非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形過(guò)程研究

謝文才

(一汽轎車股份有限公司，長(zhǎng)春 130011，E-mail:xiewencai@fawcar.com.cn)

內(nèi)高壓成形技術(shù)在汽車、航空、航天等制造領(lǐng)域得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用［1-2］.利用該技術(shù)生產(chǎn)的各種變截面管件既節(jié)省材料、提高生產(chǎn)率，又具有較高的強(qiáng)度和剛度［3］.內(nèi)高壓成形技術(shù)尤其適合變截面空心零件的制造［4-5］，對(duì)于截面面積變化很大、需要大量補(bǔ)料的薄壁管材，尤其是具有兩端不對(duì)稱形狀管材的內(nèi)高壓成形，如何保證成形后零件整體滿足壁厚要求，避免膨脹區(qū)過(guò)度減薄和起皺缺陷，工藝控制難度較大［6］.如何提高此類零件的壁厚均勻性、提高管材內(nèi)高壓成形極限，獲得更大的成形極限，成為內(nèi)高壓成形技術(shù)的一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題［7］.

對(duì)于兩端非對(duì)稱管件的內(nèi)高壓成形，為了避免管材兩端的補(bǔ)料量和受力狀態(tài)不同帶來(lái)的不對(duì)稱問(wèn)題，往往采用的是一模兩件制造工藝［8］.但是在實(shí)際生產(chǎn)中，由于管材細(xì)長(zhǎng)，內(nèi)部壓力又使管材與模具之間存在很大的摩擦力［9］，因此對(duì)于此類大補(bǔ)料量零件，要避免軸向補(bǔ)料的彎曲失穩(wěn)現(xiàn)象和由于摩擦力阻礙造成的總補(bǔ)料不足而引發(fā)的減薄和開(kāi)裂問(wèn)題，同時(shí)還要增大工作臺(tái)面尺寸，這些因素大大限制了一模兩件生產(chǎn)的可能性［10].

本文以兩端非對(duì)稱瓶形零件為例進(jìn)行大截面差零件內(nèi)高壓成形的研究.此類變截面管件，既可直接用于某些產(chǎn)品，又可作為各種變截面件的預(yù)成形件［11］，對(duì)其內(nèi)高壓成形工藝的研究將有助于解決很多相關(guān)的技術(shù)和理論問(wèn)題.通過(guò)對(duì)此類零件進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，為此類非對(duì)稱構(gòu)件的內(nèi)高壓成形提供理論參考.

1 試件形狀和研究方法

初始管坯尺寸為 Φ40 mm×2.5 mm，長(zhǎng)度403 mm，材料為20鋼，根據(jù)管坯試樣單向拉伸實(shí)驗(yàn)曲線，假設(shè)材料在成形過(guò)程中的硬化規(guī)律為:σ =Kεn，經(jīng)計(jì)算得到 K值為 648 MPa，n值為0.22.

圖1為非對(duì)稱零件的形狀及其尺寸，按照成形中受力情況不同，可以將管坯分為傳力區(qū)、過(guò)渡區(qū)、成形區(qū).傳力區(qū)是兩端部受沖頭推力作用向內(nèi)進(jìn)給補(bǔ)料，而管坯直徑保持不變，或有輕微增大;過(guò)渡區(qū)是從管坯原始直徑過(guò)渡到所需成形的最大直徑的部分;成形區(qū)是所需成形工件變形量最大的部分.

圖1 零件形狀及尺寸(mm)

根據(jù)塑性變形時(shí)體積不變條件，假設(shè)變形后壁厚不變，可以計(jì)算出成形該零件的理論補(bǔ)料量為92 mm，但是由于成形過(guò)程中的摩擦影響，理論補(bǔ)料量是不可能實(shí)現(xiàn)的，即膨脹區(qū)的減薄是不可避免的［12］，因此我們選取85 mm(理論補(bǔ)料量的92.4%)作為模擬時(shí)的總補(bǔ)料量.由于零件左右不對(duì)稱，因此補(bǔ)料量的分配也不能左右相等.左端傳力區(qū)長(zhǎng)，受摩擦影響較大，材料不易流動(dòng)到成形區(qū)，但左端過(guò)渡區(qū)也長(zhǎng)，管坯在起皺過(guò)程中不易失穩(wěn);而右端傳力區(qū)及過(guò)渡區(qū)都短，在成形過(guò)程管坯容易起皺且皺形較大，這增加了材料進(jìn)一步向變形區(qū)流動(dòng)的難度，容易引起折疊失穩(wěn).綜合考慮這兩方面的影響，初定左端補(bǔ)料量為50 mm，右端補(bǔ)料量為35 mm.

采用的有限元模擬軟件是美國(guó)ETA公司的有限元分析程序DYNAFORM及求解器LS-DYNA.在模擬中管材采用36號(hào)材料模型，單元?jiǎng)澐植捎肂elytschko-Tsay殼單元.由于成形件是軸對(duì)稱零件，為了節(jié)省計(jì)算的時(shí)間，選取零件的一半作為研究對(duì)象.模型如圖2所示，離散化后，管坯的單元數(shù)是2 680個(gè)，全部是四邊形單元;模具為剛體單元，單元數(shù)是1 787個(gè)，其中四邊形單元為1 727個(gè)，三角形單元60個(gè);左右沖頭為剛體單元，單元數(shù)均為626個(gè)，其中四邊形單元為596個(gè)，三角形單元30個(gè).

由于左右沖頭補(bǔ)料過(guò)程中，內(nèi)壓基本保持不變，本文將這個(gè)內(nèi)壓值稱為補(bǔ)料壓力po.為了尋求最優(yōu)的補(bǔ)料壓力，設(shè)計(jì)了表1所示的模擬方案.

圖2 有限元模型

表1 模擬方案

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 加載過(guò)程皺紋形狀變化

為了便于分析，將成形過(guò)程分為4個(gè)時(shí)期:初期、中期、后期及整形過(guò)程.初期沖頭總位移量為52 mm(左右沖頭位移均為26 mm);中期是指沖頭總位移量為70.5 mm(左右沖頭位移分別為35.5、35 mm);后期是指沖頭總位移量為85 mm(左右沖頭位移分別為50、35 mm);整形過(guò)程是指補(bǔ)料結(jié)束加壓整形到完全貼模階段.典型加載路徑如圖3所示.

圖3 典型加載路徑

圖4為補(bǔ)料壓力為28 MPa時(shí)，非對(duì)稱零件成形情況.

從圖4可以看出，當(dāng)補(bǔ)料壓力較低時(shí)，在成形初期(圖4(a))，首先在左右兩端靠近?？?模具傳力區(qū)與過(guò)渡區(qū)的交界點(diǎn))處產(chǎn)生兩個(gè)皺紋，且右端皺紋波峰直徑明顯大于左端皺紋波峰直徑.產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因主要是由于左右兩端傳力區(qū)長(zhǎng)度不同，左端傳力區(qū)長(zhǎng)，材料的流動(dòng)受摩擦影響也較大，從圖中可以看出左端傳力區(qū)部分有明顯的增厚現(xiàn)象，說(shuō)明材料并沒(méi)有全部流動(dòng)到起皺區(qū)，使皺紋的大小受到限制，而右端傳力區(qū)短，材料的流動(dòng)受摩擦影響較小，材料基本可以全部流到起皺區(qū)用于起皺，因此皺紋尺寸較大.

圖4 補(bǔ)料壓力28 MPa時(shí)皺紋波形變化過(guò)程

隨著補(bǔ)料的繼續(xù)進(jìn)行，在成形中期(圖4(b))，初期的兩個(gè)皺紋間距減小，且兩皺均有不同程度的長(zhǎng)大，同時(shí)在兩皺之間靠近右端皺紋出現(xiàn)一個(gè)新皺，在最右端皺紋兩旁的波谷有較大的增厚.在補(bǔ)料階段后期(圖4(c))，中間皺紋迅速增大，說(shuō)明補(bǔ)料量集中發(fā)生于此處，同時(shí)右端皺紋兩旁的波谷增厚現(xiàn)象加劇.在后續(xù)的整形過(guò)程中發(fā)現(xiàn)(圖4(d))，在右皺兩旁的波谷沒(méi)能脹平，形成死皺.從圖中可以看出未脹平處仍有增厚，說(shuō)明材料過(guò)多積聚在此處，而左皺和中皺之間的變形區(qū)，由于在成形過(guò)程中補(bǔ)充到該處的材料較少，在整形后該處減薄嚴(yán)重，最大減薄處的減薄率為30.12%.

根據(jù)模擬結(jié)果，補(bǔ)料壓力為34～42 MPa時(shí)，零件可以成形，沒(méi)有起皺和破裂缺陷，只是壁厚分布有所差別.當(dāng)補(bǔ)料壓力為42 MPa時(shí)，非對(duì)稱管件內(nèi)高壓成形過(guò)程如圖5所示.

圖5 補(bǔ)料壓力42 MPa時(shí)皺紋波形變化過(guò)程

從圖5可以看到，在成形初期(圖5(a))在軸向上較均勻地出現(xiàn)四個(gè)位置的起皺;在成形中期(圖5(b))，皺紋逐漸增長(zhǎng)，間距非常均勻，中間兩皺長(zhǎng)大幅度較大;在成形后期(圖5(c))，中間兩皺間的波谷已經(jīng)脹平，經(jīng)整形后，工件順利成形(圖5(d))，最大減薄率為21.19%，且整個(gè)變形區(qū)壁厚分布比較均勻，均接近于最大減薄.

2.2 不同補(bǔ)料壓力典型節(jié)點(diǎn)的壁厚變化過(guò)程比較

圖6是不同補(bǔ)料壓力時(shí)，皺峰皺谷處典型節(jié)點(diǎn)隨補(bǔ)料量增加的壁厚變化過(guò)程圖.

從圖6(a)可以看出，波峰處壁厚在補(bǔ)料前期及中期，均隨著補(bǔ)料量的增加而逐漸減小，且隨著補(bǔ)料壓力的增加，減薄幅度增大.在補(bǔ)料后期，波峰處壁厚變化較平緩.補(bǔ)料壓力為34 MPa時(shí)，補(bǔ)料后期壁厚為2.23 mm;補(bǔ)料壓力為38 MPa時(shí)為2.17 mm;補(bǔ)料壓力為42 MPa時(shí)為2.07 mm.在整形階段，波峰處壁厚將減小，但是減薄幅度不是很大，補(bǔ)料壓力為 34 MPa時(shí)，最小壁厚為2.18 mm;補(bǔ)料壓力為38 MPa時(shí)為2.12 mm;補(bǔ)料壓力為42 MPa時(shí)為2.01 mm.

圖6 不同壓力時(shí)典型節(jié)點(diǎn)壁厚變化過(guò)程

從圖6(b)可以看出，相比波峰位置，波谷處節(jié)點(diǎn)在補(bǔ)料前期壁厚減薄趨勢(shì)較平緩，且在補(bǔ)料中期，內(nèi)壓34 MPa時(shí)，壁厚稍有增加.在補(bǔ)料后期，波谷處節(jié)點(diǎn)壁厚同樣基本維持不變.隨著補(bǔ)料壓力的增加，補(bǔ)料結(jié)束后波谷處壁厚減薄幅度增大.補(bǔ)料壓力為34 MPa時(shí)，補(bǔ)料結(jié)束后波谷處最小壁厚為2.49 mm;補(bǔ)料壓力為38 MPa時(shí)為2.43 mm;補(bǔ)料壓力為42 MPa時(shí)為2.32 mm.在整形階段，皺谷處壁厚急劇減小，補(bǔ)料壓力為34 MPa時(shí)，整形結(jié)束后波谷處最小壁厚度分別變?yōu)?.22 mm;補(bǔ)料壓力為38 MPa時(shí)為2.18 mm;補(bǔ)料壓力為42 MPa時(shí)為2.04 mm.

2.3 不同補(bǔ)料壓力壁厚及應(yīng)變分布規(guī)律比較

圖7是不同補(bǔ)料壓力時(shí)，工件成形后沿軸向壁厚分布圖.由圖中看到，當(dāng)補(bǔ)料壓力較低(34 MPa)時(shí)，傳力區(qū)壁厚增加較多，且在成形區(qū)左端減薄嚴(yán)重;當(dāng)補(bǔ)料壓力升高到38 MPa時(shí)，傳力區(qū)增厚幅度最小，且在成形區(qū)壁厚分布也比較均勻;隨著壓力繼續(xù)提高(42 MPa)，傳力區(qū)的壁厚增厚幅度上升，成形區(qū)壁厚分布也較均勻，但減薄率逐漸增加.

圖7 不同壓力時(shí)沿軸向壁厚分布

圖8是不同補(bǔ)料壓力時(shí)，工件成形后沿軸向應(yīng)變分布圖.

其中，圖8(a)是厚向應(yīng)變的分布圖，它的分布規(guī)律和厚度分布規(guī)律相同;圖8(b)是軸向分布圖，可以看出，軸向應(yīng)變?chǔ)舲在各區(qū)恒為負(fù)值.在傳力區(qū)，隨著補(bǔ)料壓力的增加而減小，當(dāng)補(bǔ)料壓力增大到一定值(38 MPa)時(shí)，達(dá)到最大，之后隨補(bǔ)料壓力的繼續(xù)增加而減小.而在變形區(qū)，當(dāng)補(bǔ)料壓力較低(34 MPa)時(shí)，εz分布不均勻，變形區(qū)左端大，變形區(qū)右端小，當(dāng)壓力增加到38 MPa時(shí)，εz分布比較均勻，且較大;當(dāng)壓力繼續(xù)增加到42 MPa時(shí)，雖然εz分布也比較均勻，但較小.通過(guò)數(shù)值模擬研究得到適宜的補(bǔ)料壓力區(qū)間為34～42 MPa.

圖8 不同壓力時(shí)沿軸向應(yīng)變分布

3 軸向補(bǔ)料對(duì)內(nèi)高壓成形的影響

通過(guò)數(shù)值模擬給出了合適的補(bǔ)料壓力范圍.下面在該補(bǔ)料壓力范圍內(nèi)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究軸向補(bǔ)料量對(duì)成形過(guò)程起皺和破裂的影響.進(jìn)行了表2所示6組實(shí)驗(yàn).

表2 實(shí)驗(yàn)方案

3.1 不同補(bǔ)料量時(shí)皺紋形狀

圖9為管件在不同補(bǔ)料量時(shí)的起皺情況.當(dāng)補(bǔ)料量達(dá)到 39 mm(左端 24.5 mm，右端14.5 mm)時(shí)，在左右兩端的過(guò)渡段各出現(xiàn)一個(gè)皺，兩皺峰之間的間距為131.5 mm，如圖9(a)所示.當(dāng)補(bǔ)料量達(dá)到46.5mm(左端30mm，右端16.5mm)時(shí)，在左右兩皺之間增加了一個(gè)皺，左右兩端皺峰間距變?yōu)?22.5 mm，如圖9(b)所示.當(dāng)補(bǔ)料量達(dá)到66 mm(左端42 mm，右端22 mm)時(shí)，皺的數(shù)量并沒(méi)有增加，中間皺波峰的寬度較寬(約為49 mm)，左右兩端皺峰的間距變?yōu)?14.9 mm，最右兩皺峰間的距離為36 mm，如圖9(c)所示.當(dāng)補(bǔ)料量為68 mm(左右兩端均補(bǔ)34 mm)時(shí)，從左到右共有5個(gè)皺紋，左右兩端皺峰的距離116.3 mm，最右兩皺峰間的距離為46.9 mm，如圖9(d)所示.

3.2 缺陷分析

內(nèi)高壓成形是在內(nèi)部加壓和軸向進(jìn)給聯(lián)合作用下進(jìn)行的，必須保證兩者能夠合理匹配，才能成形出合格零件［13］.兩者匹配不合理時(shí)，易于出現(xiàn)起皺和破裂等失效形式［14］.

皺紋對(duì)成形的影響是兩方面的:一方面，合理的皺紋分布可以為整形階段儲(chǔ)備材料，減少成形件的厚度減薄;另一方面，不合理的皺紋分布則會(huì)引起材料儲(chǔ)備的不合理，導(dǎo)致有的部位材料聚集過(guò)多，形成死皺［15］，本次實(shí)驗(yàn)的主要目的就是利用補(bǔ)料過(guò)程中的形成有益皺紋，為整形過(guò)程合理地儲(chǔ)備材料.但是如果在補(bǔ)料過(guò)程中，補(bǔ)料量過(guò)大或補(bǔ)料壓力選擇過(guò)低，將出現(xiàn)死皺現(xiàn)象.

圖9 不同補(bǔ)料量時(shí)皺紋形狀

圖10為兩端非對(duì)稱零件在成形時(shí)出現(xiàn)的死皺現(xiàn)象.圖10(a)中零件由于左右兩側(cè)補(bǔ)料比匹配不當(dāng)，右側(cè)補(bǔ)料過(guò)多，導(dǎo)致加壓整形過(guò)程中右側(cè)皺紋無(wú)法展開(kāi)，形成死皺;圖10(b)中右端形成死皺的原因在于補(bǔ)料壓力較低，補(bǔ)料量集中發(fā)生于右側(cè)，在脹形過(guò)程中未展平.

圖10 死皺缺陷照片

根據(jù)破裂發(fā)生的階段，可以分為成形初期破裂、中期破裂和晚期破裂，如圖11所示.對(duì)于初期和中期破裂，主要是由于軸向位移進(jìn)給不及時(shí)，內(nèi)壓過(guò)大而造成的.對(duì)于晚期破裂，主要是前期成形工藝參數(shù)設(shè)置不合理，在后期整形過(guò)程中由于壓力過(guò)大而發(fā)生破裂，同時(shí)破裂與模具尺寸、潤(rùn)滑等也有一定的關(guān)系.

圖11 破裂缺陷照片

3.3 成形件的壁厚分析

對(duì)左右補(bǔ)料量分別為42 mm和22 mm的預(yù)成形件在模具內(nèi)進(jìn)行加壓整形，當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到126 MPa時(shí)，得到的合格非對(duì)稱管件如圖12所示，成形件的最大直徑為φ68.3 mm，直徑脹形量達(dá)到70.75%.

圖12 合格成形件

圖13將內(nèi)高壓成形管件和模擬結(jié)果壁厚分布進(jìn)行了對(duì)比.

圖13 成形件沿軸向壁厚分布圖

壁厚減薄集中發(fā)生在膨脹率較大的區(qū)域，且此區(qū)域的壁厚減薄率變化較平緩，實(shí)驗(yàn)件最薄部位位于原預(yù)成形件右端皺峰處，壁厚為1.87 mm，減薄率為27.12%，可見(jiàn)，采用此種加載路徑成形的非對(duì)稱管件的壁厚均勻性較好.模擬的壁厚分布規(guī)律與實(shí)驗(yàn)基本相符，只是膨脹區(qū)模擬的壁厚略大于實(shí)驗(yàn)，主要是由于模擬條件比較理想化，模擬實(shí)現(xiàn)的軸向進(jìn)給效果優(yōu)于實(shí)驗(yàn)，因此模擬的壁厚均勻性更好.

4 結(jié)論

1)通過(guò)對(duì)不同補(bǔ)料壓力皺形的分析，得出了成形該件的合理的皺紋分布趨勢(shì):皺紋沿軸線分布較均勻，波形緩和且相差不大，皺紋間距比較均勻.

2)補(bǔ)料壓力對(duì)瓶狀空心件的成形影響很大，補(bǔ)料壓力過(guò)高和過(guò)低都將使成形件發(fā)生失效.對(duì)于壁厚為2.5 mm、外徑為Φ40 mm的低碳鋼管，當(dāng)補(bǔ)料壓力低于32 MPa時(shí)，失效形式為死皺;當(dāng)補(bǔ)料壓力高于42 MPa時(shí)，失效形式為破裂.

3)內(nèi)高壓成形中加載路徑通過(guò)影響補(bǔ)料過(guò)程中的起皺形狀和位置，對(duì)成形結(jié)果起到關(guān)鍵作用，對(duì)于兩端非對(duì)稱零件內(nèi)高壓成形，采用非對(duì)稱軸向補(bǔ)料量的加載路徑，與合理的內(nèi)壓配合，可以有效地提高內(nèi)高壓成形件的壁厚均勻性.

［1］YUAN S J，LIU G，HUANG X R，et al.Hydroforming of typical hollow components［J］.Journal of Materials Proceeding Technology，2004，151:203-207.

［2］YUAN S J，HU L，HE Z B，et al.Research on twostep hydro-bulge forming of ellipsoidal shell with larger axis length ratio.Journal of Harbin Institute of Technology(New Series)，2013，20(3):93-98.

［3］KOC Muammer，ALTAN Taylan.An overall review of the tube hydroforming(THF)technology［J］.Journal of Materials Processing Technology，2001，108:384-393.

［4］劉 鋼，謝文才，苑世劍，等.大截面差空心件內(nèi)高壓成形研究［J］.材料科學(xué)與工藝，2004，12(4):398-401.LIU Gang，XIE Wen-cai，YUAN Shi-jian，et al.Internal high pressure forming of hollow part with a big section difference［J］.Materials Science and Technology，2004，12(4):398-401

［5］劉 鋼，苑世劍，滕步剛.內(nèi)高壓成形矩形斷面圓角應(yīng)力分析［J］.機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2006，42(6):150-155.LIU Gang，YUAN Shi-jian，TENG Bu-gang.Stress analysis on corner of rectangular section in tubehydroforming［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2006，42(6):150-155

［6］林俊峰，李 峰，韓杰才，等.管件液壓成形中加載路徑的確定方法研究［J］.材料科學(xué)與工藝，2009，17(6):840-843.LIN Jun-feng，LI Feng，HAN Jie-cai，et al.Optimization of loading paths in tube hydroforming process［J］.Materials Science and Technology，2009，17(6):840-843.

［7］苑世劍，何祝斌，劉 鋼，等.內(nèi)高壓成形理論與技術(shù)的新進(jìn)展［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2011，21(10):2523-2533.YUAN Shi-jian，HE Zhu-bin，LIU Gang，et al.New developments in theory and processes of internal high pressure forming［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2011，21(10):2523-2533.

［8］LANG L H，WANG Z R，KANG D C，et al.Hydroforming highlights:sheet hydroforming and tube hydroforming［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，151(1-3):165-177.

［9］AHMETOGLU M，ALTAN T.Tube hydroforming:state-of-the-art and future trends［J］.Journal of Materials Processing Technology，2000，98(1):25-33.

［10］苑世劍，劉 鋼，韓 聰.通過(guò)預(yù)成形降低內(nèi)高壓成形壓力的機(jī)理分析［J］.航空材料學(xué)報(bào)，2006，26(4):46-50.YUAN Shi-jian，LIU Gang，HAN Cong.Mechansim anlysis on reducing pressure of hydroforming through pre-formed shape［J］.Journal of Aeronautical Materials，2006，26(4):46-50.

［11］張寶亮，王智明，謝 毅，等.汽車變徑管內(nèi)高壓成形技術(shù)［J］.模具工業(yè)，2010，36(8):29-31 ZHANG Bao-liang，WANG Zhi-ming，XIE Yi，et al.Internal high pressure forming technology for automotive tapered reducing pipe fittings［J］.Die and Mould Industry，2010，36(8):29-31.

［12］YANG C，NGAILE G.Preform design for tube hydroforming based on wrinkle formation［J］.Steel research International 2011(Special Edition):481-486.

［13］劉 鋼，苑世劍，王小松，等.加載路徑對(duì)內(nèi)高壓成形件壁厚分布影響分析［J］.材料科學(xué)與工藝，2005，13(2):162-165.LIU Gang，YUAN Shi-jian，WANG Xiao-song，et al.Effects of loading paths on thickness distribution of a hydroforming component［J］.Materials Science and Technology，2005，13(2):162-165.

［14］YUAN S J，LIU G，WANG X S，el al.Use of wrinkles in tube hydroforming-ideas and examples［C］//Proceedings of Intentional Conference on Hydroforming 2003.Fellbach:［S.n.］，2003.79-90.

［15］王小松，苑世劍，王仲仁，等.內(nèi)高壓成形起皺行為的研究［J］.金屬學(xué)報(bào)，2003，39(12):1276-1280.WANG Xiao-song，YUAN Shi-jian，WANG Zhongren.Research on wrinkling Behavior in tube hydroforming［J］.Acta and Metallurgica Sinica，2003，39(12):1276-1280.