重卡桥壳D形横截面预成形管坯轴向环向补料液压胀形研究

张家旗 王连东 宋希亮 张岩松 赵正跃

摘要：在大尺寸重卡橋壳胀压成形试验中，近似回转体预成形管坯充液压制成形后的桥壳管件，中部桥包壁厚减薄率大、后盖存在开裂。为此，设计了D形横截面的预成形管坯及轴向环向补料液压胀形工艺，分析了轴向补料、轴向环向补料阶段的应力状态及变形特征，推导出不同变形区的塑性变形条件以及中间横截面典型特征点环向应力的表达式。针对某载荷10 t重卡桥壳，进行了D形截面管坯液压胀形有限元模拟，揭示了各变形区的正应力、剪应力的变化规律以及金属沿环向的流动规律。进行了重卡桥壳胀压成形生产试验，成功制备出D形截面预成形管坯，成形性良好，金属环向流动量及壁厚分布与模拟结果吻合，壁厚相对减薄率明显降低；充液压制成形后的桥壳管件，中部桥包部分壁厚增加，消除了后盖开裂隐患，而且切除的附件前盖减少15.64%。

关键词：重卡桥壳；液压胀形；胀压成形；轴向环向补料；预成形管坯

中图分类号：TG316

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.07.011

Investigation on Hydroforming with Axial-circumferential Feeding of

Preformed Tubes with D-shaped Cross-section of Heavy Truck Axle Housing

ZHANG Jiaqi1，2 WANG Liandong1，2 SONG Xiliang2 ZHANG Yansong2 ZHAO Zhengyue2

1.Hebei Key Laboratory of Special Delivery Equipment，Yanshan University，Qinhuangdao，

Hebei，066004

2.School of Vehicle and Energy，Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei，066004

Abstract： In the bugling-pressing tests of large-size heavy truck axle housing， axle housing tubes were hydro-pressed by preformed tubes with approximate rotary shape， the wall thickness had large reduction in the middle part of tube， and rear cover had crackings. Therefore， the preformed tubes with D-shaped cross-section and the hydroforming process with axial-circumferential feeding were designed. The stress states and characteristics of deformation in axial feeding stage and axial-circumferential feeding stage were analyzed. The conditions of plastic deformation in different areas and the expressions of circumferential stress at typical nodes of the middle cross section were derived. For a axle housing of 10 t heavy truck， the FEA of hydroforming of preformed tube with D-shaped cross-section was carried out， the variation law of normal stress and shear stress in each area and the law of metal flow along the circumferential direction were revealed. The bulging-pressing test of heavy truck axle housing was carried out， the preformed tube with D-shaped cross-section was successfully produced with good forming. Results show that the circumferential distance of metal flow and distribution of wall thickness are consistent with the values of the FEA， and the thinning rate of wall thickness is significantly reduced. After hydro-pressing forming， the wall thickness in middle part of axle housing has increases， and the rear cover is formed with no cracking. Moreover， the weight of the front cover is decreased by 15.64%.

Key words： heavy truck axle housing; hydroforming; bulging-pressing; axial-circumferential feeding; preformed tube

0 引言

管件液压胀形是一种利用液体将金属管件制造为空心变截面的成形技术，具有无焊接、材料利用率高、制件质量小等优点，已被广泛应用到汽车、航天、航空等领域［1-2］。

无轴向补料的液压胀形由于管件胀形区处于双向受拉的不利变性条件，成形极限低［3］，因此在液压胀形过程中，对管件两端施加轴向压力，实现胀形区轴向补料，大大提高了液压胀形极限。张庆等［4］通过失稳理論得到薄壁管发生分散性失稳时的极限胀形系数和集中性失稳时的极限胀形系数。王连东等［5］给出了管件复合胀形极限成形系数数学表达式，表明成形极限与材料硬化指数、轴向应力比有关。

对于复杂形状类管件，在制造过程中通常需要预成形。CUI等［6］通过多步液压胀形法制造出了复杂形状T形管状零件。张鑫龙等［7］将充液压制引入内高压成形的预成形工艺，解决了变形量较大条件下管件预成形过程的凹陷失稳等问题。

汽车桥壳是汽车底盘主要承载构件之一，属于复杂形状管类件，其结构极不对称，一侧带有后盖，主要通过冲压焊接方法、铸造方法制造［8］。汽车桥壳属于空心管件，理论上可用液压胀形方法制造。国内外学者经过三十年研究，通过两次液压胀形试制出最大径向尺寸200 mm的微型桥壳样件，第一次胀形成形两侧扁锥形部分，第二次成形中间桥包部分，但成形难，容易出现胀裂、褶皱等致命缺陷，加之需要超高液体内压，无法用于实践［9-10］。

燕山大学液压胀形课题组提出汽车桥壳胀压成形工艺［11-12］，先对无缝钢管管坯两端进行缩径，中部进行液压胀形，得到近似轴对称回转体的预成形管坯，充入低压液体后利用模具从上下、前后方向进行充液压制成形，得到带有球冠状附加前盖的桥壳管件，解决了复杂形状管件液压胀形成形难、需要超高内压的瓶颈问题。王晓迪等［13-14］针对大尺寸复杂形状汽车桥壳的充液压制成形进行了研究，揭示了横截面小圆角的低压成形机理，提出模具外压、液体内压的施加准则，给出了压制方式的数学表达式以及初始内压的计算公式。杨东峰［15］、吴娜［16］给出了胀压成形桥壳预成形管坯的设计方法，针对轴荷小于7 t的中轻型卡车桥壳胀压成形进行了有限元模拟及生产试验，试制出的样件成形性好、轮廓清晰，成形过程所需的内压及设备吨位降低60%以上。

轴荷大于9 t的重型卡车桥壳尺寸大、形状复杂，中部桥包最大径向尺寸与两端圆管外径的比值最大可达3.5，成形难度大；除受到垂直方向承载，中间桥包部分还要承受前后方向的驱动力、制动力以及水平方向的横向力，受力更加复杂，要求桥包部分前平面及前后两侧边梁具有较大的强度和刚度。前期，我们针对重型卡车桥壳进行了胀压成形工程试验［13，17］，近似回转体预成形管坯液压胀形制坯时壁厚减薄率较大，充液压制成形后的桥壳管件桥包部分后盖存在胀裂现象，前平面及上下边梁的壁厚偏薄，影响了强度和刚度，而且切除的附加前盖材料较多，降低了材料利用率。

本文针对大尺寸形状复杂的重卡桥壳，设计一种上侧扁平、前后侧及下侧外凸的D形横截面的预成形管坯及轴向环向补料液压胀形制坯工艺，通过理论分析、有限元模拟、生产试验，验证所设计成形工艺的可行性，使压制成形后管件桥包部分壁厚分布更为合理，消除后盖开裂、增加前平面及边梁的强度、刚度。

1 D形截面预成形管坯胀压成形工艺设计

（1）两端缩径。对长度为L0、外径为D0、壁厚为t0的热轧无缝钢管（图1a）两端推压缩径得到阶梯形管坯（图1b），端部内侧直径为D1、壁厚为t1，端部直径为D2、壁厚为t2。

（2）轴向补料液压胀形。利用左右滑动模轴向推进缩径后的管坯中部实现轴向补料液压胀形，使中部区域均匀胀形，外径增加到D3、壁厚减薄至t3，上侧与控制模接触，如图1c所示。

（3）轴向环向补料液压胀形。随着左右滑动模具不断进给，管坯上侧与控制模接触后不再扩径，上侧得到的轴向补料沿环向流动使前后两侧得到轴向环向双向补料；当左右滑动模具与中部控制模轴向接触时，得到D形横截面的预成形管坯，如图1d所示：胀形区上侧平面的高度为h、轴向长度为Lm、环向宽度为Ln；中间最大截面上，前后侧曲率半径为R2、壁厚为t4，下侧最大曲率半径为R1、壁厚为t5。

（4）充液压制成形。对液压胀形后的预成形管坯进行退火，内部充液后用模具从上下、前后方向进行压制成形，得到带有附加前盖的桥壳管件，如图1e所示：两端圆管直径为D2，两端内侧矩形直壁的高为H1、宽为W，中部桥包部分最大横截面上的宽度为H2、边梁处壁厚为th，后盖顶点至轴线距离为H3、壁厚为tg。

2 D形截面预成形管坯液压胀形力学分析

2.1 轴向补料阶段

左滑动模、右滑动模、上控制模及下控制模，其中左压头、右压头对管坯端部施加轴向推力F1密封管端；左滑动模、右滑动模对管坯锥面区施加轴向推力F2，使管坯轴向补料；上控制模型腔上侧为平面，前后侧为圆弧面，用来限制管坯上侧扩径量，实现金属环向补料；下控制模型腔为圆弧面，控制预成形管坯前后两侧及下侧的形状。

假设在同一横截面上壁厚相同，在轴向补料胀形阶段，通过左右压头及左右滑动模型腔施加的载荷是对称的，胀形区内金属与模具型腔无接触，发生轴对称变形，轴向应力σρ、环向应力σθ均为主应力分量，环向位移为零，环向剪切应力等于零、环向剪切应变等于零，金属沿径向扩径的同时壁厚减薄，无环向流动。胀形区域内单元体的轴向应力σρ为压应力，环向应力σθ为拉应力，厚向应力σn在外表面为零，近似塑性变形条件为

σ2θ-σθσρ+σ2ρ=Y2（1）

式中，Y为流动应力。

根据环向、轴向的平衡条件，可得到轴向应力σρ、环向应力σθ的表达式为

式中，t为胀形区中部壁厚；p为内压。

将σρ与σθ的比值称为轴向应力比λ，即

在管液压胀形过程中，轴向应力比λ范围一般在-0.2<λ<0［3］。

2.2 轴向环向补料阶段

随着左右滑动模轴向进给，管坯与上控制模型腔接触，在纵向截面上受到模具法向力F3、轴向摩擦力μF3作用（μ为摩擦因数），在横截面上受到模具法向力F4、环向摩擦力μF4作用，如图3所示。

根据变形特征，将管坯胀形部分沿环向分成分为三个区域：轴向压缩区Ⅰ、轴向环向补料胀形区Ⅱ、轴向补料胀形区Ⅲ。

（1）轴向压缩区Ⅰ。管坯上侧金属与上控制模接触，不再向外扩径，金属变形以轴向压缩为主，金属向中部堆积，壁厚增厚，受到轴向压应力σρ以及轴向的剪切应力τnρ作用。前后侧未与上控制模接触继续扩径，拉动与模具接触的上侧金属向前后两侧流动，使得与上控制模接触的边缘点d处受到环向拉应力σθ，存在环向的剪切应力τnθ。若变形区Ⅰ的轴向压缩量过大（即上控制模的径向高度h较小）或金属环向流动不足，可能引起轴向失稳起皱。

假想在胀形区中间截取单位长度的1/4部分横截面cdfe段（图4），由x方向平衡条件可得到上侧前后方向的对称点c处的环向应力为

式中，p1为管坯内压；h为管坯上侧高度；tc为c点壁厚。

由式（5）可知，由于受到上控制模摩擦力的作用，c点的环向拉应力降低，而且随着管坯与上控制模接触面积的增加，σθc可能变为压应力。

（2）轴向环向补料胀形区Ⅱ。与上控制模接触的金属前后两侧，区域内任意一点f受到轴向压应力及环向拉应力，以及环向剪切应力τnθ、轴向剪切应力τnρ，塑性变形条件为

σ2θ-σθσρ+σ2ρ+3τ2nθ+3τ2nρ=Y2（6）

由式（6）知，胀形区Ⅱ由于存在剪切应力，继续发生塑性变形时需要的正应力分量的数值（绝对值）减小，假想在轴向应力不变的前提下需要的环向拉应力数值减小，轴向应力比λ数值减小，壁厚减薄率减小。随着左右滑动模的轴向进给，管坯上侧金属与上控制模环向接触面积不断增加，该区域沿环向不断扩大。

根据y方向的平衡条件得到图4中横截面与水平线的接触点e处的环向应力

式中，Re为e点曲率半径；te为e点壁厚。

由式（7）可知，由于受到上控制模法向力F4的作用，e处的环向拉应力减小，且其减小程度与控制模的环向接触长度有关。当环向应力减小时，继续变形需要的轴向压应力增大，轴向应力比λ将随之增大。

（3）轴向补料胀形区Ⅲ。该区域远离变形区Ⅰ，可认为没有剪切应力的作用，仅有轴向补料，塑性变形条件同式（1）。与胀形区Ⅱ的变形条件式（6）相比，胀形区Ⅲ继续发生塑性变形需要的环向、轴向应力分量数值较大，需要较大的液体压力。由此推断，在相同内压的作用下，胀形区Ⅲ的扩径变形将滞后于区域Ⅱ，将在轴向上形成两侧高于中间的“马鞍形”，有利于轴向补料，减小壁厚减薄率。

3 有限元模拟分析

3.1 研究对象

针对某载荷10 t重型卡车胀压成形桥壳，设计D形截面预成形管坯，管端直径D2=170 mm，管端内侧圆管直径D1=188 mm；胀形区上侧平面的高度h=188 mm，轴向长度Lm=206 mm，环向宽度Ln= 84 mm；中间最大截面上，前后侧曲率半径R2=233 mm，下侧最大曲率半径R1=236 mm。

3.2 阶梯形管坯推压缩径成形模拟

选取Q345B热轧无缝钢管为初始管坯，管坯直径D0=299 mm，壁厚t0=10.5 mm，管坯屈服极限σs=350 MPa，强度极限σb=580 MPa，弹性模量E=210 GPa，泊松比υ=0.3，密度ρ=7.8×103 kg/m3，断后延伸率A=23%，硬化指数n=0.2，各向同性材料真实应力应变关系为

σ=900ε0.2（8）

在有限元软件ABAQUS中，使用六面体C3D8R单元对管坯进行划分，设置网格尺寸为6 mm，网格层数为2层；使用四面体C3D4单元对缩径模具进行网格划分，网格尺寸为6 mm，管坯结构前后对称，故采用1/2管坯和模具进行分析。管坯中部由夹持模固定，在左右缩径凹模上施加位移，通过推挤管坯两端，得到阶梯形管坯，如图5所示，管端直径D2=170 mm，管端内侧圆管直径D1=188 mm。

3.3 液压胀形有限元模型

液压胀形模具由左滑动模、右滑动模、上控制模、下控制模、左压头及右压头组成（图6）。将缩径后阶梯形管坯进行实体化处理后，导入ABAQUS软件中，赋予其初始管坯属性，即相当于整体退火。使用六面体C3D8R单元对阶梯形管坯进行网格划分，设置管坯中部网格尺寸4 mm，两端斜锥处网格尺寸6 mm，圆管区网格尺寸8 mm；模具网格划分与推压缩径模拟一致。管坯与模具间建立刚柔接触，上控制模、下控制模、左滑模、右滑模与管坯外表面接触，左右压头分别与管坯左右两端面接触，摩擦因数设为0.1；在管坯内部施加压力载荷，对中部上下控制模进行固定约束，左右滑动模及左右压头施加位移，单侧轴向进给量均为S=70 mm。

3.4 液压胀形有限元模拟及结果分析

将阶梯形管坯置于控制模型腔内，左压头、右压头随左滑动模、右滑动模轴向移动将管坯两端密封，在管坯内部施加压力，达到初始胀形压力p0时，左滑动模、右滑动模继续轴向移动，内压按设定加载路径变化，合模后模具保持不动，内部增压校形。

3.4.1 液压胀形成形过程

經过大量的模拟仿真，得到三段线性的加载路径，如图7所示。

（1）内压线性加载阶段。左右滑模轴向进给36 mm以前，内压由初始值p0=18 MPa线性增大至p2=33 MPa。管坯中部均匀扩径，壁厚逐渐减薄，加载结束时（图8），胀形区上侧与上控制模型腔刚刚接触，中间横截面上侧对称点c处的轴向压应力σρc=-89.21 MPa，环向拉应力σθc=550.15 MPa，轴向应力比λc=-0.16。

（2）内压恒定阶段。左右滑模继续轴向进给16 mm，内压保持p1=33 MPa不变。随着左右滑模不断推进，管坯上侧与上控制模接触不再扩径，前后侧与下侧金属继续扩径。第二阶段结束时（S=52 mm），中间横截面上侧对称点c处轴向压应力σρc=-655.19 MPa，环向拉应力σθc=159.44 MPa；与上控制模接触的边缘点d左侧受到剪切应力τθnd=72.57 MPa，剪切应力云图见图9a；管坯与水平线的交点e处的曲率半径Re=200.37 mm，轴向应力σρe=-167.69 MPa，环向应力σθe=598.47 MPa，轴向应力比λe=-0.28，较第一阶段结束时提高75%；管坯下侧对称点a点曲率半径Ra=195.57 mm，轴向应力σρa=-103.75 MPa，环向应力σθa=635.18 MPa，轴向应力比λa=-0.17，较第一阶段结束时略有提高。

（3）内压线性降低阶段。左右滑模继续轴向进给18 mm，内压由p2=33 MPa线性降低至p3=26 MPa，管坯上侧与上控制模完全贴合。

在此阶段，压缩区Ⅰ与上控制模接触，胀形区Ⅱ的扩径快于胀形区Ⅲ，胀形区Ⅲ下侧呈两侧高于中间的“马鞍形”（图10）。当进给量S=58 mm时，c点处于三向受压状态，σρc=-804.31 MPa，σθc=-96.42 MPa，壁厚方向应力σnc=-17.58 MPa；与模具接触的边缘点d的左侧剪切应力τθnd=84.19 MPa；与水平线的交点e处的曲率半径Re=212.88 mm、壁厚te=9.31 mm，σρe=-182.19 MPa，σθe=580.08 MPa，轴向应力比λe=-0.32，较第一阶段结束时提高1倍；下侧对称点a处的曲率半径Ra=201.62 mm（小于Re）、壁厚ta=9.45 mm（大于te），σρa=-106.39 MPa，σθa=598.76 MPa，轴向应力比λa=-0.18，较第一阶段结束时提高12.5%，此时环向应力云图见图9b。

（4）左右滑模与上下控制模轴向贴合后，内压增至p4=70 MPa进行校形，管坯下侧对称点a处的曲率半径Ra=235.2 mm、壁厚ta=8.9 mm。

3.4.2 中间横截面上应力分布规律

在管坯中间横截面上，从上侧对称点c（环向角度α=0°）到下侧对称点a（α=180°），每间隔30°选取测量点，考察轴向应力σρ、环向应力σθ、环向剪切应力τnθ在不同加载阶段的变化，绘出不同轴向进给量下的应力变化曲线图，见图11、图12。

（1）轴向补料液压胀形阶段（对应内压线性加载阶段）。此阶段不存在剪切应力，轴向压应力逐渐减小，而环向应力逐渐增大。随轴向进给量S由10 mm增大到30 mm，轴向压应力σρ由144.32 MPa减小到90.71 MPa，环向应力σθ由361.34 MPa增大到531.74 MPa，轴向应力比由-0.40逐渐变为-0.17，轴向补料效果逐渐减弱。

（2）轴向环向补料胀形阶段（对应内压恒定阶段、内压线性降低阶段）。当轴向进给量40 mm增大至70 mm时，上侧对称点c的σρc由-219.29 MPa逐渐增大至-807.04 MPa，而σθc由拉应力572.59 MPa逐渐变成压应力-196.88 MPa，轴向应力比λc曲线（图12a）随之先沿负向增至-4.15后反向变为8.02，壁厚由9.66 mm增至10.01 mm；水平线交点e的σρe由-63.55 MPa逐渐增大至-462.10 MPa，σθe由596.52 MPa逐渐减小至91.19 MPa，轴向应力比λe沿负向增至-5.06，壁厚由9.63 mm变为9.18 mm；下侧对称点a的σρa由-48.14 MPa逐渐增至-233.18 MPa，而σθa由602.86 MPa逐渐减小至581.06 MPa，轴向应力比λa沿负向增至-0.40，壁厚由9.64 mm变为8.90 mm。

增压校形时，下侧对称点a处轴向压应力σρa由-233.18 MPa减小至-92.29 MPa，环向拉应力σθa由581.06 MPa增至648.75 MPa。

管坯上侧（α为0°～90°）存在剪切应力，随模具进给量的增加，剪切应力数值先缓慢增加再急剧上升后快速减小至0；管坯下侧（α为90°～180°）不存在剪切应力。中间横截面上，每个位置剪切应力最大值τmax均在与模具接触的边缘点d左侧，并且呈先增大后减小趋势，τmax由c点的26.77 MPa增至30°位置108.89 MPa，随后在e点减小至37.78 MPa。

3.4.3 金属环向流动规律

以中间横截面S0为基准，在左右两侧沿轴向每隔50 mm选取横截面，分别记为S′1～S′6、S1～S6，在每个横截面上沿环向从上侧对称点到下侧对称点每隔30°选取测量点，建立柱坐标系，测量管坯胀形结束后各点金属环向流动距离dc，结果如图13所示，0°、180°点为对称点，无环向流动。

（1）环向流动距离沿轴向呈两侧低中间高的帽状曲线分布，中间截面环向流动距离最大，其左右150 mm范围内金属流动明显，150 mm以外金属环向流动距离线性减小，300 mm以外金属无流动。

（2）中间横截面上，金属环向流动距离最大值为13.35 mm，位于90°位置，并且由90°位置分别沿0°、180°方向逐漸减小至0。

4 生产试验

4.1 缩径管坯制备及处理

针对某载重10 t桥壳管件的预成形管坯，选用外径299 mm的Q345B无缝钢管，壁厚为10.5 mm，缩径后得到阶梯形管坯，两端去应力退火处理后自然冷却。在阶梯形管坯外表面划网格线，在轴向中间位置使用油漆笔画环向基准线，向左右沿轴向每隔50 mm画一条环向线，沿环向每30°画一条直线，形成网格，如图14所示。

4.2 液压胀形模具

液压胀形模具（图15）主要由上模座、下模座、上控制模、下控制模、左滑动模、右滑动模、左压头、右压头等组成，试验在三向液压机THP63-800/1250×2上进行。左右压头的外端分别固定在液压机的左右滑块上，内端连接在左右滑动模上，左右压头内部设有密封装置；上控制模安装在上模座上，固定在液压机主滑块上；下固定模安装在下模座上，固定在工作台上。

（1）方案Ⅰ。根据有限元模拟时的D形截面预成形管坯设计上下控制模的型腔，中间最大截面上，上控制模上侧型腔高度h=188 mm，下控制模前后侧曲率半径R2=233 mm，下侧最大曲率半径R1=236 mm，如图16a、图16b所示。

（2）方案Ⅱ。设计近似回转体预成形管坯［13］液压胀形用模具，中间最大截面上，上控制模型腔的上侧半径为228 mm，下控制模前后侧曲率半径R21=230 mm，下侧最大曲率半径R11=232 mm，如图16c、图16d所示。

利用退火的缩径管坯，分别使用两种模具试制出D形截面预成形管坯、近似回转体预成形管坯进行成形比较，然后分别进行充液压制成形，得到附加前盖不同的两种桥壳管件。

4.3 液压胀形试验

4.3.1 预成形管坯样件制备

将阶梯形管坯放至下控制模内，主滑块带动上控制模下落与下控制模闭合，左右压头及左右滑动模运动方式与模拟一致，使用图7所示的加载路径进行方案Ⅰ试验，得到D形截面预成形管坯（简称方案Ⅰ管坯），成形性较好，轮廓清晰，中间截面上侧高度为187.8 mm，前后侧半径为232.8 mm，下側半径为235.6 mm，如图17所示。

使用文献［13］给定的加载路径进行方案Ⅱ试验，得到近似回转体预成形管坯（简称方案Ⅱ管坯），成形性亦较好，中间截面上侧半径为227.9 mm，前后侧半径为229.3 mm，下侧半径为231.6 mm如图18所示。

4.3.2 环向位移测量

针对得到的两种预成形管坯，分别测量中间截面上轴向网格线的环向位移，结果见表1。

（1）D形截面预成形管坯环向发生金属流动，环向位移由0°位置至180°位置先增大后减小，在90°位置达到最大值13.15 mm；试验值与模拟值趋势一致，最大差值位于120°位置，较模拟值小8.16%，主要是网格画线宽度及测量误差所致。

（2）近似回转体预成形管坯环向流动很小，90°位置的最大值为3.18 mm，较D形截面预成形管坯数值小75.82%。

4.3.3 管坯壁厚分布

在未画网格线缩径管坯得到的两种预成形管坯上分别画网格线，以轴向中间横截面为基准线，向左右沿轴向每隔50 mm画各环向线，沿环向每30°画一条直线，如图19所示。利用MT-160超声波壁厚测量仪分别测量过轴线铅直纵截面上侧c1～c13点、下侧a1～a13点的壁厚，测量过轴线水平纵截面前侧e1～e13点的壁厚，测量中间横截面上各点壁厚，分别绘制曲线到图20中。

（1）D形截面预成形管坯壁厚的试验值与模拟值基本一致。过轴线铅直纵截面上，上侧点的最大差值出现在c7点，模拟值为10.02 mm，较试验值9.98 mm大0.40%；下侧差值最大点在a10点，模拟值为9.36 mm，较试验值9.58 mm小2.30%；过轴线水平纵截面上，差值最大点在e10点，模拟值为9.61 mm，较试验值9.75 mm小1.44%。

（2）在中间截面左右各150 mm范围内，方案I管坯较方案Ⅱ管坯的壁厚大，中间横截面上壁厚差值最多，上侧部分尤为明显。如表2所示，在中间横截面上侧点c7处，前者壁厚为9.98 mm，较后者9.12 mm增大9.43%；环向90°的前侧点e7处，前者的胀形系数1.56大于后者的1.53，而壁厚9.11 mm，较后者的8.88 mm大2.59%，厚向应变与环向应变的比值为-0.28，较后者的-0.34数值增大17.65%，相对减薄率明显降低；环向180°的下侧点a7处，前者的胀形系数1.58大于后者的1.55，而壁厚8.80 mm，较后者的8.71 mm大1.03%，厚向应变与环向应变的比值-0.33，较后者的-0.36数值增大8.33%，相对减薄率降低仍较明显。

4.4 充液压制成形试验及结果分析

4.4.1 充液压制模具

多向充液压制成形试验在五向动作液压机THP63-3000/200×2上进行。模具主要由上模、下模、前模、后模、左压头、右压头组成，如图21所示。上模通过上模座安装在液压机主滑块上，由主滑块带动上下运动；下模通过下模座安装在固定的工作台上；前模、后模分别由安装在下模座内部的前后侧高压短行程液压缸驱动，在水平面上前后运动；左压头、右压头分别安装在左滑块、右滑块上，分别由左右侧水平缸驱动，沿水平方向左右运动；左右侧水平缸可带动左压头、右压头上下运动。

4.4.2 充液压制成形样件

将方案Ⅰ管坯、方案Ⅱ管坯中部进行中频退火后放入模具型腔内，左右压头轴向移动将管坯密封并注入液体，上模向下、前模及后模向内侧压制，到位后增压校形，得到附加前盖不同的桥壳管件。

方案Ⅰ管坯压制后的管件成形性好，如图22a所示：桥包部分最大横截面的宽度H2=490.3 mm，后盖顶点至轴线距离H3=229.8 mm，桥包两侧矩形直壁的高H1=158.1 mm、宽W=158.1 mm。

方案Ⅱ管坯压制后管件除带有较大的球冠状附加前盖（基于成形性考虑）外，其他尺寸与方案Ⅰ管坯压制后的管件相同。试验时出现后盖开裂现象，如图22b所示。

4.4.3 壁厚测量

使用MT-160超声波壁厚测量仪测量桥壳管件桥包部分前平面上以中心点为圆心、半径为200 mm的圆上各点的壁厚，测量前后边梁上轴向宽度320 mm、高度100 mm范围内各点的壁厚（见图23），以及后盖顶点处的壁厚，结果见图24。

（1）前平面及前后边梁壁厚。方案Ⅰ管坯较方案Ⅱ管坯压制后的管件，前平面及前后边梁壁厚前者均大于后者，前平面效果明显，在0°、180°位置（对应前后两侧）前者壁厚9.68 mm，较后者厚9.76%，有利于提高强度、刚度。

（2）后盖顶点壁厚。方案Ⅰ管坯压制后的管件后盖顶点壁厚为8.36 mm，较方案Ⅱ管坯压制后的管件壁厚7.90 mm厚5.82%，消除了后盖开裂现象。

（3）附件前盖切除质量。方案Ⅰ管坯压制后的管件切除前盖质量为10.25 kg，较方案Ⅱ管坯压制后的管件切除的质量12.15 kg轻15.64%，提高了材料利用率。

5 结论

（1）针对大尺寸的重型卡车桥壳，设计了一种上侧扁平、前后侧及下侧外凸的D形横截面的预成形管坯及轴向环向补料液压胀形工艺，当液压胀形达到一定扩径量时，控制管坯上侧不再扩径，使上侧得到的轴向补料沿环向流动，使前后两侧得到轴向环向双向补料，以增加充液压制成形后管件桥包部分的壁厚，消除后盖开裂、增加前平面及边梁的强度、刚度。

（2）建立了D形截面预成形管坯轴向补料、轴向环向补料液压胀形的力学模型，分析出：管坯接触控制模后，上侧变形区以轴向压缩为主，金属沿环向流向前后两侧；前后两侧变形区得到轴向环向双向补料，存在轴向、环向剪切应力；下侧变形区以轴向补料为主，变形滞后于轴向环向变形区。推导出不同变形区的塑性变形条件以及中间横截面上侧、前后侧、下侧点环向应力的表达式。

（3）针对某载荷10 t重卡桥壳进行了D形截面管坯液压胀形有限元模拟，结果表明：管坯与控制模接触后，随着轴向进给量的增加，上侧变形区的轴向压应力逐渐增大、环向应力由拉应力变成压应力；前后两侧变形区的轴向压应力逐渐增大、环向拉应力逐渐减小，轴向应力比数值显著降低、补料效果好；下侧变形区的轴向应力比亦有所降低，增强了补料效果。进一步揭示出环向流动量沿轴向呈两侧低中间高的帽状曲线分布，中间截面上前后两侧水平位置流动量最大。

（4）进行了某载荷10 t重卡桥壳1∶1生产试验，成功制备出D形截面预成形管坯，成形性良好，壁厚测量值与模拟结果一致，桥包部分与试制的近似回转体状预成形管坯相比，相对减薄率明显降低。D形截面预成形管坯充液压制成形后的桥壳管件与近似回转体状预成形管坯得到的管件相比，桥包部分壁厚更厚，消除了后盖开裂现象，有利于提高强度、刚度，而且切除的附加前盖质量减小15.64%。

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