張家旗 王連東 宋希亮 張巖松 趙正躍

摘要：在大尺寸重卡橋殼脹壓成形試驗中，近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯充液壓制成形后的橋殼管件，中部橋包壁厚減薄率大、后蓋存在開裂。為此，設(shè)計了D形橫截面的預(yù)成形管坯及軸向環(huán)向補料液壓脹形工藝，分析了軸向補料、軸向環(huán)向補料階段的應(yīng)力狀態(tài)及變形特征，推導(dǎo)出不同變形區(qū)的塑性變形條件以及中間橫截面典型特征點環(huán)向應(yīng)力的表達式。針對某載荷10 t重卡橋殼，進行了D形截面管坯液壓脹形有限元模擬，揭示了各變形區(qū)的正應(yīng)力、剪應(yīng)力的變化規(guī)律以及金屬沿環(huán)向的流動規(guī)律。進行了重卡橋殼脹壓成形生產(chǎn)試驗，成功制備出D形截面預(yù)成形管坯，成形性良好，金屬環(huán)向流動量及壁厚分布與模擬結(jié)果吻合，壁厚相對減薄率明顯降低；充液壓制成形后的橋殼管件，中部橋包部分壁厚增加，消除了后蓋開裂隱患，而且切除的附件前蓋減少15.64%。

關(guān)鍵詞：重卡橋殼；液壓脹形；脹壓成形；軸向環(huán)向補料；預(yù)成形管坯

中圖分類號：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

管件液壓脹形是一種利用液體將金屬管件制造為空心變截面的成形技術(shù)，具有無焊接、材料利用率高、制件質(zhì)量小等優(yōu)點，已被廣泛應(yīng)用到汽車、航天、航空等領(lǐng)域［1-2］。

無軸向補料的液壓脹形由于管件脹形區(qū)處于雙向受拉的不利變性條件，成形極限低［3］，因此在液壓脹形過程中，對管件兩端施加軸向壓力，實現(xiàn)脹形區(qū)軸向補料，大大提高了液壓脹形極限。張慶等［4］通過失穩(wěn)理論得到薄壁管發(fā)生分散性失穩(wěn)時的極限脹形系數(shù)和集中性失穩(wěn)時的極限脹形系數(shù)。王連東等［5］給出了管件復(fù)合脹形極限成形系數(shù)數(shù)學(xué)表達式，表明成形極限與材料硬化指數(shù)、軸向應(yīng)力比有關(guān)。

對于復(fù)雜形狀類管件，在制造過程中通常需要預(yù)成形。CUI等［6］通過多步液壓脹形法制造出了復(fù)雜形狀T形管狀零件。張鑫龍等［7］將充液壓制引入內(nèi)高壓成形的預(yù)成形工藝，解決了變形量較大條件下管件預(yù)成形過程的凹陷失穩(wěn)等問題。

汽車橋殼是汽車底盤主要承載構(gòu)件之一，屬于復(fù)雜形狀管類件，其結(jié)構(gòu)極不對稱，一側(cè)帶有后蓋，主要通過沖壓焊接方法、鑄造方法制造［8］。汽車橋殼屬于空心管件，理論上可用液壓脹形方法制造。國內(nèi)外學(xué)者經(jīng)過三十年研究，通過兩次液壓脹形試制出最大徑向尺寸200 mm的微型橋殼樣件，第一次脹形成形兩側(cè)扁錐形部分，第二次成形中間橋包部分，但成形難，容易出現(xiàn)脹裂、褶皺等致命缺陷，加之需要超高液體內(nèi)壓，無法用于實踐［9-10］。

燕山大學(xué)液壓脹形課題組提出汽車橋殼脹壓成形工藝［11-12］，先對無縫鋼管管坯兩端進行縮徑，中部進行液壓脹形，得到近似軸對稱回轉(zhuǎn)體的預(yù)成形管坯，充入低壓液體后利用模具從上下、前后方向進行充液壓制成形，得到帶有球冠狀附加前蓋的橋殼管件，解決了復(fù)雜形狀管件液壓脹形成形難、需要超高內(nèi)壓的瓶頸問題。王曉迪等［13-14］針對大尺寸復(fù)雜形狀汽車橋殼的充液壓制成形進行了研究，揭示了橫截面小圓角的低壓成形機理，提出模具外壓、液體內(nèi)壓的施加準(zhǔn)則，給出了壓制方式的數(shù)學(xué)表達式以及初始內(nèi)壓的計算公式。楊東峰［15］、吳娜［16］給出了脹壓成形橋殼預(yù)成形管坯的設(shè)計方法，針對軸荷小于7 t的中輕型卡車橋殼脹壓成形進行了有限元模擬及生產(chǎn)試驗，試制出的樣件成形性好、輪廓清晰，成形過程所需的內(nèi)壓及設(shè)備噸位降低60%以上。

軸荷大于9 t的重型卡車橋殼尺寸大、形狀復(fù)雜，中部橋包最大徑向尺寸與兩端圓管外徑的比值最大可達3.5，成形難度大；除受到垂直方向承載，中間橋包部分還要承受前后方向的驅(qū)動力、制動力以及水平方向的橫向力，受力更加復(fù)雜，要求橋包部分前平面及前后兩側(cè)邊梁具有較大的強度和剛度。前期，我們針對重型卡車橋殼進行了脹壓成形工程試驗［13，17］，近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯液壓脹形制坯時壁厚減薄率較大，充液壓制成形后的橋殼管件橋包部分后蓋存在脹裂現(xiàn)象，前平面及上下邊梁的壁厚偏薄，影響了強度和剛度，而且切除的附加前蓋材料較多，降低了材料利用率。

本文針對大尺寸形狀復(fù)雜的重卡橋殼，設(shè)計一種上側(cè)扁平、前后側(cè)及下側(cè)外凸的D形橫截面的預(yù)成形管坯及軸向環(huán)向補料液壓脹形制坯工藝，通過理論分析、有限元模擬、生產(chǎn)試驗，驗證所設(shè)計成形工藝的可行性，使壓制成形后管件橋包部分壁厚分布更為合理，消除后蓋開裂、增加前平面及邊梁的強度、剛度。

1 D形截面預(yù)成形管坯脹壓成形工藝設(shè)計

（1）兩端縮徑。對長度為L0、外徑為D0、壁厚為t0的熱軋無縫鋼管（圖1a）兩端推壓縮徑得到階梯形管坯（圖1b），端部內(nèi)側(cè)直徑為D1、壁厚為t1，端部直徑為D2、壁厚為t2。

（2）軸向補料液壓脹形。利用左右滑動模軸向推進縮徑后的管坯中部實現(xiàn)軸向補料液壓脹形，使中部區(qū)域均勻脹形，外徑增加到D3、壁厚減薄至t3，上側(cè)與控制模接觸，如圖1c所示。

（3）軸向環(huán)向補料液壓脹形。隨著左右滑動模具不斷進給，管坯上側(cè)與控制模接觸后不再擴徑，上側(cè)得到的軸向補料沿環(huán)向流動使前后兩側(cè)得到軸向環(huán)向雙向補料；當(dāng)左右滑動模具與中部控制模軸向接觸時，得到D形橫截面的預(yù)成形管坯，如圖1d所示：脹形區(qū)上側(cè)平面的高度為h、軸向長度為Lm、環(huán)向?qū)挾葹長n；中間最大截面上，前后側(cè)曲率半徑為R2、壁厚為t4，下側(cè)最大曲率半徑為R1、壁厚為t5。

（4）充液壓制成形。對液壓脹形后的預(yù)成形管坯進行退火，內(nèi)部充液后用模具從上下、前后方向進行壓制成形，得到帶有附加前蓋的橋殼管件，如圖1e所示：兩端圓管直徑為D2，兩端內(nèi)側(cè)矩形直壁的高為H1、寬為W，中部橋包部分最大橫截面上的寬度為H2、邊梁處壁厚為th，后蓋頂點至軸線距離為H3、壁厚為tg。

2 D形截面預(yù)成形管坯液壓脹形力學(xué)分析

2.1 軸向補料階段

左滑動模、右滑動模、上控制模及下控制模，其中左壓頭、右壓頭對管坯端部施加軸向推力F1密封管端；左滑動模、右滑動模對管坯錐面區(qū)施加軸向推力F2，使管坯軸向補料；上控制模型腔上側(cè)為平面，前后側(cè)為圓弧面，用來限制管坯上側(cè)擴徑量，實現(xiàn)金屬環(huán)向補料；下控制模型腔為圓弧面，控制預(yù)成形管坯前后兩側(cè)及下側(cè)的形狀。

假設(shè)在同一橫截面上壁厚相同，在軸向補料脹形階段，通過左右壓頭及左右滑動模型腔施加的載荷是對稱的，脹形區(qū)內(nèi)金屬與模具型腔無接觸，發(fā)生軸對稱變形，軸向應(yīng)力σρ、環(huán)向應(yīng)力σθ均為主應(yīng)力分量，環(huán)向位移為零，環(huán)向剪切應(yīng)力等于零、環(huán)向剪切應(yīng)變等于零，金屬沿徑向擴徑的同時壁厚減薄，無環(huán)向流動。脹形區(qū)域內(nèi)單元體的軸向應(yīng)力σρ為壓應(yīng)力，環(huán)向應(yīng)力σθ為拉應(yīng)力，厚向應(yīng)力σn在外表面為零，近似塑性變形條件為

σ2θ-σθσρ+σ2ρ=Y2（1）

式中，Y為流動應(yīng)力。

根據(jù)環(huán)向、軸向的平衡條件，可得到軸向應(yīng)力σρ、環(huán)向應(yīng)力σθ的表達式為

式中，t為脹形區(qū)中部壁厚；p為內(nèi)壓。

將σρ與σθ的比值稱為軸向應(yīng)力比λ，即

在管液壓脹形過程中，軸向應(yīng)力比λ范圍一般在-0.2<λ<0［3］。

2.2 軸向環(huán)向補料階段

隨著左右滑動模軸向進給，管坯與上控制模型腔接觸，在縱向截面上受到模具法向力F3、軸向摩擦力μF3作用（μ為摩擦因數(shù)），在橫截面上受到模具法向力F4、環(huán)向摩擦力μF4作用，如圖3所示。

根據(jù)變形特征，將管坯脹形部分沿環(huán)向分成分為三個區(qū)域：軸向壓縮區(qū)Ⅰ、軸向環(huán)向補料脹形區(qū)Ⅱ、軸向補料脹形區(qū)Ⅲ。

（1）軸向壓縮區(qū)Ⅰ。管坯上側(cè)金屬與上控制模接觸，不再向外擴徑，金屬變形以軸向壓縮為主，金屬向中部堆積，壁厚增厚，受到軸向壓應(yīng)力σρ以及軸向的剪切應(yīng)力τnρ作用。前后側(cè)未與上控制模接觸繼續(xù)擴徑，拉動與模具接觸的上側(cè)金屬向前后兩側(cè)流動，使得與上控制模接觸的邊緣點d處受到環(huán)向拉應(yīng)力σθ，存在環(huán)向的剪切應(yīng)力τnθ。若變形區(qū)Ⅰ的軸向壓縮量過大（即上控制模的徑向高度h較?。┗蚪饘侪h(huán)向流動不足，可能引起軸向失穩(wěn)起皺。

假想在脹形區(qū)中間截取單位長度的1/4部分橫截面cdfe段（圖4），由x方向平衡條件可得到上側(cè)前后方向的對稱點c處的環(huán)向應(yīng)力為

式中，p1為管坯內(nèi)壓；h為管坯上側(cè)高度；tc為c點壁厚。

由式（5）可知，由于受到上控制模摩擦力的作用，c點的環(huán)向拉應(yīng)力降低，而且隨著管坯與上控制模接觸面積的增加，σθc可能變?yōu)閴簯?yīng)力。

（2）軸向環(huán)向補料脹形區(qū)Ⅱ。與上控制模接觸的金屬前后兩側(cè)，區(qū)域內(nèi)任意一點f受到軸向壓應(yīng)力及環(huán)向拉應(yīng)力，以及環(huán)向剪切應(yīng)力τnθ、軸向剪切應(yīng)力τnρ，塑性變形條件為

σ2θ-σθσρ+σ2ρ+3τ2nθ+3τ2nρ=Y2（6）

由式（6）知，脹形區(qū)Ⅱ由于存在剪切應(yīng)力，繼續(xù)發(fā)生塑性變形時需要的正應(yīng)力分量的數(shù)值（絕對值）減小，假想在軸向應(yīng)力不變的前提下需要的環(huán)向拉應(yīng)力數(shù)值減小，軸向應(yīng)力比λ數(shù)值減小，壁厚減薄率減小。隨著左右滑動模的軸向進給，管坯上側(cè)金屬與上控制模環(huán)向接觸面積不斷增加，該區(qū)域沿環(huán)向不斷擴大。

根據(jù)y方向的平衡條件得到圖4中橫截面與水平線的接觸點e處的環(huán)向應(yīng)力

式中，Re為e點曲率半徑；te為e點壁厚。

由式（7）可知，由于受到上控制模法向力F4的作用，e處的環(huán)向拉應(yīng)力減小，且其減小程度與控制模的環(huán)向接觸長度有關(guān)。當(dāng)環(huán)向應(yīng)力減小時，繼續(xù)變形需要的軸向壓應(yīng)力增大，軸向應(yīng)力比λ將隨之增大。

（3）軸向補料脹形區(qū)Ⅲ。該區(qū)域遠離變形區(qū)Ⅰ，可認為沒有剪切應(yīng)力的作用，僅有軸向補料，塑性變形條件同式（1）。與脹形區(qū)Ⅱ的變形條件式（6）相比，脹形區(qū)Ⅲ繼續(xù)發(fā)生塑性變形需要的環(huán)向、軸向應(yīng)力分量數(shù)值較大，需要較大的液體壓力。由此推斷，在相同內(nèi)壓的作用下，脹形區(qū)Ⅲ的擴徑變形將滯后于區(qū)域Ⅱ，將在軸向上形成兩側(cè)高于中間的“馬鞍形”，有利于軸向補料，減小壁厚減薄率。

3 有限元模擬分析

3.1 研究對象

針對某載荷10 t重型卡車脹壓成形橋殼，設(shè)計D形截面預(yù)成形管坯，管端直徑D2=170 mm，管端內(nèi)側(cè)圓管直徑D1=188 mm；脹形區(qū)上側(cè)平面的高度h=188 mm，軸向長度Lm=206 mm，環(huán)向?qū)挾萀n= 84 mm；中間最大截面上，前后側(cè)曲率半徑R2=233 mm，下側(cè)最大曲率半徑R1=236 mm。

3.2 階梯形管坯推壓縮徑成形模擬

選取Q345B熱軋無縫鋼管為初始管坯，管坯直徑D0=299 mm，壁厚t0=10.5 mm，管坯屈服極限σs=350 MPa，強度極限σb=580 MPa，彈性模量E=210 GPa，泊松比υ=0.3，密度ρ=7.8×103 kg/m3，斷后延伸率A=23%，硬化指數(shù)n=0.2，各向同性材料真實應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為

σ=900ε0.2（8）

在有限元軟件ABAQUS中，使用六面體C3D8R單元對管坯進行劃分，設(shè)置網(wǎng)格尺寸為6 mm，網(wǎng)格層數(shù)為2層；使用四面體C3D4單元對縮徑模具進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為6 mm，管坯結(jié)構(gòu)前后對稱，故采用1/2管坯和模具進行分析。管坯中部由夾持模固定，在左右縮徑凹模上施加位移，通過推擠管坯兩端，得到階梯形管坯，如圖5所示，管端直徑D2=170 mm，管端內(nèi)側(cè)圓管直徑D1=188 mm。

3.3 液壓脹形有限元模型

液壓脹形模具由左滑動模、右滑動模、上控制模、下控制模、左壓頭及右壓頭組成（圖6）。將縮徑后階梯形管坯進行實體化處理后，導(dǎo)入ABAQUS軟件中，賦予其初始管坯屬性，即相當(dāng)于整體退火。使用六面體C3D8R單元對階梯形管坯進行網(wǎng)格劃分，設(shè)置管坯中部網(wǎng)格尺寸4 mm，兩端斜錐處網(wǎng)格尺寸6 mm，圓管區(qū)網(wǎng)格尺寸8 mm；模具網(wǎng)格劃分與推壓縮徑模擬一致。管坯與模具間建立剛?cè)峤佑|，上控制模、下控制模、左滑模、右滑模與管坯外表面接觸，左右壓頭分別與管坯左右兩端面接觸，摩擦因數(shù)設(shè)為0.1；在管坯內(nèi)部施加壓力載荷，對中部上下控制模進行固定約束，左右滑動模及左右壓頭施加位移，單側(cè)軸向進給量均為S=70 mm。

3.4 液壓脹形有限元模擬及結(jié)果分析

將階梯形管坯置于控制模型腔內(nèi)，左壓頭、右壓頭隨左滑動模、右滑動模軸向移動將管坯兩端密封，在管坯內(nèi)部施加壓力，達到初始脹形壓力p0時，左滑動模、右滑動模繼續(xù)軸向移動，內(nèi)壓按設(shè)定加載路徑變化，合模后模具保持不動，內(nèi)部增壓校形。

3.4.1 液壓脹形成形過程

經(jīng)過大量的模擬仿真，得到三段線性的加載路徑，如圖7所示。

（1）內(nèi)壓線性加載階段。左右滑模軸向進給36 mm以前，內(nèi)壓由初始值p0=18 MPa線性增大至p2=33 MPa。管坯中部均勻擴徑，壁厚逐漸減薄，加載結(jié)束時（圖8），脹形區(qū)上側(cè)與上控制模型腔剛剛接觸，中間橫截面上側(cè)對稱點c處的軸向壓應(yīng)力σρc=-89.21 MPa，環(huán)向拉應(yīng)力σθc=550.15 MPa，軸向應(yīng)力比λc=-0.16。

（2）內(nèi)壓恒定階段。左右滑模繼續(xù)軸向進給16 mm，內(nèi)壓保持p1=33 MPa不變。隨著左右滑模不斷推進，管坯上側(cè)與上控制模接觸不再擴徑，前后側(cè)與下側(cè)金屬繼續(xù)擴徑。第二階段結(jié)束時（S=52 mm），中間橫截面上側(cè)對稱點c處軸向壓應(yīng)力σρc=-655.19 MPa，環(huán)向拉應(yīng)力σθc=159.44 MPa；與上控制模接觸的邊緣點d左側(cè)受到剪切應(yīng)力τθnd=72.57 MPa，剪切應(yīng)力云圖見圖9a；管坯與水平線的交點e處的曲率半徑Re=200.37 mm，軸向應(yīng)力σρe=-167.69 MPa，環(huán)向應(yīng)力σθe=598.47 MPa，軸向應(yīng)力比λe=-0.28，較第一階段結(jié)束時提高75%；管坯下側(cè)對稱點a點曲率半徑Ra=195.57 mm，軸向應(yīng)力σρa=-103.75 MPa，環(huán)向應(yīng)力σθa=635.18 MPa，軸向應(yīng)力比λa=-0.17，較第一階段結(jié)束時略有提高。

（3）內(nèi)壓線性降低階段。左右滑模繼續(xù)軸向進給18 mm，內(nèi)壓由p2=33 MPa線性降低至p3=26 MPa，管坯上側(cè)與上控制模完全貼合。

在此階段，壓縮區(qū)Ⅰ與上控制模接觸，脹形區(qū)Ⅱ的擴徑快于脹形區(qū)Ⅲ，脹形區(qū)Ⅲ下側(cè)呈兩側(cè)高于中間的“馬鞍形”（圖10）。當(dāng)進給量S=58 mm時，c點處于三向受壓狀態(tài)，σρc=-804.31 MPa，σθc=-96.42 MPa，壁厚方向應(yīng)力σnc=-17.58 MPa；與模具接觸的邊緣點d的左側(cè)剪切應(yīng)力τθnd=84.19 MPa；與水平線的交點e處的曲率半徑Re=212.88 mm、壁厚te=9.31 mm，σρe=-182.19 MPa，σθe=580.08 MPa，軸向應(yīng)力比λe=-0.32，較第一階段結(jié)束時提高1倍；下側(cè)對稱點a處的曲率半徑Ra=201.62 mm（小于Re）、壁厚ta=9.45 mm（大于te），σρa=-106.39 MPa，σθa=598.76 MPa，軸向應(yīng)力比λa=-0.18，較第一階段結(jié)束時提高12.5%，此時環(huán)向應(yīng)力云圖見圖9b。

（4）左右滑模與上下控制模軸向貼合后，內(nèi)壓增至p4=70 MPa進行校形，管坯下側(cè)對稱點a處的曲率半徑Ra=235.2 mm、壁厚ta=8.9 mm。

3.4.2 中間橫截面上應(yīng)力分布規(guī)律

在管坯中間橫截面上，從上側(cè)對稱點c（環(huán)向角度α=0°）到下側(cè)對稱點a（α=180°），每間隔30°選取測量點，考察軸向應(yīng)力σρ、環(huán)向應(yīng)力σθ、環(huán)向剪切應(yīng)力τnθ在不同加載階段的變化，繪出不同軸向進給量下的應(yīng)力變化曲線圖，見圖11、圖12。

（1）軸向補料液壓脹形階段（對應(yīng)內(nèi)壓線性加載階段）。此階段不存在剪切應(yīng)力，軸向壓應(yīng)力逐漸減小，而環(huán)向應(yīng)力逐漸增大。隨軸向進給量S由10 mm增大到30 mm，軸向壓應(yīng)力σρ由144.32 MPa減小到90.71 MPa，環(huán)向應(yīng)力σθ由361.34 MPa增大到531.74 MPa，軸向應(yīng)力比由-0.40逐漸變?yōu)?0.17，軸向補料效果逐漸減弱。

（2）軸向環(huán)向補料脹形階段（對應(yīng)內(nèi)壓恒定階段、內(nèi)壓線性降低階段）。當(dāng)軸向進給量40 mm增大至70 mm時，上側(cè)對稱點c的σρc由-219.29 MPa逐漸增大至-807.04 MPa，而σθc由拉應(yīng)力572.59 MPa逐漸變成壓應(yīng)力-196.88 MPa，軸向應(yīng)力比λc曲線（圖12a）隨之先沿負向增至-4.15后反向變?yōu)?.02，壁厚由9.66 mm增至10.01 mm；水平線交點e的σρe由-63.55 MPa逐漸增大至-462.10 MPa，σθe由596.52 MPa逐漸減小至91.19 MPa，軸向應(yīng)力比λe沿負向增至-5.06，壁厚由9.63 mm變?yōu)?.18 mm；下側(cè)對稱點a的σρa由-48.14 MPa逐漸增至-233.18 MPa，而σθa由602.86 MPa逐漸減小至581.06 MPa，軸向應(yīng)力比λa沿負向增至-0.40，壁厚由9.64 mm變?yōu)?.90 mm。

增壓校形時，下側(cè)對稱點a處軸向壓應(yīng)力σρa由-233.18 MPa減小至-92.29 MPa，環(huán)向拉應(yīng)力σθa由581.06 MPa增至648.75 MPa。

管坯上側(cè)（α為0°～90°）存在剪切應(yīng)力，隨模具進給量的增加，剪切應(yīng)力數(shù)值先緩慢增加再急劇上升后快速減小至0；管坯下側(cè)（α為90°～180°）不存在剪切應(yīng)力。中間橫截面上，每個位置剪切應(yīng)力最大值τmax均在與模具接觸的邊緣點d左側(cè)，并且呈先增大后減小趨勢，τmax由c點的26.77 MPa增至30°位置108.89 MPa，隨后在e點減小至37.78 MPa。

3.4.3 金屬環(huán)向流動規(guī)律

以中間橫截面S0為基準(zhǔn)，在左右兩側(cè)沿軸向每隔50 mm選取橫截面，分別記為S′1～S′6、S1～S6，在每個橫截面上沿環(huán)向從上側(cè)對稱點到下側(cè)對稱點每隔30°選取測量點，建立柱坐標(biāo)系，測量管坯脹形結(jié)束后各點金屬環(huán)向流動距離dc，結(jié)果如圖13所示，0°、180°點為對稱點，無環(huán)向流動。

（1）環(huán)向流動距離沿軸向呈兩側(cè)低中間高的帽狀曲線分布，中間截面環(huán)向流動距離最大，其左右150 mm范圍內(nèi)金屬流動明顯，150 mm以外金屬環(huán)向流動距離線性減小，300 mm以外金屬無流動。

（2）中間橫截面上，金屬環(huán)向流動距離最大值為13.35 mm，位于90°位置，并且由90°位置分別沿0°、180°方向逐漸減小至0。

4 生產(chǎn)試驗

4.1 縮徑管坯制備及處理

針對某載重10 t橋殼管件的預(yù)成形管坯，選用外徑299 mm的Q345B無縫鋼管，壁厚為10.5 mm，縮徑后得到階梯形管坯，兩端去應(yīng)力退火處理后自然冷卻。在階梯形管坯外表面劃網(wǎng)格線，在軸向中間位置使用油漆筆畫環(huán)向基準(zhǔn)線，向左右沿軸向每隔50 mm畫一條環(huán)向線，沿環(huán)向每30°畫一條直線，形成網(wǎng)格，如圖14所示。

4.2 液壓脹形模具

液壓脹形模具（圖15）主要由上模座、下模座、上控制模、下控制模、左滑動模、右滑動模、左壓頭、右壓頭等組成，試驗在三向液壓機THP63-800/1250×2上進行。左右壓頭的外端分別固定在液壓機的左右滑塊上，內(nèi)端連接在左右滑動模上，左右壓頭內(nèi)部設(shè)有密封裝置；上控制模安裝在上模座上，固定在液壓機主滑塊上；下固定模安裝在下模座上，固定在工作臺上。

（1）方案Ⅰ。根據(jù)有限元模擬時的D形截面預(yù)成形管坯設(shè)計上下控制模的型腔，中間最大截面上，上控制模上側(cè)型腔高度h=188 mm，下控制模前后側(cè)曲率半徑R2=233 mm，下側(cè)最大曲率半徑R1=236 mm，如圖16a、圖16b所示。

（2）方案Ⅱ。設(shè)計近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯［13］液壓脹形用模具，中間最大截面上，上控制模型腔的上側(cè)半徑為228 mm，下控制模前后側(cè)曲率半徑R21=230 mm，下側(cè)最大曲率半徑R11=232 mm，如圖16c、圖16d所示。

利用退火的縮徑管坯，分別使用兩種模具試制出D形截面預(yù)成形管坯、近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯進行成形比較，然后分別進行充液壓制成形，得到附加前蓋不同的兩種橋殼管件。

4.3 液壓脹形試驗

4.3.1 預(yù)成形管坯樣件制備

將階梯形管坯放至下控制模內(nèi)，主滑塊帶動上控制模下落與下控制模閉合，左右壓頭及左右滑動模運動方式與模擬一致，使用圖7所示的加載路徑進行方案Ⅰ試驗，得到D形截面預(yù)成形管坯（簡稱方案Ⅰ管坯），成形性較好，輪廓清晰，中間截面上側(cè)高度為187.8 mm，前后側(cè)半徑為232.8 mm，下側(cè)半徑為235.6 mm，如圖17所示。

使用文獻［13］給定的加載路徑進行方案Ⅱ試驗，得到近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯（簡稱方案Ⅱ管坯），成形性亦較好，中間截面上側(cè)半徑為227.9 mm，前后側(cè)半徑為229.3 mm，下側(cè)半徑為231.6 mm如圖18所示。

4.3.2 環(huán)向位移測量

針對得到的兩種預(yù)成形管坯，分別測量中間截面上軸向網(wǎng)格線的環(huán)向位移，結(jié)果見表1。

（1）D形截面預(yù)成形管坯環(huán)向發(fā)生金屬流動，環(huán)向位移由0°位置至180°位置先增大后減小，在90°位置達到最大值13.15 mm；試驗值與模擬值趨勢一致，最大差值位于120°位置，較模擬值小8.16%，主要是網(wǎng)格畫線寬度及測量誤差所致。

（2）近似回轉(zhuǎn)體預(yù)成形管坯環(huán)向流動很小，90°位置的最大值為3.18 mm，較D形截面預(yù)成形管坯數(shù)值小75.82%。

4.3.3 管坯壁厚分布

在未畫網(wǎng)格線縮徑管坯得到的兩種預(yù)成形管坯上分別畫網(wǎng)格線，以軸向中間橫截面為基準(zhǔn)線，向左右沿軸向每隔50 mm畫各環(huán)向線，沿環(huán)向每30°畫一條直線，如圖19所示。利用MT-160超聲波壁厚測量儀分別測量過軸線鉛直縱截面上側(cè)c1～c13點、下側(cè)a1～a13點的壁厚，測量過軸線水平縱截面前側(cè)e1～e13點的壁厚，測量中間橫截面上各點壁厚，分別繪制曲線到圖20中。

（1）D形截面預(yù)成形管坯壁厚的試驗值與模擬值基本一致。過軸線鉛直縱截面上，上側(cè)點的最大差值出現(xiàn)在c7點，模擬值為10.02 mm，較試驗值9.98 mm大0.40%；下側(cè)差值最大點在a10點，模擬值為9.36 mm，較試驗值9.58 mm小2.30%；過軸線水平縱截面上，差值最大點在e10點，模擬值為9.61 mm，較試驗值9.75 mm小1.44%。

（2）在中間截面左右各150 mm范圍內(nèi)，方案I管坯較方案Ⅱ管坯的壁厚大，中間橫截面上壁厚差值最多，上側(cè)部分尤為明顯。如表2所示，在中間橫截面上側(cè)點c7處，前者壁厚為9.98 mm，較后者9.12 mm增大9.43%；環(huán)向90°的前側(cè)點e7處，前者的脹形系數(shù)1.56大于后者的1.53，而壁厚9.11 mm，較后者的8.88 mm大2.59%，厚向應(yīng)變與環(huán)向應(yīng)變的比值為-0.28，較后者的-0.34數(shù)值增大17.65%，相對減薄率明顯降低；環(huán)向180°的下側(cè)點a7處，前者的脹形系數(shù)1.58大于后者的1.55，而壁厚8.80 mm，較后者的8.71 mm大1.03%，厚向應(yīng)變與環(huán)向應(yīng)變的比值-0.33，較后者的-0.36數(shù)值增大8.33%，相對減薄率降低仍較明顯。

4.4 充液壓制成形試驗及結(jié)果分析

4.4.1 充液壓制模具

多向充液壓制成形試驗在五向動作液壓機THP63-3000/200×2上進行。模具主要由上模、下模、前模、后模、左壓頭、右壓頭組成，如圖21所示。上模通過上模座安裝在液壓機主滑塊上，由主滑塊帶動上下運動；下模通過下模座安裝在固定的工作臺上；前模、后模分別由安裝在下模座內(nèi)部的前后側(cè)高壓短行程液壓缸驅(qū)動，在水平面上前后運動；左壓頭、右壓頭分別安裝在左滑塊、右滑塊上，分別由左右側(cè)水平缸驅(qū)動，沿水平方向左右運動；左右側(cè)水平缸可帶動左壓頭、右壓頭上下運動。

4.4.2 充液壓制成形樣件

將方案Ⅰ管坯、方案Ⅱ管坯中部進行中頻退火后放入模具型腔內(nèi)，左右壓頭軸向移動將管坯密封并注入液體，上模向下、前模及后模向內(nèi)側(cè)壓制，到位后增壓校形，得到附加前蓋不同的橋殼管件。

方案Ⅰ管坯壓制后的管件成形性好，如圖22a所示：橋包部分最大橫截面的寬度H2=490.3 mm，后蓋頂點至軸線距離H3=229.8 mm，橋包兩側(cè)矩形直壁的高H1=158.1 mm、寬W=158.1 mm。

方案Ⅱ管坯壓制后管件除帶有較大的球冠狀附加前蓋（基于成形性考慮）外，其他尺寸與方案Ⅰ管坯壓制后的管件相同。試驗時出現(xiàn)后蓋開裂現(xiàn)象，如圖22b所示。

4.4.3 壁厚測量

使用MT-160超聲波壁厚測量儀測量橋殼管件橋包部分前平面上以中心點為圓心、半徑為200 mm的圓上各點的壁厚，測量前后邊梁上軸向?qū)挾?20 mm、高度100 mm范圍內(nèi)各點的壁厚（見圖23），以及后蓋頂點處的壁厚，結(jié)果見圖24。

（1）前平面及前后邊梁壁厚。方案Ⅰ管坯較方案Ⅱ管坯壓制后的管件，前平面及前后邊梁壁厚前者均大于后者，前平面效果明顯，在0°、180°位置（對應(yīng)前后兩側(cè)）前者壁厚9.68 mm，較后者厚9.76%，有利于提高強度、剛度。

（2）后蓋頂點壁厚。方案Ⅰ管坯壓制后的管件后蓋頂點壁厚為8.36 mm，較方案Ⅱ管坯壓制后的管件壁厚7.90 mm厚5.82%，消除了后蓋開裂現(xiàn)象。

（3）附件前蓋切除質(zhì)量。方案Ⅰ管坯壓制后的管件切除前蓋質(zhì)量為10.25 kg，較方案Ⅱ管坯壓制后的管件切除的質(zhì)量12.15 kg輕15.64%，提高了材料利用率。

5 結(jié)論

（1）針對大尺寸的重型卡車橋殼，設(shè)計了一種上側(cè)扁平、前后側(cè)及下側(cè)外凸的D形橫截面的預(yù)成形管坯及軸向環(huán)向補料液壓脹形工藝，當(dāng)液壓脹形達到一定擴徑量時，控制管坯上側(cè)不再擴徑，使上側(cè)得到的軸向補料沿環(huán)向流動，使前后兩側(cè)得到軸向環(huán)向雙向補料，以增加充液壓制成形后管件橋包部分的壁厚，消除后蓋開裂、增加前平面及邊梁的強度、剛度。

（2）建立了D形截面預(yù)成形管坯軸向補料、軸向環(huán)向補料液壓脹形的力學(xué)模型，分析出：管坯接觸控制模后，上側(cè)變形區(qū)以軸向壓縮為主，金屬沿環(huán)向流向前后兩側(cè)；前后兩側(cè)變形區(qū)得到軸向環(huán)向雙向補料，存在軸向、環(huán)向剪切應(yīng)力；下側(cè)變形區(qū)以軸向補料為主，變形滯后于軸向環(huán)向變形區(qū)。推導(dǎo)出不同變形區(qū)的塑性變形條件以及中間橫截面上側(cè)、前后側(cè)、下側(cè)點環(huán)向應(yīng)力的表達式。

（3）針對某載荷10 t重卡橋殼進行了D形截面管坯液壓脹形有限元模擬，結(jié)果表明：管坯與控制模接觸后，隨著軸向進給量的增加，上側(cè)變形區(qū)的軸向壓應(yīng)力逐漸增大、環(huán)向應(yīng)力由拉應(yīng)力變成壓應(yīng)力；前后兩側(cè)變形區(qū)的軸向壓應(yīng)力逐漸增大、環(huán)向拉應(yīng)力逐漸減小，軸向應(yīng)力比數(shù)值顯著降低、補料效果好；下側(cè)變形區(qū)的軸向應(yīng)力比亦有所降低，增強了補料效果。進一步揭示出環(huán)向流動量沿軸向呈兩側(cè)低中間高的帽狀曲線分布，中間截面上前后兩側(cè)水平位置流動量最大。

（4）進行了某載荷10 t重卡橋殼1∶1生產(chǎn)試驗，成功制備出D形截面預(yù)成形管坯，成形性良好，壁厚測量值與模擬結(jié)果一致，橋包部分與試制的近似回轉(zhuǎn)體狀預(yù)成形管坯相比，相對減薄率明顯降低。D形截面預(yù)成形管坯充液壓制成形后的橋殼管件與近似回轉(zhuǎn)體狀預(yù)成形管坯得到的管件相比，橋包部分壁厚更厚，消除了后蓋開裂現(xiàn)象，有利于提高強度、剛度，而且切除的附加前蓋質(zhì)量減小15.64%。

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