充液壓制成形汽車橋殼后蓋區(qū)開裂分析及預(yù)成形管坯形狀優(yōu)化設(shè)計

吳 娜 王連東 沈亞坤 張 蒙

1.燕山大學(xué)，秦皇島,066004 2.唐山學(xué)院，唐山,063000

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充液壓制成形汽車橋殼后蓋區(qū)開裂分析及預(yù)成形管坯形狀優(yōu)化設(shè)計

吳 娜1,2王連東1沈亞坤1張 蒙1

1.燕山大學(xué)，秦皇島,066004 2.唐山學(xué)院，唐山,063000

針對目前生產(chǎn)中脹壓成形橋殼后蓋區(qū)存在開裂的現(xiàn)象，通過對兩種極端情況下預(yù)成形管坯壓制成形變形的分析，揭示了后蓋區(qū)開裂的原因；提出了預(yù)成形管坯后蓋冠頂最大縱向輪廓形狀的設(shè)計方法，給出了輪廓基準(zhǔn)系數(shù)K0和漸變系數(shù)K1的定義。針對某載重5t的汽車橋殼，采用ABAQUS有限元分析軟件對多組不同后蓋尺寸的預(yù)成形管坯壓制成形過程進行了數(shù)值模擬，確定了輪廓基準(zhǔn)系數(shù)K0和漸變系數(shù)K1的取值范圍。進行了壓制成形實驗，結(jié)果表明：優(yōu)化設(shè)計后的預(yù)成形管坯充液壓制時成形效果好，后蓋區(qū)壁厚減薄率低、無開裂。

汽車橋殼；脹壓成形；預(yù)成形管坯；開裂；有限元模擬

0 引言

汽車橋殼屬于大尺寸變徑復(fù)雜管件，質(zhì)量大，強度、剛度及疲勞壽命要求高，理論上可以采用對管材內(nèi)部注入高壓液體的同時對其端部施加軸向推力以形成各種變截面中空構(gòu)件的液壓脹形方法進行制造。20世紀(jì)80年代，Terumori[1]采用液壓脹形方法首次試制出微型汽車橋殼樣件，取得了一些寶貴經(jīng)驗，但橋殼成形設(shè)備噸位相對過大，因此認(rèn)為該工藝不適合制造大中型橋殼。近十幾年來，采用液壓脹形方法制造汽車橋殼的研究很多。王連東等[2-3]在液壓脹形汽車橋殼工藝?yán)碚摰确矫孢M行了大量基礎(chǔ)性研究，并首次試制出0.75t輕型液壓脹形汽車橋殼，但由于液壓脹形汽車橋殼存在成形質(zhì)量差，橋梁與橋包部分過渡小圓角不易貼模、易脹裂，脹形內(nèi)壓高，需要超高壓增壓設(shè)備等問題，尚無法實現(xiàn)工業(yè)化生產(chǎn)。

對于形狀較復(fù)雜的管件，液壓脹形時需先對初始管坯進行預(yù)成形，預(yù)成形管坯的形狀直接關(guān)系到液壓脹形的成敗。Nikhare等[4]用有限元軟件模擬了預(yù)成形管坯在不同的內(nèi)壓與軸向進給條件下的液壓脹形，研究了預(yù)成形對液壓脹形成形性的影響，預(yù)測了極限變形。郎利輝等[5]針對變截面汽車扭力梁充液成形過程中易出現(xiàn)破裂和起皺缺陷的問題，通過有限元分析和實驗研究，指出預(yù)成形模具形狀和充液成形時加載路徑對扭力梁充液成形質(zhì)量有重要的影響。針對汽車橋殼類形狀復(fù)雜管件，文獻[6]提出了脹壓成形汽車橋殼新工藝：選用一定尺寸的無縫鋼管，先對初始管坯兩端縮徑，中部進行液壓脹形得到預(yù)成形管坯，再對其內(nèi)部充液并用模具壓制出帶有附加前蓋的橋殼制件，并取得了一些關(guān)鍵性成果[7-8]。

針對小型脹壓成形汽車橋殼，崔亞平等[9]提出了軸對稱預(yù)成形管坯的設(shè)計方法，給出了截面系數(shù)的定義，并成功試制出橋殼樣件。針對橋殼后蓋與附加前蓋差異較大的中型橋殼管件，王連東等[10]提出了新的設(shè)計方法：首先按照管坯與對應(yīng)橋殼管件橫截面周長相等的條件確定軸對稱狀的基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體，然后適當(dāng)加大后蓋尺寸，減小前蓋尺寸，并給出中間最大橫截面處后蓋半徑、前蓋半徑與基準(zhǔn)半徑的關(guān)系，但該準(zhǔn)則僅考慮了預(yù)成形管坯最大橫截面的前蓋半徑和后蓋半徑，未考慮預(yù)成形管坯后蓋區(qū)縱向輪廓形狀與模具型腔匹配的問題。

前期研究表明脹壓成形工藝適合制造汽車橋殼類復(fù)雜管件，但在生產(chǎn)實踐中發(fā)現(xiàn)，預(yù)成形管坯充液壓制時，形狀復(fù)雜的橋包部分后蓋區(qū)容易出現(xiàn)開裂，影響了產(chǎn)品合格率。本文通過對預(yù)成形管坯壓制成形為汽車橋殼管件時后蓋區(qū)的變形分析，揭示了后蓋區(qū)開裂的原因，給出了后蓋冠頂最大縱向截面輪廓系數(shù)的定義，提出了預(yù)成形管坯后蓋輪廓形狀的優(yōu)化設(shè)計方法，以期解決脹壓成形橋殼后蓋開裂問題。

1 橋殼后蓋區(qū)壓制變形分析

1.1 預(yù)成形管坯充液壓制成形過程簡介

圖1為某中型橋殼脹壓成形過程簡圖，針對預(yù)成形管坯，截取其中間最大橫截面，其充液壓制成形過程如圖2所示。

(a)初始管坯

(b)預(yù)成形管坯

(c)橋殼制件圖1 中型橋殼脹壓成形工藝流程示意圖

(a)壓制開始 (b)上下模到位

(c)模具合模 (d)增壓校形1.預(yù)成形管坯 2.前側(cè)模 3.上模 4.后側(cè)模 5.下模圖2 充液壓制成形過程簡圖

壓制成形時，首先將預(yù)成形管坯放置于上下模具之間，上下模具沿垂直方向?qū)ο驂褐频轿?，圓形截面逐漸被壓扁成“雙耳”形截面(圖2b)；然后，管坯內(nèi)部充液并保持恒定液體壓力p0的同時，前后側(cè)模開始相對運動，管坯在內(nèi)外壓力共同作用下發(fā)生塑性變形，“雙耳”逐漸與側(cè)模接觸，形成橋梁；側(cè)模運動至合模位置時，停止進給運動，此時，側(cè)模與上下模間形成過渡圓角，管坯橋包部分并未與模具型腔完全貼合(圖2c)，增加內(nèi)部液體壓力至p進行校形，預(yù)成形管坯最終被壓制成異形截面的橋殼管件(圖2d)。

1.2 開裂分析

截取預(yù)成形管坯橋包部分后蓋區(qū)最大縱向截面(僅繪出輪廓形狀)，選擇以下兩種極端情況進行變形分析。

(1)后蓋最大縱向截面最高點半徑R1(即最大橫截面后蓋半徑[10-11])取值過小。壓制過程中，模具合模時，預(yù)成形管坯后蓋冠頂部分與模具型腔間距大(圖3)，在增壓校形時繼續(xù)發(fā)生很大的自然脹形，其冠頂處于經(jīng)向σρ、緯向σθ兩向拉應(yīng)力狀態(tài)，產(chǎn)生數(shù)值較大的經(jīng)向正應(yīng)變ερ和緯向正應(yīng)變εθ，壁厚方向的減薄應(yīng)變εt過大，若達到應(yīng)變近似判據(jù)[12]，即：|εt|=0.8δ(δ為材料斷后延伸率)將引起開裂。

圖3 R1過小時增壓變形圖

(2)最大縱向截面最高點半徑R1取值較大，但兩側(cè)各點至中心點O的距離過快遞減(圖4)。在壓制過程中，模具合模時，僅后蓋區(qū)頂端A及底部點B以下部分與下模型腔接觸，在增壓校形時，頂端A點處受到經(jīng)向拉應(yīng)力σρ作用，而緯向不再產(chǎn)生變形。預(yù)成形管坯后蓋區(qū)與模具型腔的差異越大(即后蓋底部與下模型腔接觸點B越靠近直臂區(qū))或校形壓力p越大，則A點處的經(jīng)向拉應(yīng)力σρ數(shù)值越大，當(dāng)達到材料的強度極限σb時將導(dǎo)致A點附近開裂。

圖4 R1過大時增壓變形圖

1.3 后蓋輪廓形狀優(yōu)化方法

針對帶有球形冠頂后蓋的脹壓成形橋殼，根據(jù)上文兩種極端情況下變形分析，在按預(yù)成形管坯與橋殼管件對應(yīng)橫截面周長不變的條件設(shè)計基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體[10-11]的基礎(chǔ)上，基于增壓校形階段管坯后蓋區(qū)同步貼模的思想，提出后蓋輪廓形狀優(yōu)化設(shè)計方法：

(1)將預(yù)成形管坯后蓋區(qū)冠頂部分設(shè)計成準(zhǔn)球冠狀，其最大縱向截面上冠底與冠頂?shù)膴A角為β(圖5)，將最高點A處半徑R1作為基準(zhǔn)半徑，由最高點向兩側(cè)，距中心點O的距離(即曲率半徑)

圖5 輪廓示意圖

逐漸減小。

(2)將基準(zhǔn)半徑R1與下模球冠狀型腔半徑Rm的比值定義為最大縱向截面輪廓基準(zhǔn)系數(shù)K0，即

(1)

(3)在預(yù)成形管坯后蓋區(qū)準(zhǔn)球冠狀A(yù)D段內(nèi)，由最高點向兩側(cè)，距中心點O的距離(即曲率半徑)線性減小，與中間橫截面夾角為α的C點距中心點O的距離(即曲率半徑RC)為

(2)

式中,K1為最大縱向輪廓漸變系數(shù)。

K0的大小影響預(yù)成形管坯最大橫向截面緯向應(yīng)變εθ的大小，K1的大小決定了后蓋縱向準(zhǔn)球冠輪廓的變化趨勢，兩者共同保證了在增壓校形時預(yù)成形管坯后蓋區(qū)各點同步貼模。K0、K1和設(shè)計參數(shù)β通過壓制成形過程有限元模擬獲得，并由實驗修正。

2 壓制成形數(shù)值模擬

2.1 研究對象

以某載重5t汽車橋殼為研究對象，橋殼管件三維模型如圖6所示，橋殼的總長為1322mm，后蓋最高點距中間軸線的距離為164.5mm，附加前蓋最高點距中間軸線的距離為138mm，直臂截面是外邊長為110mm的矩形，與直臂相連的兩端圓管外徑為φ110mm。

選取長度為1425mm、外徑為φ180mm、壁厚為7mm的Q345B低合金無縫鋼管作為初始管坯，強度極限σb=510MPa，屈服極限σs=345MPa，

圖6 橋殼管件三維模型

彈性模量E=210GPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7.8g/cm3，延伸率δ=21%，硬化指數(shù)n=0.2，定義各向同性材料真實應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系為σ=900ε0.2。結(jié)合實際生產(chǎn)經(jīng)驗，初定β為30°～45°，模擬時β設(shè)計為40°。依據(jù)預(yù)成形管坯與對應(yīng)橋殼管件橫截面周長相等的原則[10-11]，確定最大橫截面前蓋半徑值為164.5mm，設(shè)計后蓋半徑R1分別取164.5mm、170mm、173mm、175mm、178mm(即K0值分別為1.00、1.03、1.05、1.06、1.08)，K1值取0.015、0.025、0.035、0.045、0.055，可得到25組不同尺寸的預(yù)成形管坯。

使用ABAQUS有限元分析軟件對初始管坯進行預(yù)成形和壓制成形模擬。由于管件左右、前后的對稱性，使用1/4管坯和模具型腔進行有限元模擬，管件與模具間建立剛-柔接觸，采用C3D8R對管坯進行網(wǎng)格單元劃分。

2.2 預(yù)成形模擬

按照圖1所示脹壓橋殼成形工藝流程，首先對初始管坯的端部進行縮徑，然后對縮徑后的管坯中部進行兩次液壓脹形，最后對脹形后管坯進行端部縮徑，得到上文設(shè)計的25種不同預(yù)成形管坯，如圖7所示，管坯中間最大截面前蓋半徑為164.5mm，后蓋半徑為R1值，兩側(cè)直臂區(qū)是中間外徑為φ129mm、端部外徑為φ110mm的直管。

圖7 預(yù)成形模擬

2.3 壓制成形分析

將預(yù)成形得到的預(yù)成形管坯數(shù)值模型導(dǎo)入ABAQUS軟件中，重新賦予管坯屬性(相當(dāng)于對管坯進行退火處理)，建立壓制成形有限元模型,如圖8所示。

圖8 壓制成形有限元模型

模擬中，上下模壓制到位后管坯內(nèi)部壓力設(shè)定為10MPa，側(cè)模至合模位置后內(nèi)部壓力設(shè)定為50MPa進行校形，得到橋殼樣件。

(1)預(yù)成形管坯R1=164.5mm、K1=0.015。如圖9所示，當(dāng)模具合模時(圖9a)，由于后蓋半徑R1為164.5mm的預(yù)成形管坯后蓋部分與模具型腔間存在較大間距，最大間距為14.43mm，致使在增壓校形階段(圖9b)，管坯自然脹形量大，后蓋區(qū)壁厚減薄率為18.13%，最高點的厚向應(yīng)變?yōu)?.20，超過文獻[12]給出的近似開裂判據(jù)值0.17，將發(fā)生開裂，模擬結(jié)果與前文開裂分析第一種情況相符。

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖9 R1=164.5 mm、K1=0.015時應(yīng)變圖

(2)預(yù)成形管坯R1=175mm、K1=0.045。當(dāng)后蓋半徑R1為175mm時，后蓋區(qū)最大縱向輪廓曲率半徑遞減變化速率大，如圖10a所示，模具合模時，后蓋最高點處幾乎貼模，而其他各處與模具存在較大間距，最大間距為15.20mm。在校形時，后蓋最高點處先行與模具型腔貼合，先行貼模處緯向應(yīng)變隨著校形的進行不再變化，而圖10b所示的后蓋高點區(qū)域經(jīng)向應(yīng)力隨著其余各處逐漸貼模不斷增大，經(jīng)向應(yīng)力最大值為569MPa，超過材料的強度極限，可能發(fā)生開裂，而此時最高點厚向應(yīng)變僅為0.14，模擬結(jié)果與前文開裂分析第二種情況相符。

(3)準(zhǔn)球冠狀預(yù)成形管坯參數(shù)確定。對R1=175mm、K1=0.025預(yù)成形管坯進行壓制成形模擬，如圖11所示，當(dāng)模具合模時，后蓋各處與模具型腔間距值比K1=0.045管坯的相應(yīng)值明顯減小，增壓校形階段后蓋各處趨于同時貼模，最高點處厚向應(yīng)變?yōu)?.13，最大經(jīng)向應(yīng)力值為465MPa，滿足橋殼的設(shè)計要求。

通過對不同預(yù)成形管坯壓制成形過程的數(shù)值模擬確定預(yù)成形管坯后蓋冠頂區(qū)最大縱向截面輪

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖10 R1=175 mm、K1=0.045時應(yīng)力圖

(a)模具合模

(b)增壓校形后圖11 R1=175 mm、K1=0.025時合格樣件

廓系數(shù)K0為1.03～1.06、漸變系數(shù)K1為0.015～0.045時，管坯壓制成形性好，不會開裂。

3 壓制成形實驗

針對模擬的載重5t脹壓成形汽車橋殼，根據(jù)提出的設(shè)計方法，結(jié)合有限元模擬結(jié)果，設(shè)計三種不同類型的預(yù)成形管坯，按照有限元模擬中相同的工藝進行壓制成形實驗。

(1)第一種預(yù)成形管坯，選取R1=164.5 mm、K1=0.015，后蓋最大縱向截面最高點半徑R1取值過小。

(2)第二種預(yù)成形管坯，選取R1=175 mm、K1=0.045。后蓋最大縱向截面最高點半徑R1取值較大，但最大縱向輪廓漸變系數(shù)K1過大。

(3)第三種預(yù)成形管坯，選取R1=175 mm、K1=0.025，K0=1.06。

將縮徑和脹形后得到的預(yù)成形管坯用圖12所示壓制模具進行壓制成形，其上模具型腔與樣件附加前蓋一致，下模具型腔與橋殼管件后蓋一致，采用與仿真相同的加載路徑。

圖12 壓制成形模具

實驗結(jié)果表明，第一種、第二種預(yù)成形管坯在充液壓制成形增壓校形階段，后蓋區(qū)頂部均產(chǎn)生了垂直于軸線的裂紋，如圖13所示。測量裂紋附近的壁厚，計算出第一種管坯的減薄率達18.96%，超過文獻[12]給出的近似開裂判據(jù)值，而且較模擬時的減薄率18.13%增大了4.58%；第二種管坯的減薄率為14.10%，并未達到近似開裂判據(jù)值，較模擬時的減薄率13.06%增大了7.96%。

圖13 壓制時后蓋開裂樣件

將第三種預(yù)成形管坯用壓制模具進行壓制成形，樣件外形輪廓清晰未出現(xiàn)開裂，如圖14所示。測量結(jié)果表明，后蓋頂點處壁厚最薄，其值為4.78mm，較壓制成形前的壁厚5.50mm減薄率為13.09%，較模擬時的壁厚減薄率12.19%增大了7.38%。

圖14 優(yōu)化后管坯壓制成形樣件

4 結(jié)論

(1)基于預(yù)成形管坯充液壓制過程中橋包后蓋區(qū)的變形分析，揭示了壓制成形時預(yù)成形管坯后蓋區(qū)開裂的原因：若后蓋半徑過小，管坯與模具型腔間距大，將導(dǎo)致管坯在校形時壁厚減薄嚴(yán)重，產(chǎn)生開裂；若預(yù)成形管坯取值較大，兩側(cè)曲率半徑變化過急，在校形階段，當(dāng)最高點附近經(jīng)向拉應(yīng)力超過材料強度極限值時產(chǎn)生開裂。

(2)提出了預(yù)成形管坯后蓋輪廓形狀的設(shè)計方法：將預(yù)成形管坯后蓋區(qū)冠頂部分設(shè)計成準(zhǔn)球冠狀，最高點處的半徑作為基準(zhǔn)半徑，由最高點向兩側(cè)，曲率半徑逐漸線性減小，使得其在增壓校形階段，后蓋區(qū)各處同步貼模。

(3)針對某載重5t的汽車橋殼，通過對多組不同參數(shù)的預(yù)成形管坯的數(shù)值模擬，確定了后蓋冠頂最大縱向截面輪廓基準(zhǔn)系數(shù)為1.03～1.06、漸變系數(shù)為0.015～0.045，并對后蓋半徑為175mm、輪廓系數(shù)為0.025的預(yù)成形管坯進行了壓制成形實驗，結(jié)果表明：管坯經(jīng)壓制成形后得到后蓋無開裂、外形輪廓清晰的合格樣件。

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(編輯 王旻玥)

CrackingAnalysisofRearCoversandShapeOptimizationofPreformedPipesforFilling-pressingFormingAxleHousings

WuNa1,2WangLiandong1ShenYakun1ZhangMeng1

1.YanshanUniversity,Qinhuangdao,Hebei, 066004 2.TangshanUniversity,Tangshan，Hebei, 063000

Aimingatthephenomenonofrearcovercrackingincurrentproduction,thecrackingreasonwasrevealedbyanalyzingthepressingdeformationofrearcoversintwoextremecases.Thedesignmethodofthemaximumlongitudinalsectionprofileofthepreformedpipeswasproposed,andthedefinitionsoftheprofilereferencecoefficientK0andgradientcoefficientK1weregiven.Fora5tautomobileaxle-housing,thevaluerangedoftheprofilereferencecoefficientK0andgradientcoefficientK1weredeterminedthroughsimulatingthepressingformingprocessesofthepreformedpipeswithdifferentsizesofrearcoversusingABAQUS.Andtheresultsofthepressingformingtestshowthattheoptimizedpipesareofgoodformability,thewallthinningrateofrearcoversislowandthereisnocracking.

axlehousing;bugling-pressingforming;preformedpipe;cracking;finiteelementsimulation

2016-01-25

河北省自然科學(xué)基金資助項目(E2012203022)；河北省研究生創(chuàng)新資助項目(00302-6370015)

TG316

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.23.020

吳 娜，女，1980年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院博士研究生，唐山學(xué)院機電工程系副教授。主要研究方向為液壓脹形工藝?yán)碚撆c技術(shù)。王連東(通信作者)，男，1967年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。沈亞坤，女，1990年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院碩士研究生。張 蒙，女，1991年生。燕山大學(xué)車輛與能源學(xué)院碩士研究生。