半滑動(dòng)式液壓脹形汽車橋殼的數(shù)值模擬及成形實(shí)驗(yàn)

梁 晨 劉唯唯 陳國(guó)強(qiáng) 蘇明凱 王連東

燕山大學(xué)，秦皇島，066004

0 引言

汽車橋殼屬異型截面復(fù)雜管類件，要求有較高的強(qiáng)度和剛度。用液壓脹形方法制造汽車橋殼，比鑄造方法節(jié)省材料，與沖壓焊接方法相比，工序簡(jiǎn)單，材料利用率高，且壁厚變化合理。

關(guān)于軸對(duì)稱管件液壓脹形的研究較多。Shirayori等［1］研究了管坯的壁厚偏差及材料性能參數(shù)對(duì)液壓脹形的影響，通過實(shí)驗(yàn)與有限元模擬得出：脹形中管坯壁厚的變化量取決于初始的管坯壁厚偏差和材料的硬化指數(shù)n及各向異性系數(shù)r，初始壁厚偏差大而n、r小時(shí)，壁厚偏差增加值大。文獻(xiàn)［2－4］研究了加載路徑對(duì)液壓脹形的影響，其中，Aue－u－Lan等［4］通過對(duì)不同材料管件液壓脹形的有限元模擬及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，研究了加載路徑（軸向進(jìn)給與脹形壓力的關(guān)系）對(duì)液壓脹形的影響，認(rèn)為有限元模擬可以確定管件液壓脹形的最佳加載路徑，可以提高生產(chǎn)率，減少錯(cuò)誤。Nikhare等［5］得到了不同加載條件下管件液壓脹形的極限變形，并將其與板脹形、板沖壓的極限變形進(jìn)行了比較。上述研究使用固定式液壓脹形，在脹形過程中，模具固定不動(dòng)，通過管坯端部施加設(shè)備的軸向推力。

汽車橋殼的截面形狀復(fù)雜，采用液壓脹形工藝制造時(shí)，橋包部位脹形量大，而使用固定式液壓脹形方式，模具給管坯的軸向推力不能有效作用于脹形部位。20世紀(jì)80年代，日本學(xué)者用滑動(dòng)式液壓脹形方法試制出微型汽車橋殼樣件［6］，在工藝技術(shù)上取得了一些寶貴經(jīng)驗(yàn)，但該工藝所需設(shè)備噸位相對(duì)過大，不適合制造大型橋殼，未見該工藝的后續(xù)研究報(bào)道。21世紀(jì)初，Lei等［7］對(duì)微型汽車橋殼的液壓脹形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，燕山大學(xué)在汽車橋殼滑動(dòng)式液壓脹形的工藝?yán)碚?、?shí)驗(yàn)裝置等方面進(jìn)行了一定的研究［8－9］。

本文針對(duì)某小型汽車橋殼的半滑動(dòng)式液壓脹形工藝，運(yùn)用ANSYS軟件進(jìn)行成形過程的數(shù)值模擬，分析不同加載路徑下的管坯成形情況及其壁厚分布，確定出較好的加載路徑，并在普通液壓機(jī)上試制出小型汽車橋殼樣件。

1 研究對(duì)象

燕山大學(xué)液壓脹形課題組在固定式液壓脹形工藝（圖1a）和滑動(dòng)式液壓脹形工藝（圖1b）的基礎(chǔ)上，提出適合脹形大型復(fù)雜截面管類件的半滑動(dòng)式液壓脹形工藝，假想將制件沿軸向分成中間部分與左右兩部分，相應(yīng)地將脹形模具成形部分設(shè)計(jì)成3個(gè)模塊（圖1c）。左右模塊可水平滑動(dòng)，其作用是帶動(dòng)管坯相向運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)軸向補(bǔ)料；中間固定模塊由可分開的兩部分組成，其作用是控制管坯中部脹形的大小，固定模塊兩部分分開后可方便取件。采用半滑動(dòng)式液壓脹形工藝，滑動(dòng)模塊將軸向推力有效施加在管坯上，同時(shí)承受了管坯脹形時(shí)的大部分內(nèi)力；中間固定模塊將管坯中間的懸空長(zhǎng)度L均勻分布在兩側(cè)（圖1c），可控制管坯脹形大小，防止管坯在合模前脹出模具型腔而出現(xiàn)飛邊。

圖1 管坯液壓脹形方式

本文采用半滑動(dòng)式液壓脹形工藝在普通液壓機(jī)YA315上試制的橋殼總長(zhǎng)為1050mm，中間截面最大高度（當(dāng)量直徑）為212mm，兩端直臂圓管部分的外徑為67mm，受到液壓機(jī)開間的限制，將原橋殼兩端直臂部分長(zhǎng)度分別縮減287mm，橋殼樣件總長(zhǎng)度為476mm。參照樣件尺寸，建立的樣件及預(yù)脹形管坯的三維模型如圖2所示。

圖2 終脹形及預(yù)脹形管坯三維模型

預(yù)脹形管坯的三維模型如圖2b所示，其中部呈凹曲面狀：曲率半徑R1＝180mm，谷底直徑為156mm，谷頂直徑為162mm，端部與終脹形模具形狀相同。圖2中，平面A與平面B將樣件（或管坯）分成三部分，相應(yīng)地將脹形模具分為3個(gè)模塊：中間為固定模塊，左右為滑動(dòng)模塊。

選用初始直徑為102mm、壁厚為5.5mm的20無縫鋼管進(jìn)行脹形，該鋼管的屈服極限σs＝350MPa，強(qiáng)度極限σb＝420MPa，延伸率δ＝30%，硬化指數(shù)n＝0.2。管坯初始長(zhǎng)度確定為558mm（圖3a），兩端部分（長(zhǎng)度為119mm）縮徑后的直徑減為67mm，壁厚增至6.2mm，兩端縮徑后管坯總長(zhǎng)度變?yōu)?91mm，中間未縮徑部分長(zhǎng)度為320mm（圖3b）。第一次脹形時(shí)，管坯軸向被壓縮85mm，同時(shí)液壓脹形，脹形后最大直徑為162mm，中間截面直徑為156mm（圖3c）；第二次脹形時(shí)管坯軸向被壓縮30mm，同時(shí)液壓脹形，脹形后管坯總長(zhǎng)度變?yōu)?76mm，中間截面最大直徑為212mm（圖3d）。

圖3 某小型汽車橋殼液壓脹形工藝

2 預(yù)脹形的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

利用有限元分析軟件ANSYS建立有限元模型?；陬A(yù)脹形管坯的幾何對(duì)稱性和脹形過程中載荷作用的對(duì)稱性，只建立管坯和模具的1／4模型，如圖4所示。采用Solid45單元對(duì)橋殼劃分網(wǎng)格，在管坯與模具有可能接觸到的平面建立剛性接觸對(duì)，設(shè)定摩擦因數(shù)為0.03。由于管坯模型的左斷面和下斷面均為對(duì)稱面，故施加對(duì)稱約束；固定模塊在脹形過程中保持位置不變，加全約束。通過滑動(dòng)模塊施加軸向位移載荷，同時(shí)在管坯內(nèi)表面施加與液體壓力相應(yīng)的面載荷來模擬脹形過程。

圖4 預(yù)脹形有限元模型

2.2 加載路徑

預(yù)脹形分別采用4種路徑加載，加載路徑即管坯內(nèi)液體壓力p與模具對(duì)管坯的軸向壓縮量s的關(guān)系如圖5所示。路徑1：管坯軸向進(jìn)給過程中，內(nèi)壓保持37MPa不變，合模后內(nèi)壓升至60MPa。路徑2：管坯軸向進(jìn)給過程中，內(nèi)壓從37MPa線性增至42MPa。路徑3：管坯軸向進(jìn)給20mm過程中，內(nèi)壓保持37MPa不變，繼續(xù)進(jìn)給時(shí)，內(nèi)壓從37MPa線性增加至42MPa。路徑4：管坯軸向進(jìn)給40mm過程中，內(nèi)壓保持37MPa不變，繼續(xù)軸向進(jìn)給時(shí)，內(nèi)壓從37MPa線性增加至42MPa。

圖5 預(yù)脹形加載路徑

2.3 數(shù)值模擬

（1）管坯外形。按路徑1加載，首先得到外形為雙鼓形的管坯，中間截面最小直徑為125mm，如圖6所示。在無軸向進(jìn)給情況下，內(nèi)壓升至60MPa，使管坯完全貼模，脹形后管坯外形如圖7所示。

圖6 雙鼓形仿真樣件

圖7 預(yù)脹形樣件

按圖5所示的4種加載路徑分別進(jìn)行液壓脹形，均可得到圖7所示的管坯外形，且脹形過程中均無褶皺、脹裂現(xiàn)象出現(xiàn)。4種加載路徑脹形過程中，管坯不同部位的貼模次序不同：按路徑1、路徑2加載，內(nèi)壓相對(duì)較高，牙包區(qū)貼模較早，如圖7所示；按路徑3、路徑4加載，內(nèi)壓相對(duì)較低，牙包區(qū)貼模較晚。4種加載路徑下都能得到比較滿意的外形尺寸，成形穩(wěn)定性好。

（2）壁厚分布。測(cè)量圓周方向上90°（z軸正向）至180°（x軸負(fù)向）的范圍內(nèi)每對(duì)節(jié)點(diǎn)處管坯的壁厚，如圖8a所示；沿管坯軸向?qū)⒐芘髌书_，按從左到右的順序測(cè)量每對(duì)節(jié)點(diǎn)的壁厚，如圖8b所示。圖5中的4種加載路徑下的管坯脹形區(qū)壁厚分布如圖9中的曲線1、2、3、4所示。

圖8 預(yù)脹形樣件剖視圖

圖9 預(yù)脹形樣件壁厚分布

預(yù)脹形后管坯脹形區(qū)壁厚有不同程度的減小，由圖9可知，加載路徑1與其他加載路徑相比有如下特點(diǎn)：

（1）管坯中間截面壁厚較大，且沿圓周分布較均勻：最厚為4.68mm，最薄為4.42mm，相差5.88%。加載路徑2下的管坯，壁厚的最大值為4.56mm，最小值為4.03mm，相差13.15%。

（2）軸向壁厚分布相對(duì)較好。按路徑1、2、3、4加載，得到的管坯縱向剖面上壁厚最小值依次為4.55mm、4.46mm、4.46mm、4.41mm。

（3）需要的脹形壓力較高。路徑1下管坯貼模需要的脹形最高壓力為60MPa，而其他三種路徑為42MPa。

綜合分析4種加載路徑對(duì)管坯壁厚的影響可得：脹形初期內(nèi)壓越高，管坯貼模越早，軸向進(jìn)給的作用效果越差，中間截面壁厚越?。幻浶芜^程中，應(yīng)使管坯內(nèi)壓與軸向進(jìn)給合理匹配，得到有益褶皺，合模后再通過高壓來消除褶皺，使管坯壁厚均勻、減薄率小。

3 終脹形過程的數(shù)值模擬

終脹形（第二次脹形）是在第一次脹形且退火后進(jìn)行的，數(shù)值模擬仿真中處理退火是通過管坯更新模型來完成的。終脹形模具的型腔與橋殼成品的外形一致，如圖10所示；單元類型、材料屬性、摩擦因數(shù)以及約束條件與第一次脹形相同。終脹形過程中模具軸向推進(jìn)30mm，脹形系數(shù)為1.36。

圖10 終脹形有限元模型

終脹形時(shí)采用如圖11所示的3種路徑加載：按路徑1加載，模具軸向推進(jìn)過程中，內(nèi)壓保持25MPa不變直到合模；按路徑2加載，模具軸向推進(jìn)過程中，內(nèi)壓按線性關(guān)系從20MPa增至120MPa；按路徑3加載，模具軸向在開始推進(jìn)20mm的過程中，內(nèi)壓保持20MPa不變，繼續(xù)推進(jìn)時(shí)內(nèi)壓按線性關(guān)系從20MPa升至120MPa。

圖11 終脹形加載路徑

路徑1下得到的試樣外形見圖12a，兩個(gè)牙包成形不飽滿：沿軸向，牙包的邊緣A區(qū)和B區(qū)出現(xiàn)嚴(yán)重塌陷；沿圓周方向，C區(qū)和D區(qū)的圓角半徑較大，沒有貼模。路徑2下得到的試樣見圖12b，由于壓力過高，出現(xiàn)飛邊，因此牙包也有明顯壓痕。路徑3下得到的橋殼試樣如圖12c所示，兩側(cè)牙包成形飽滿，脹形區(qū)處垂直于管坯軸線方向截面上的小圓角成形較好。

圖12 終脹形后樣件外形圖

比較3種加載路徑可知：終脹形采用路徑3的分段線性加載，可制造出合格樣件。出現(xiàn)塌陷的原因是管坯內(nèi)壓過低，管坯脹形時(shí)不能貼模；出現(xiàn)飛邊的原因是管坯內(nèi)壓過高，管坯在滑動(dòng)模與固定模合模前，部分金屬?gòu)膬赡＞唛g的間隙中脹出，該脹出部分在滑動(dòng)模塊與固定模塊合模時(shí)被兩模具壓成飛邊。按圖11路徑3得到的終脹形樣件的壁厚分布如圖13所示，周向壁厚測(cè)量與軸向壁厚測(cè)量的方法與預(yù)脹形測(cè)量壁厚的方法相同。

4 成形實(shí)驗(yàn)

4.1 脹形模具

利用普通液壓機(jī)實(shí)現(xiàn)液壓脹形時(shí)，預(yù)脹形中使用的模具結(jié)構(gòu)如圖14所示。模具成形部分由上模7、下模2、固定模塊5三部分組成，其型腔分別對(duì)應(yīng)圖3b中預(yù)脹形管坯A平面以左部分、B平面以右部分以及A平面、B平面之間部分。固定模塊5沿過軸線平面切分成兩半，脹形后可分開便于取件。終脹形模具結(jié)構(gòu)與預(yù)脹形類似，按圖3a所示的制件外形設(shè)計(jì)模具型腔，固定模塊模5的高度變?yōu)?0mm。

圖13 終脹形樣件壁厚分布

圖14 液壓脹形汽車橋殼預(yù)脹形模具

4.2 預(yù)脹形實(shí)驗(yàn)

按圖5中的路徑1加載，首先得到的雙鼓形樣件，如圖15a所示，合模后使內(nèi)壓升到60MPa，得到預(yù)脹形樣件。將樣件沿軸向和周向切去1／8，如圖15b所示。在周向及軸向上分別取20個(gè)均布的測(cè)量點(diǎn)，點(diǎn)之間的間隔為5.5mm，測(cè)量其壁厚，壁厚分布曲線亦繪于圖9中。

比較路徑1得到的仿真樣件與實(shí)驗(yàn)樣件的壁厚分布可知，實(shí)驗(yàn)樣件壁厚與模擬值存在一定誤差：圓周方向上，壁厚最小值為4mm，比模擬時(shí)的最小值4.45mm小10.11%；壁厚最大值為4.97mm，比模擬時(shí)的最大值4.68mm大6.20%。沿軸向，實(shí)驗(yàn)樣件的壁厚分布與模擬結(jié)果趨勢(shì)相同，但實(shí)驗(yàn)值與模擬值最大相差10.20%，實(shí)驗(yàn)值與模擬值的壁厚之差主要在于：實(shí)驗(yàn)用管坯為冷軋無縫鋼管，在圓周方向上的初始壁厚不均勻，而數(shù)值模擬時(shí)設(shè)定了均勻初始壁厚；冷軋用無縫鋼管材料在軸向與周向具有各向異性，數(shù)值模擬時(shí)將它們?cè)O(shè)置的各向同性。

圖15 預(yù)脹形樣件

4.3 終脹形實(shí)驗(yàn)

按圖11路徑3加載得到的合格樣件如圖16a所示，將樣件沿縱向和周向切去1／8，如圖16b所示。在周向及軸向上分別取20個(gè)均布的測(cè)量點(diǎn)，點(diǎn)之間的間隔分別為8mm、8.5mm，測(cè)量結(jié)果見圖13。

圖16 終脹形樣件

對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行比較分析可知，樣件周向及軸向上壁厚分布趨勢(shì)相同：圓周方向壁厚最小的部分均出現(xiàn)在牙包邊緣處，即當(dāng)量直徑最大的部分，實(shí)驗(yàn)值為3.74mm，比模擬值3.49mm大7.16%；沿軸向方向，實(shí)驗(yàn)值與模擬值的最大偏差均小于8%。

5 結(jié)論

（1）通過有限元模擬，得到了預(yù)脹形管坯壁厚分布較好的加載路徑：管坯軸向進(jìn)給過程中，內(nèi)壓保持不變，合模后增加內(nèi)壓成形。得到了終脹形時(shí)可確保成形合格樣件的加載路徑：脹形初期，液體壓力先保持不變，軸向進(jìn)給量達(dá)到2／3后再線性增加至終了壓力。

（2）通過對(duì)比分析相同加載路徑下實(shí)驗(yàn)樣件、模擬樣件成形情況以及在軸向、周向剖面上的壁厚值可知，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)大體相同。鑒于實(shí)驗(yàn)用管坯壁厚存在偏差以及實(shí)驗(yàn)中液體壓力存在一定波動(dòng)，故實(shí)驗(yàn)樣件壁厚結(jié)果與模擬值存在一定偏差。

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