎曲，僅能實(shí)現(xiàn)相對(duì)彎曲半徑小于100的彎管成形。隨著大型飛機(jī)等飛行器的研制需要相對(duì)彎曲半徑大于 180的整體彎管(無縱向焊縫)，現(xiàn)有的彎曲工藝均存在內(nèi)側(cè)起皺缺陷。為了解決該難題，本文作者發(fā)明了雙層管充液彎曲方法，可有效避免彎曲起皺問題，其原理如圖13所示。內(nèi)層管為要獲得的薄壁管零件，外層管為工藝輔助套，通常為低碳鋼厚壁管。先把內(nèi)、外層管套裝成整體雙層管毛坯，采用特殊的管端結(jié)構(gòu)密封，在管內(nèi)充滿液體介質(zhì)并增壓到所需支撐內(nèi)壓(見圖13(a))，在模具內(nèi)彎曲得到雙層彎管(見圖13(b))，切除管端并去除外層管(見圖13(c))即可得到超薄彎管零件[20]。

當(dāng)采用雙層管充液彎曲時(shí)，通過管端部內(nèi)、外層管的連接可在彎曲時(shí)對(duì)內(nèi)管產(chǎn)生一定的軸向拉應(yīng)力，降低了內(nèi)管的內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力，從而有助于避免彎曲時(shí)內(nèi)管起皺。圖14所示為采用不同厚度外管進(jìn)行彎曲后內(nèi)管的軸向應(yīng)力分布。由圖14可以看出，當(dāng)外管的壁厚從2 mm增加至10 mm時(shí)，內(nèi)管的軸向應(yīng)力拉、壓分界線明顯向彎曲內(nèi)側(cè)移動(dòng)，即內(nèi)管的軸向壓應(yīng)力作用區(qū)域和數(shù)值都明顯減小。當(dāng)軸向壓應(yīng)力小于臨界失穩(wěn)應(yīng)力時(shí)，即可消除內(nèi)管內(nèi)側(cè)的起皺。

采用雙層管充液彎曲方法，成形了如圖15所示的薄壁彎頭。該彎頭直徑為180 mm，壁厚為1 mm，徑厚比為D/l=180。沿軸向的壁厚分布如圖15(b)，最大減薄率為14%，最大橢圓度為3%。

圖12 進(jìn)氣道內(nèi)高壓成形過程等效應(yīng)力分布與塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律Fig.12 Effective stress distribution and deformation development in hydroforming of inlet: (a) Die closing; (b) After calibration

圖13 雙層管充液彎曲原理Fig.13 Principle of hydro-bending process of double-layered tube: (a) Pre-filling and pressurized; (b) Hydro-bending; (c)Removing of outer tube

3 內(nèi)高壓成形工業(yè)應(yīng)用

3.1 大型內(nèi)高壓成形設(shè)備

內(nèi)高壓成形機(jī)由合模壓力機(jī)、高壓源、水平缸(水平壓力機(jī))、液壓系統(tǒng)、水壓系統(tǒng)和計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)6大部分組成。內(nèi)高壓成形機(jī)需完成的工作過程包括如下10個(gè)步驟：1) 閉合模具；2) 施加合模力；3) 快速填充成形介質(zhì)；4) 管端密封；5) 施加內(nèi)壓和軸向進(jìn)給；6) 增壓整形；7) 卸壓；8) 卸載合模力；9) 退回沖頭；10) 開模。經(jīng)過近10年的努力，攻克了超高壓建立及高壓水介質(zhì)傳輸、超高壓與多軸位移閉環(huán)實(shí)時(shí)控制、數(shù)控系統(tǒng)軟件等設(shè)備關(guān)鍵技術(shù)難題，其中，超高壓建立與介質(zhì)選擇最為關(guān)鍵。超高壓建立是采用增壓器，通過大面積活塞推動(dòng)小面積活塞，在小面積腔體端建立高壓。定義大活塞面積與小活塞面積之比為增壓比，當(dāng)增壓比為25時(shí)，低壓腔25 MPa的液壓油在高壓腔增壓為400 MPa。由于水在超高壓下的壓縮量小于油的壓縮量(見圖 16)，高壓腔介質(zhì)一般選用水作為傳力介質(zhì)，而且水介質(zhì)對(duì)工件及環(huán)境無污染。

圖14 采用不同厚度(l)外管彎曲時(shí)內(nèi)管的軸向應(yīng)力分布Fig.14 Axial stress distribution of inner tube hydro-bent with out tube of different thicknesses: (a) l=2 mm; (b) l=4 mm; (c) l=6 mm;(d) l=10 mm

圖15 雙層管充液彎曲成形的超薄彎管及壁厚分布Fig.15 Ultra thin-walled elbow manufactured by double-layered tube hydro-bending: (a) Elbow tube; (b) Thickness distribution

圖16 油與水壓縮量比較Fig.16 Comparison of compression ratio of oil and water

在獲得了設(shè)備關(guān)鍵技術(shù)的基礎(chǔ)上，為國內(nèi)汽車主機(jī)廠及零部件廠研制了多臺(tái)生產(chǎn)用大型內(nèi)高壓成形機(jī)，替代進(jìn)口設(shè)備，用于汽車底盤等關(guān)鍵零件大批量生產(chǎn)，生產(chǎn)效率為每件40～60 s。圖17所示為哈爾濱工業(yè)大學(xué)為國內(nèi)汽車行業(yè)開發(fā)的大噸位內(nèi)高壓成形機(jī)，最大合模力達(dá)到55 MN。

圖18 內(nèi)高壓成形典型汽車零件Fig.18 Typical automotive parts manufactured by hydroforming: (a) Engine cradle; (b) Front beam holder; (c) Chassis part;(d) Torsion beam

3.2 內(nèi)高壓成形典型汽車零件

近年來，工藝關(guān)鍵技術(shù)的創(chuàng)新和大型生產(chǎn)用設(shè)備的研制，為自主品牌轎車底盤和車身內(nèi)高壓成形件制造提供了設(shè)備與模具，促進(jìn)了自主品牌轎車整車競(jìng)爭(zhēng)力的提升。圖18(a)所示為一汽奔騰轎車用副車架。該副車架具有三維軸線、18個(gè)不同的異型截面。為成形該零件，通過設(shè)計(jì)多個(gè)花瓣?duì)铑A(yù)成形截面，有效降低了最終的成形壓力，壁厚更加均勻，該零件于 2011年實(shí)現(xiàn)批量生產(chǎn)。圖18(b)所示為SUV車型的前支梁。該零件同樣具有三維彎曲軸線及變化的矩形截面，所用材料為440 MPa級(jí)高強(qiáng)鋼。通過數(shù)控彎曲、預(yù)成形及液壓成形3道工序?qū)崿F(xiàn)該零件成形。圖18(c)所示為汽車底盤零件，所用材料為440 MPa級(jí)高強(qiáng)鋼管。該零件成形的最大難點(diǎn)在于存在一個(gè)局部小彎曲半徑，通過傳統(tǒng)方法難以順利成形。圖18(d)所示為液壓成形扭力梁，該零件截面為V型。

為了減輕質(zhì)量及適應(yīng)空間布置的要求，底盤零件大多設(shè)計(jì)為空間彎曲軸線的空心變截面構(gòu)件，截面形狀以矩形、梯形和長橢圓形為主，且沿零件軸線截面周長變化。對(duì)于彎曲軸線變截面件，需通過彎曲、預(yù)成形和內(nèi)高壓成形3個(gè)工序完成。圖19所示為采用多步法數(shù)值模擬給出的克萊斯勒 300C底盤前梁內(nèi)高壓成形全過程減薄率分布規(guī)律。其中，減薄率為負(fù)值表示增厚。彎曲后彎曲段外側(cè)減薄，最大減薄率出現(xiàn)在小彎的外側(cè)，為2.6%；彎曲段內(nèi)側(cè)增厚，最大增厚率出現(xiàn)在小彎的內(nèi)側(cè)，為 13.5%。預(yù)成形過程壁厚變化不明顯。內(nèi)高壓成形后的壁厚分布規(guī)律如下：沿軸線方向，最小壁厚位于曲率半徑較小位置處的彎角外側(cè)；沿截面方向，最小壁厚位于截面圓角和直邊的過渡區(qū)域。最大增厚率仍處于小彎內(nèi)側(cè)，為10%；最大減薄率仍處于小彎外側(cè)，為16%。C級(jí)轎車汽車底盤零件要求減薄率小于20%，所以滿足要求。

圖19 底盤前梁內(nèi)高壓成形過程及減薄率分布Fig.19 Hydroforming process of front beam of chassis and thinning ratio distribution: (a) Bending; (b) Preforming;(c) Hydroforming

4 結(jié)論

1) 內(nèi)高壓成形過程中，所有可能的應(yīng)力狀態(tài)都位于平面應(yīng)力屈服橢圓(屈服軌跡)上從A點(diǎn)到B點(diǎn)直至C點(diǎn)之間的曲線上。在平面應(yīng)力狀態(tài)下，變形區(qū)壁厚變化取決于軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力之和。

2) 在變徑管軸線方向，成形區(qū)壁厚減薄，送料區(qū)壁厚增加，在兩區(qū)之間存在壁厚不變的厚度分界圓。沿多邊形截面管的環(huán)向，從直邊中點(diǎn)到圓角過渡區(qū)壁厚逐漸減薄，最薄點(diǎn)位于過渡區(qū)，最厚點(diǎn)位于直邊中點(diǎn)。

3) 在整形階段存在極限圓角半徑，其主要由摩擦因數(shù)、截面邊長和管材厚度決定，而與內(nèi)壓無關(guān)。采用管材環(huán)向拉伸試驗(yàn)方法，可以直接測(cè)試管材的環(huán)向力學(xué)性能，但試驗(yàn)過程中應(yīng)盡量減小管材與D型塊之間的摩擦。

4) Y型薄壁三通管成形時(shí)，采用帶斜面的反向沖頭經(jīng)兩步成形，可改善支管部位的壁厚分布，從而獲得大徑厚比的超薄三通管件。采用雙層管充液彎曲方法，可防止出現(xiàn)薄壁管彎曲過程中的內(nèi)側(cè)起皺的問題，實(shí)現(xiàn)徑厚比達(dá)180的超薄彎管成形。

5) 攻克了生產(chǎn)用內(nèi)高壓成形設(shè)備的關(guān)鍵技術(shù)難題，成功地研制了合模力達(dá)到55 MN的大型內(nèi)高壓成形機(jī)，并應(yīng)用于汽車底盤零件大批量生產(chǎn)。

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New developments in theory and processes of internal high pressure forming

YUAN Shi-jian, HE Zhu-bin, LIU Gang, WANG Xiao-song, HAN Cong
(School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

Important progresses and achievements in fundamental theory, key processes and industrial applications of tube hydroforming realized in engineering research center of hydroforming/harbin institute of technology (ERCH/HIT)were introduced. Typical stress states in tube hydroforming process and the corresponding thickness changing tendency were given on the plane stress yield loci. Thickness changes along the axial direction of tubular part with changeable diameters and the hoop direction of tubular part with rectangular cross-section were given. The concept of limited corner radius in calibration process was proposed and analyzed. Ring hoop tension test was proposed to evaluate the mechanical properties of tube along hoop direction. Multi-step method for the forming of thin Y-shaped branch tube, and double-layered hydro-bending method for the forming of thin-walled bent tubular part were proposed. Ultra-thin Y-shaped branch tube, integral stainless steel tube, and bent tubular part for aerospace application were manufactured.Hydroforming machine of 55 MN maximal closing force was developed. Typical parts for automotive industry, such as engine cradle, front beam holder and torsion beam, were manufactured.

internal high pressure forming (IHPF); hydroforming; plastic forming; stress state; instability behavior

TG306

A

1004-0609(2011)10-2523-11

國家杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50525516)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(59975021, 50375036, 50575051)

2011-05-22；

2011-07-29

苑世劍，教授，博士；電話：0451-86418776；E-mail: syuan@hit.edu.cn

(編輯 陳衛(wèi)萍)