充液压制成形汽车桥壳后盖区开裂分析及预成形管坯形状优化设计

吴 娜 王连东 沈亚坤 张 蒙

1.燕山大学，秦皇岛,066004 2.唐山学院，唐山,063000



充液压制成形汽车桥壳后盖区开裂分析及预成形管坯形状优化设计

吴 娜1,2王连东1沈亚坤1张 蒙1

1.燕山大学，秦皇岛,066004 2.唐山学院，唐山,063000

针对目前生产中胀压成形桥壳后盖区存在开裂的现象，通过对两种极端情况下预成形管坯压制成形变形的分析，揭示了后盖区开裂的原因；提出了预成形管坯后盖冠顶最大纵向轮廓形状的设计方法，给出了轮廓基准系数K0和渐变系数K1的定义。针对某载重5t的汽车桥壳，采用ABAQUS有限元分析软件对多组不同后盖尺寸的预成形管坯压制成形过程进行了数值模拟，确定了轮廓基准系数K0和渐变系数K1的取值范围。进行了压制成形实验，结果表明：优化设计后的预成形管坯充液压制时成形效果好，后盖区壁厚减薄率低、无开裂。

汽车桥壳；胀压成形；预成形管坯；开裂；有限元模拟

0 引言

汽车桥壳属于大尺寸变径复杂管件，质量大，强度、刚度及疲劳寿命要求高，理论上可以采用对管材内部注入高压液体的同时对其端部施加轴向推力以形成各种变截面中空构件的液压胀形方法进行制造。20世纪80年代，Terumori[1]采用液压胀形方法首次试制出微型汽车桥壳样件，取得了一些宝贵经验，但桥壳成形设备吨位相对过大，因此认为该工艺不适合制造大中型桥壳。近十几年来，采用液压胀形方法制造汽车桥壳的研究很多。王连东等[2-3]在液压胀形汽车桥壳工艺理论等方面进行了大量基础性研究，并首次试制出0.75t轻型液压胀形汽车桥壳，但由于液压胀形汽车桥壳存在成形质量差，桥梁与桥包部分过渡小圆角不易贴模、易胀裂，胀形内压高，需要超高压增压设备等问题，尚无法实现工业化生产。

对于形状较复杂的管件，液压胀形时需先对初始管坯进行预成形，预成形管坯的形状直接关系到液压胀形的成败。Nikhare等[4]用有限元软件模拟了预成形管坯在不同的内压与轴向进给条件下的液压胀形，研究了预成形对液压胀形成形性的影响，预测了极限变形。郎利辉等[5]针对变截面汽车扭力梁充液成形过程中易出现破裂和起皱缺陷的问题，通过有限元分析和实验研究，指出预成形模具形状和充液成形时加载路径对扭力梁充液成形质量有重要的影响。针对汽车桥壳类形状复杂管件，文献[6]提出了胀压成形汽车桥壳新工艺：选用一定尺寸的无缝钢管，先对初始管坯两端缩径，中部进行液压胀形得到预成形管坯，再对其内部充液并用模具压制出带有附加前盖的桥壳制件，并取得了一些关键性成果[7-8]。

针对小型胀压成形汽车桥壳，崔亚平等[9]提出了轴对称预成形管坯的设计方法，给出了截面系数的定义，并成功试制出桥壳样件。针对桥壳后盖与附加前盖差异较大的中型桥壳管件，王连东等[10]提出了新的设计方法：首先按照管坯与对应桥壳管件横截面周长相等的条件确定轴对称状的基准回转体，然后适当加大后盖尺寸，减小前盖尺寸，并给出中间最大横截面处后盖半径、前盖半径与基准半径的关系，但该准则仅考虑了预成形管坯最大横截面的前盖半径和后盖半径，未考虑预成形管坯后盖区纵向轮廓形状与模具型腔匹配的问题。

前期研究表明胀压成形工艺适合制造汽车桥壳类复杂管件，但在生产实践中发现，预成形管坯充液压制时，形状复杂的桥包部分后盖区容易出现开裂，影响了产品合格率。本文通过对预成形管坯压制成形为汽车桥壳管件时后盖区的变形分析，揭示了后盖区开裂的原因，给出了后盖冠顶最大纵向截面轮廓系数的定义，提出了预成形管坯后盖轮廓形状的优化设计方法，以期解决胀压成形桥壳后盖开裂问题。

1 桥壳后盖区压制变形分析

1.1 预成形管坯充液压制成形过程简介

图1为某中型桥壳胀压成形过程简图，针对预成形管坯，截取其中间最大横截面，其充液压制成形过程如图2所示。

(a)初始管坯

(b)预成形管坯

(c)桥壳制件图1 中型桥壳胀压成形工艺流程示意图

(a)压制开始 (b)上下模到位

(c)模具合模 (d)增压校形1.预成形管坯 2.前侧模 3.上模 4.后侧模 5.下模图2 充液压制成形过程简图

压制成形时，首先将预成形管坯放置于上下模具之间，上下模具沿垂直方向对向压制到位，圆形截面逐渐被压扁成“双耳”形截面(图2b)；然后，管坯内部充液并保持恒定液体压力p0的同时，前后侧模开始相对运动，管坯在内外压力共同作用下发生塑性变形，“双耳”逐渐与侧模接触，形成桥梁；侧模运动至合模位置时，停止进给运动，此时，侧模与上下模间形成过渡圆角，管坯桥包部分并未与模具型腔完全贴合(图2c)，增加内部液体压力至p进行校形，预成形管坯最终被压制成异形截面的桥壳管件(图2d)。

1.2 开裂分析

截取预成形管坯桥包部分后盖区最大纵向截面(仅绘出轮廓形状)，选择以下两种极端情况进行变形分析。

(1)后盖最大纵向截面最高点半径R1(即最大横截面后盖半径[10-11])取值过小。压制过程中，模具合模时，预成形管坯后盖冠顶部分与模具型腔间距大(图3)，在增压校形时继续发生很大的自然胀形，其冠顶处于经向σρ、纬向σθ两向拉应力状态，产生数值较大的经向正应变ερ和纬向正应变εθ，壁厚方向的减薄应变εt过大，若达到应变近似判据[12]，即：|εt|=0.8δ(δ为材料断后延伸率)将引起开裂。

图3 R1过小时增压变形图

(2)最大纵向截面最高点半径R1取值较大，但两侧各点至中心点O的距离过快递减(图4)。在压制过程中，模具合模时，仅后盖区顶端A及底部点B以下部分与下模型腔接触，在增压校形时，顶端A点处受到经向拉应力σρ作用，而纬向不再产生变形。预成形管坯后盖区与模具型腔的差异越大(即后盖底部与下模型腔接触点B越靠近直臂区)或校形压力p越大，则A点处的经向拉应力σρ数值越大，当达到材料的强度极限σb时将导致A点附近开裂。

图4 R1过大时增压变形图

1.3 后盖轮廓形状优化方法

针对带有球形冠顶后盖的胀压成形桥壳，根据上文两种极端情况下变形分析，在按预成形管坯与桥壳管件对应横截面周长不变的条件设计基准回转体[10-11]的基础上，基于增压校形阶段管坯后盖区同步贴模的思想，提出后盖轮廓形状优化设计方法：

(1)将预成形管坯后盖区冠顶部分设计成准球冠状，其最大纵向截面上冠底与冠顶的夹角为β(图5)，将最高点A处半径R1作为基准半径，由最高点向两侧，距中心点O的距离(即曲率半径)

图5 轮廓示意图

逐渐减小。

(2)将基准半径R1与下模球冠状型腔半径Rm的比值定义为最大纵向截面轮廓基准系数K0，即

(1)

(3)在预成形管坯后盖区准球冠状AD段内，由最高点向两侧，距中心点O的距离(即曲率半径)线性减小，与中间横截面夹角为α的C点距中心点O的距离(即曲率半径RC)为

(2)

式中,K1为最大纵向轮廓渐变系数。

K0的大小影响预成形管坯最大横向截面纬向应变εθ的大小，K1的大小决定了后盖纵向准球冠轮廓的变化趋势，两者共同保证了在增压校形时预成形管坯后盖区各点同步贴模。K0、K1和设计参数β通过压制成形过程有限元模拟获得，并由实验修正。

2 压制成形数值模拟

2.1 研究对象

以某载重5t汽车桥壳为研究对象，桥壳管件三维模型如图6所示，桥壳的总长为1322mm，后盖最高点距中间轴线的距离为164.5mm，附加前盖最高点距中间轴线的距离为138mm，直臂截面是外边长为110mm的矩形，与直臂相连的两端圆管外径为φ110mm。

选取长度为1425mm、外径为φ180mm、壁厚为7mm的Q345B低合金无缝钢管作为初始管坯，强度极限σb=510MPa，屈服极限σs=345MPa，

图6 桥壳管件三维模型

弹性模量E=210GPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=7.8g/cm3，延伸率δ=21%，硬化指数n=0.2，定义各向同性材料真实应力与应变的关系为σ=900ε0.2。结合实际生产经验，初定β为30°～45°，模拟时β设计为40°。依据预成形管坯与对应桥壳管件横截面周长相等的原则[10-11]，确定最大横截面前盖半径值为164.5mm，设计后盖半径R1分别取164.5mm、170mm、173mm、175mm、178mm(即K0值分别为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组不同尺寸的预成形管坯。

使用ABAQUS有限元分析软件对初始管坯进行预成形和压制成形模拟。由于管件左右、前后的对称性，使用1/4管坯和模具型腔进行有限元模拟，管件与模具间建立刚-柔接触，采用C3D8R对管坯进行网格单元划分。

2.2 预成形模拟

按照图1所示胀压桥壳成形工艺流程，首先对初始管坯的端部进行缩径，然后对缩径后的管坯中部进行两次液压胀形，最后对胀形后管坯进行端部缩径，得到上文设计的25种不同预成形管坯，如图7所示，管坯中间最大截面前盖半径为164.5mm，后盖半径为R1值，两侧直臂区是中间外径为φ129mm、端部外径为φ110mm的直管。

图7 预成形模拟

2.3 压制成形分析

将预成形得到的预成形管坯数值模型导入ABAQUS软件中，重新赋予管坯属性(相当于对管坯进行退火处理)，建立压制成形有限元模型,如图8所示。

图8 压制成形有限元模型

模拟中，上下模压制到位后管坯内部压力设定为10MPa，侧模至合模位置后内部压力设定为50MPa进行校形，得到桥壳样件。

(1)预成形管坯R1=164.5mm、K1=0.015。如图9所示，当模具合模时(图9a)，由于后盖半径R1为164.5mm的预成形管坯后盖部分与模具型腔间存在较大间距，最大间距为14.43mm，致使在增压校形阶段(图9b)，管坯自然胀形量大，后盖区壁厚减薄率为18.13%，最高点的厚向应变为0.20，超过文献[12]给出的近似开裂判据值0.17，将发生开裂，模拟结果与前文开裂分析第一种情况相符。

(a)模具合模

(b)增压校形后图9 R1=164.5 mm、K1=0.015时应变图

(2)预成形管坯R1=175mm、K1=0.045。当后盖半径R1为175mm时，后盖区最大纵向轮廓曲率半径递减变化速率大，如图10a所示，模具合模时，后盖最高点处几乎贴模，而其他各处与模具存在较大间距，最大间距为15.20mm。在校形时，后盖最高点处先行与模具型腔贴合，先行贴模处纬向应变随着校形的进行不再变化，而图10b所示的后盖高点区域经向应力随着其余各处逐渐贴模不断增大，经向应力最大值为569MPa，超过材料的强度极限，可能发生开裂，而此时最高点厚向应变仅为0.14，模拟结果与前文开裂分析第二种情况相符。

(3)准球冠状预成形管坯参数确定。对R1=175mm、K1=0.025预成形管坯进行压制成形模拟，如图11所示，当模具合模时，后盖各处与模具型腔间距值比K1=0.045管坯的相应值明显减小，增压校形阶段后盖各处趋于同时贴模，最高点处厚向应变为0.13，最大经向应力值为465MPa，满足桥壳的设计要求。

通过对不同预成形管坯压制成形过程的数值模拟确定预成形管坯后盖冠顶区最大纵向截面轮

(a)模具合模

(b)增压校形后图10 R1=175 mm、K1=0.045时应力图

(a)模具合模

(b)增压校形后图11 R1=175 mm、K1=0.025时合格样件

廓系数K0为1.03～1.06、渐变系数K1为0.015～0.045时，管坯压制成形性好，不会开裂。

3 压制成形实验

针对模拟的载重5t胀压成形汽车桥壳，根据提出的设计方法，结合有限元模拟结果，设计三种不同类型的预成形管坯，按照有限元模拟中相同的工艺进行压制成形实验。

(1)第一种预成形管坯，选取R1=164.5 mm、K1=0.015，后盖最大纵向截面最高点半径R1取值过小。

(2)第二种预成形管坯，选取R1=175 mm、K1=0.045。后盖最大纵向截面最高点半径R1取值较大，但最大纵向轮廓渐变系数K1过大。

(3)第三种预成形管坯，选取R1=175 mm、K1=0.025，K0=1.06。

将缩径和胀形后得到的预成形管坯用图12所示压制模具进行压制成形，其上模具型腔与样件附加前盖一致，下模具型腔与桥壳管件后盖一致，采用与仿真相同的加载路径。

图12 压制成形模具

实验结果表明，第一种、第二种预成形管坯在充液压制成形增压校形阶段，后盖区顶部均产生了垂直于轴线的裂纹，如图13所示。测量裂纹附近的壁厚，计算出第一种管坯的减薄率达18.96%，超过文献[12]给出的近似开裂判据值，而且较模拟时的减薄率18.13%增大了4.58%；第二种管坯的减薄率为14.10%，并未达到近似开裂判据值，较模拟时的减薄率13.06%增大了7.96%。

图13 压制时后盖开裂样件

将第三种预成形管坯用压制模具进行压制成形，样件外形轮廓清晰未出现开裂，如图14所示。测量结果表明，后盖顶点处壁厚最薄，其值为4.78mm，较压制成形前的壁厚5.50mm减薄率为13.09%，较模拟时的壁厚减薄率12.19%增大了7.38%。

图14 优化后管坯压制成形样件

4 结论

(1)基于预成形管坯充液压制过程中桥包后盖区的变形分析，揭示了压制成形时预成形管坯后盖区开裂的原因：若后盖半径过小，管坯与模具型腔间距大，将导致管坯在校形时壁厚减薄严重，产生开裂；若预成形管坯取值较大，两侧曲率半径变化过急，在校形阶段，当最高点附近经向拉应力超过材料强度极限值时产生开裂。

(2)提出了预成形管坯后盖轮廓形状的设计方法：将预成形管坯后盖区冠顶部分设计成准球冠状，最高点处的半径作为基准半径，由最高点向两侧，曲率半径逐渐线性减小，使得其在增压校形阶段，后盖区各处同步贴模。

(3)针对某载重5t的汽车桥壳，通过对多组不同参数的预成形管坯的数值模拟，确定了后盖冠顶最大纵向截面轮廓基准系数为1.03～1.06、渐变系数为0.015～0.045，并对后盖半径为175mm、轮廓系数为0.025的预成形管坯进行了压制成形实验，结果表明：管坯经压制成形后得到后盖无开裂、外形轮廓清晰的合格样件。

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(编辑 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

河北省自然科学基金资助项目(E2012203022)；河北省研究生创新资助项目(00302-6370015)

TG316

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

吴 娜，女，1980年生。燕山大学车辆与能源学院博士研究生，唐山学院机电工程系副教授。主要研究方向为液压胀形工艺理论与技术。王连东(通信作者)，男，1967年生。燕山大学车辆与能源学院教授、博士研究生导师。沈亚坤，女，1990年生。燕山大学车辆与能源学院硕士研究生。张 蒙，女，1991年生。燕山大学车辆与能源学院硕士研究生。