T型三通管内高压成形仿真与实验研究

王荣耀，李 健，黄 煜，张维烜，杨小龙，葛动元

（广西科技大学 机械与交通工程学院，广西 柳州 545006）

0 引言

内高压成形技术是一种新型加工工艺，可用一体空心管状件替代多个冲压零件的焊接组合件，能极大地降低零部件重量.内高压成形管件常用于汽车框架、排气管及发动机排气系统等.三通管为汽车空心管类连接件中的典型代表，相较于冲压、焊接工艺，内高压成形工艺能实现一体成形且具有模具数量少，结构轻量化等优势.三通管的内高压成形工艺逐渐开始取代传统焊接支管成形，因此，研究三通管内高压成形具有重大意义.

国内外学者对内高压成形技术进行了很多研究，秦文东等[1]基于有限元软件AUTOFORM对异型管件进行多工步内高压成形仿真研究，研究了摩擦系数等工艺参数对于成形结果的影响，得到合理参数组合，对异型管件实际生产提供了理论指导；Ma等[2]通过实验数值模拟和实验研究了弯管工艺、热处理及加载路径对汽车中冷管成形过程的影响，研究表明弯管工艺中，弯曲区域材料奥氏体向马氏体发生相变，减低了管件的刚度，在管件液压成形前有必要进行热处理工艺；罗建斌等[3]开展了对非对称管件的仿真研究，研究了不同加载路径对于内高压成形结果的影响，获得了最优的参数组合；戴龙飞等[4]利用Dynaform有限元软件对三通管进行仿真，研究了在0.01～0.20范围内6种不同摩擦系数情况下，支管高度和壁厚的变化情况；黄灿彰等[5]采用有限元模拟方法，研究了轴向进给以及内压加载路径对T型三通管内高压成形的影响；Oliveira等[6]对铝合金管弯曲和液压成形过程进行了有限元模拟，考虑了历史变形中加工硬化对后期液压成形的影响，结果表明铝合金侧轨的最终壁厚分布和周向应变主要是受弯管过程影响，周向应变主要受预成型和液压成形过程影响；滕步刚等[7]研究了Y型三通管的内高压成形仿真与实验，分析了成形结果过渡区出现的起皱、破裂等缺陷及其原因，为内高压成形工艺在Y型三通管实际生产中的应用奠定了理论基础.内高压成形工艺参数优化是国内内高压研究的热点问题，国内已经采用DYNAFORM有限元软件对三通管内高压成形过程进行仿真，基于正交试验优化设计方法找出了T型管内高压成形的内压力、轴向进给量、背压力三参数的最优组合，并成功完成样件试制[8-9]；华如雨等[10]结合几何映射设计方法优化得到三通管的斜口管，并利用仿真与实验结合的方法进行了验证，结果证明使用此方法得到的三通管壁厚均匀性得到显著提高；Manabe等[11]开发了一种新型的模内传感系统，并利用模糊控制自适应确定了合适T型三通管内高压成形的加载路径，进行了T形管液压成形实验，验证了模具嵌入式系统和过程中模糊控制系统的有效性；Teng等[12]采用与模糊控制算法相结合的自适应仿真方法来优化液压成形T型管的加载路径，对6种评估函数根据模糊控制器的专家经验对参数进行调整，对T型三通管内高压成形过程进行了优化.

以往对于三通管的内高压成形研究主要集中于内压力、轴向进给及相关匹配关系的优化，对于背压推头后退量及背压推头加载路径方面的研究较少，且大部分研究缺少三通管内高压成形实验验证.本文首先对三通管进行内高压成形实验，发现其成形质量问题；然后对三通管成形过程进行有限元仿真，通过实验与仿真结果对比验证了有限元模型建立与仿真的正确性，基于此分析了背压推头后退量、背压推头加载路径与整形压力对三通管成形质量的影响，获取关键参数最优组合；最后通过实验获得成形质量较好的三通管样件.

1 三通管内高压实验及成形缺陷

三通管初始管坯材料为T2紫铜，管坯长度为130 mm，直径为22 mm，厚度为1.5 mm.利用液压成形设备进行三通管内高压成形实验，管坯主管与支管相贯处圆角半径为10 mm，模具图如图1所示.过程出现有缺陷，成形结果如图2所示.图2（a）缺陷形式为死皱，此时为胀形后期阶段，支管已达到一定高度，但由于在后期材料流动性降低，内压力较小而轴向进给量过多，导致管坯在圆角处形成死皱；图2（b）缺陷形式为破裂，在胀形初期压力开始上升而轴向进给较小，以致于补料不足，支管顶部壁厚迅速减薄，最终导致破裂.背压推头后退量为5 mm，左右推头进给线性加载至25 mm，内压力线性加载至75 MPa，加载时间为0.025 s，获得实验成形结果如图3所示，经测量支管高度仅为9 mm.由于在三通管内高压成形过程中影响三通管成形质量因素过多，因此，需要对三通管内高压成形过程进行数值模拟和分析，确定影响三通管成形结果的管件关键因素，同时避免试错法带来的材料浪费，节约成本.

图1 三通管模具示意图Fig.1 T-shaped tube billet mold diagram

图2 三通管内高压成形实验缺陷Fig.2 Defects of T-shaped tube hydroforming experiment

图3 三通管内高压成形实验结果Fig.3 Experimental results of T-shaped tube hydroforming

将实验成形三通管沿中线切开，选用电子游标卡尺选取切开样件边缘点壁厚进行测量，从距左端20 mm起，每隔4 mm取一个测点，共取15个测点如图4所示，测量各点壁厚如图5所示.从图5中可知最小壁厚值位于支管顶部测点8，测点7、8、9支管顶部壁厚呈减薄状态，因为支管顶部处于补料区最远位置，由于存在摩擦力等因素，材料无法实现完全补料，使得管件壁厚减薄；测点4、12为壁厚最大处，测点4、5、11、12位于圆角处，壁厚呈增厚状态，这是由于圆角处的材料流动方向与轴向进给力方向呈一定角度，并且在内压力作用下管材逐渐贴模，极大地阻碍了材料流动，材料发生堆积，所以壁厚增大；测点1、2、3、13、14、15位置与补料区接近，壁厚虽然增大，但由于材料流动方向与轴向力方向一致，材料流动性较好，壁厚增厚幅度较圆角区较小.

图4 三通管测点分布图Fig.4 Distribution of measuring points of T-shaped tube

图5 测点壁厚曲线Fig.5 Wall thickness curve of measuring point

2 三通管有限元分析

2.1 材料测试

为获取实验紫铜管材料力学参数，结合万能拉伸实验机对试样进行拉伸试验如图6所示，拉伸试验速度为5 mm/min，材料拉伸过程经历弹性变形、塑性变形以及颈缩断裂等阶段，由于应变超过0.25时拉伸出现颈缩，之后试样变形区不再是单向应力状态，其真实应力-应变曲线不能简单由工程应力-应变曲线转化得到，颈缩之前的真实应力-应变曲线可由工程应力-应变曲线转化得到.实验获得紫铜管工程应力-应变曲线如图7所示，经式（1）、式（2）计算得到紫铜管真实应力-应变曲线如图8所示，采用非线性有限元软件DYNAFORM仿真时仅需要单向拉伸应力状态下材料的真实应力-应变曲线，故满足要求.

式中：σ——真实应力，MPa；s——工程应力，MPa；ε——真实应变；e——工程应变.

图6 紫铜管拉伸试验Fig.6 Tensile test of copper tube

图7 紫铜管工程应力-应变曲线Fig.7 Engineering stress-strain curve of copper tube

图8 紫铜管真实应力-应变曲线Fig.8 True stress-strain curve of copper tube

2.2 有限元模型建立及仿真结果分析

根据实验实际工况建立左推头、右推头、背压推头、上模具、下模具和管件的整体有限元模型，如图9所示.其中管坯长度为130 mm，直径为22 mm，上模具、下模具长度均为150 mm，左冲头、右冲头、背压冲头直径均为22 mm.摩擦系数选用标准铜μ=0.15，模具、推头和管材均采用壳单元，推头和模具都定义为刚体，管件为变形体，使用平面四边形网格进行划分，网格单元总数为2 776个，以实验测试获取的真实应力-应变曲线为基础设置材料参数.左右轴向进给量设置为线性加载至25 mm，背压推头后退量设置为5 mm，内压力采用线性加载至75 MPa，加载时间均为0.025 s，与前面实验加载条件保持一致，通过仿真分析得到成形结果和壁厚分布如图10所示.经测量胀形高度为9.34 mm，与实验胀形高度相比，相差0.34 mm.将相同位置测点壁厚与实验测量结果进行对比如图11所示，从图11中可以看到实验值与仿真值最大误差为6.4%，满足误差要求，验证了有限元模型建立与数值模拟的正确性.

图9 有限元模型Fig.9 Finite element model

图10 数值模拟成形结果Fig.10 Numerical simulation forming results

3 关键因素对T型三通管内高压成形质量影响

针对三通内高压成形实验中支管胀形高度较低，容易出现破裂、起皱等缺陷，为了得到成形质量好、胀形高度较高的三通管，在验证了三通管有限元模型建立正确性的基础上，对三通管继续仿真分析，找到影响三通管成形质量关键参数，得到最优加载参数组合，并指导进行三通管内高压成形实验.为研究T型三通管内高压成形规律，研究背压推头后退量、背压推头加载路径以及整形压力等关键因素对于成形质量的影响，选用最小壁厚、支管高度H、有效支管高度h及支管顶部圆直径d等作为成形质量评价指标，如图12所示.

图11 各测点实验与仿真厚度值Fig.11 Experimental and simulated thickness values at each measurement point

图12 所选关键参数示意图Fig.12 Schematic diagram of selected key parameters

3.1 背压推头后退量

背压推头后退量对三通管的支管胀形高度起着重要影响，较小的背压推头后退量管件壁厚较大但支管胀形高度较低，较大背压推头后退量使得管件减薄严重.为确定合适的背压推头后退量，仿真时将背压推头后退量设置为7 mm、8 mm、9 mm，其他影响因素不变，内部最大压力为75 MPa，左右补料量均为25 mm，圆角半径为9 mm，仿真结果及各参数统计结果分别如图13、表1所示.从表1中可知：3种不同背压推头后退量下的顶部圆角直径变化不大，因此，背压推头对顶部圆直径影响较小；当背压推头为7 mm时，最小壁厚为1.31 mm，由于后退量不足，虽然壁厚相对于其他减薄程度最低，但支管高度最低仅为15.71 mm；当背压推头为8 mm时，最小壁厚为1.23 mm，支管高度增至17.49 mm；背压推头后退量为9 mm时，支管高度与背压推头后退量为8 mm时相差较少，由于后退量过大，壁厚减薄最为严重，最小壁厚为1.16 mm.这是由于背压推头对于成形过程中支管产生反作用力，推头后退量不足，反作用力会限制支管胀形区材料的流动性，胀形高度降低，支管顶部增厚严重；推头后退量过大，支管区域在竖直方向基本属于自由胀形，虽然胀形高度增大，但减薄较严重.由此可知，背压推头后退量为8 mm时，三通管成形质量最好，壁厚减薄在合理范围内，支管高度最高.

图13 不同背压推头后退量的成形结果Fig.13 The forming results under different back pressure push head regression

表1 不同背压推头后退量参数统计结果Tab.1 Statistical results of parameters under different back pressure push head and back volume mm

3.2 背压推头加载路径

图14 不同背压推头加载路径Fig.14 Loading path of push head under different back pressure

在管坯主管与支管相贯处存在圆角区域，背压推头与管件非直接接触，因此在胀形初期管件为自由胀形阶段，支管顶部减薄最为严重，在成形过程中无缓冲阶段用于材料累积，在补料不足或压力过大的情况下容易破裂.为此，在背压推头后退量为8 mm时，设计3种不同背压推头加载路径如图14所示，其他参数保持不变.Line 1加载路径为直线加载；Line 2加载路径为胀形初期背压推头保持不动，后期直线加载；Line 3加载路径在初期背压推头保持不动，然后快速后退，在0.02 s时背压推头保持不变.不同加载路径下成形结果如图15所示，各参数统计结果如表2所示，在Line 1加载路径下，支管高度最低，最小壁厚为1.23 mm；在Line 2加载路径下，可用支管高度得到增大，但壁厚减薄最为严重，最小壁厚为1.13 mm，因为在胀形初期，背压推头在接触管件后再向后移动，这使得管件自由胀形后得到一定缓冲，支管材料累积，可使支管高度提升，但由于后期管件胀形速度降低后背压推头速度不变，支管顶部壁厚急剧减薄；而在Line 3路径下，在前期背压推头保持不动，胀形中期内压力与轴向进给量快速增大，管件胀形速度增大，此时背压推头快速移动至8 mm后保持不动，此时在较大内压力和推头反作用力相互作用下材料得到补充，顶部圆角直径加大，最小壁厚增至1.35 mm，由此可知，在Line 3加载路径下成形结果质量最好.

图15 不同背压推头加载路径下成形结果Fig.15 Forming results under different back pressure push head loading paths

表2 不同背压推头加载路径下参数统计结果Tab.2 Statistical results of parameters under different back pressure push head loading paths mm

3.3 整形压力

由于材料存在弹性，在压力卸载之后会发生小范围回弹.为此开展对有无整形压力情况下三通管成形质量的研究，内压力分别设置为最大压力为75 MPa后结束胀形、压力加载至75 MPa后迅速加大压力至90 MPa、95 MPa整形，其他参数保持固定不变.表3为有无整形压力下各参数结果，在内高压成形过程中，成形后期三通管直管部分已经贴膜完成，但对于T型三通管主管与支管相贯处的圆角，成形压力并不能使圆角处材料完全贴合，出现材料堆积，因此施加合适的整形压力可促使其贴膜完成和提高有效支管高度.从表3中可知支管高度和最小壁厚已基本保持不变，在无整形压力下，顶部圆直径为11.49 mm；在有整形压力情况下，顶部圆直径为14.52 mm，且在整形压力90 MPa下可用支管高度增加至13.11 mm，在整形压力95 MPa时各种参数已不再变化，因此判断在整形压力为90 MPa时管件已完全成形，成形质量得到提高.

表3 有无整形压力下参数统计结果Tab.3 Statistical results of parameters under shaping pressure

4 三通管内高压成形实验与分析

采用HFT315T液胀机（最大合模力315 t）来开展实验研究.T型三通管的内高压成形实验以仿真分析结果为参考，以仿真分析得到的最优加载路径进行内高压成形实验，保持最大内压力75 MPa和左右进给量25 mm不变，实验结果对比如图16所示.结果表明，背压推头后退量对支管顶部圆半径无影响；在背压推头后退量为8 mm，背压推头选用Line 3加载路径以及有整形压力且为90 MPa情况下，T型三通管实验结果良好，使用最优加载路径得到的成形结果管件表面未发生破裂与起皱缺陷，如表4所示，胀形高度提升17.70 mm，最小壁厚减少为1.27 mm，胀形高度和壁厚均匀性都较之前实验结果有了显著提高.

图16 实验结果对比Fig.16 Comparison of experimental results

表4 优化前后实验结果Tab.4 Experimental results before and after optimization mm

对实验结果分析其产生原因，背压推头后退量为8 mm时，成形质量较好，这是因为前期背压推头对支管约束力可以忽略不计，材料流动性较好，后期支管壁厚进入快速减薄阶段，后退量不足会压缩支管胀形空间，造成材料累积，支管顶部增厚严重；后退量过大支管顶部随着内压力增加减薄严重，直至破裂，因此，合适的后退量可及时对支管施加反作用力防止过度减薄.当背压推头加载路径选用Line 3时，成形结果支管顶部圆角半径增大，壁厚分布更加均匀，这是因为前期背压推头固定不动，支管基本属于自由胀形，支管高度提升较快；中期支管与背压推头接触，需要推头快速后退提供胀形空间，后期推头固定以给支管顶部施加约束力防止壁厚减薄严重.当设置整形压力为90 MPa时，成形结果支管高度和最小壁厚与无整形压力情况下成形结果基本一致，可用支管高度和支管顶部圆直径增加，说明壁厚分布更加均匀，贴模量得到提高，这是由于T型三通管主管与支管相贯处的圆角由于整形压力的存在，成形临近结束时瞬间内压力突增，促使管件在圆角处贴膜，提高了材料流动性.因此，选用以上参数组合，可获得成形良好的T型三通管样件.

5 结论

本文首先进行T型三通管内高压成形实验，成形结果较差，且出现起皱等缺陷；然后借助非线性有限元分析软件对T型三通管内高压成形过程进行仿真分析，验证了有限元模型建立的正确性，研究了背压推头后退量、背压推头加载路径与整形压力对T型三通管内高压成形质量的影响，提出合理加载路径；最后进行了实验验证，并得出结论：

1）利用实验设备进行三通管内高压成形实验，实验结果支管成形高度较低，且出现死皱、破裂等缺陷，通过DYNAFORM有限元软件设置同样参数进行仿真，最终胀形高度与实验胀形高度、壁厚分布基本一致，以此验证了有限元分析的正确性.

2）通过数值模拟确定背压推头对支管顶部圆直径影响较小，背压推头后退量为8 mm时，获得成形结果支管高度最高为17.49 mm，壁厚减薄程度在合理范围内.

3）通过有限元分析背压推头加载路径，采用在胀形初期管件自由胀形与背压推头接触后，背压推头快速移动再保持静止的加载路径，得到的成形结果壁厚减薄最小，最小壁厚为1.35 mm，支管顶部圆直径增至11.49 mm，支管顶部贴模程度极大提高，且在有整形压力的情况下能提高管件的成形质量.

4）通过分析有限元结果，得到合理的加载路径与参数组合，并用于指导实验，试制得到胀形高度较高的三通管，支管高度为17.70 mm，与仿真结果相差0.18 mm，最小壁厚为1.27 mm，成形结果减薄最为严重区域依然为支管顶部，在圆角区域、支管与模具型腔接触部分呈现增厚状态，与数值模拟结果中壁厚分布情况基本一致.