王連東　龐　蒙　周立鳳　崔亞平

燕山大學(xué),秦皇島,066004

中型卡車(chē)脹壓成形橋殼預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)及成形分析

王連東龐蒙周立鳳崔亞平

燕山大學(xué),秦皇島,066004

基于圓形管坯壓制成異型截面的變形分析，提出了中型卡車(chē)脹壓成形橋殼預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。針對(duì)載重5t卡車(chē)橋殼,介紹了脹壓成形的工藝過(guò)程，設(shè)計(jì)30組前蓋半徑、后蓋半徑不同的預(yù)成形管坯,使用ABAQUS軟件進(jìn)行整個(gè)成形過(guò)程的有限元模擬。通過(guò)對(duì)預(yù)成形管坯液壓脹形過(guò)程和壓制成形過(guò)程的成形性分析,確定了前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的取值范圍。選取基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體及一種典型的非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯,分別進(jìn)行脹壓成形實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明：前者壓制成形階段后蓋處脹裂，后者成功地試制出樣件，成形狀況好，而且成形過(guò)程中管坯壁厚值與模擬值基本吻合。

汽車(chē)橋殼；脹壓成形；預(yù)成形管坯；設(shè)計(jì)準(zhǔn)則；有限元模擬

0　引言

管材液壓脹形工藝可簡(jiǎn)化制件的制造工藝、減輕制件質(zhì)量、提高制件強(qiáng)度剛度，已經(jīng)被廣泛用于航空、航天和汽車(chē)等領(lǐng)域。針對(duì)形狀復(fù)雜的管件，需要先對(duì)初始管坯進(jìn)行預(yù)成形，再進(jìn)行液壓脹形成形。Nikhare等[1]用有限元軟件數(shù)值模擬了預(yù)成形管坯在不同的內(nèi)壓與軸向進(jìn)給條件下的液壓脹形過(guò)程,研究了預(yù)成形對(duì)液壓脹形成形性的影響，并預(yù)測(cè)了極限變形量。苑世劍等[2]在轎車(chē)副車(chē)架液壓脹形研究中,將預(yù)脹形管坯橫截面壓制成凹曲線狀,有效降低了成形時(shí)的液壓脹形壓力。近年來(lái)出現(xiàn)了鋼管徑壓脹形工藝：將管材放在成形模具的下模內(nèi)，先液壓脹形至一定尺寸,再通過(guò)上模施加壓力，使管坯在液體內(nèi)壓及模具外壓共同作用下成形為異型截面的制件[3]。Hwang等[4-5]采用數(shù)值模擬方法研究了圓形管材徑壓脹形為矩形、三角形截面零件的成形過(guò)程,結(jié)果表明徑壓脹形工藝可以有效改善管件的壁厚分布并降低成形液壓力。Kang等[6]采用數(shù)值模擬方法研究了圓形管材徑壓脹形成復(fù)雜截面零件的過(guò)程，并分析了管材尺寸對(duì)成形性能的影響。

汽車(chē)橋殼屬于大型復(fù)雜截面管類(lèi)件,直接采用液壓脹形成形極為困難。王連東等[7]提出了汽車(chē)橋殼脹壓成形新工藝,即將一定規(guī)格的無(wú)縫鋼管兩端進(jìn)行縮徑、中部進(jìn)行液壓脹形后得到軸對(duì)稱(chēng)狀的預(yù)成形管坯，對(duì)其內(nèi)部充液(水)后用模具壓制成形。崔亞平等[8]給出了軸對(duì)稱(chēng)狀預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)方法，并試制出小型汽車(chē)橋殼模擬樣件，樣件成形性好，而且成形壓力較低。

中型卡車(chē)脹壓成形橋殼,后蓋與前蓋差異大,在前期實(shí)踐中發(fā)現(xiàn),采用軸對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯壓制成形時(shí)成形性較差。本文通過(guò)對(duì)壓制成形過(guò)程進(jìn)行變形分析,提出非對(duì)稱(chēng)狀預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)方法,將基準(zhǔn)半徑、前蓋半徑、后蓋半徑作為預(yù)成形管坯橋包設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù),并給出前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的定義，通過(guò)有限元模擬分析了液壓脹形及壓制成形過(guò)程的成形性，確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的取值范圍。

1　圓形截面壓制成異型截面的變形分析

圖1所示為某中型卡車(chē)脹壓成形橋殼管件，中部為異型截面的橋包，橋包兩側(cè)為矩形截面錐體，錐體外側(cè)為方形或接近方形直管，兩端部分為圓管。橋包由橋梁和后蓋、附加前蓋組成，橋梁前側(cè)、后側(cè)的過(guò)渡圓角為R1、R2。切除前蓋后即為橋殼本體。

圖1　某中型卡車(chē)脹壓成形橋殼管件

假想中間異型截面壓制成形前是半徑為R0的圓截面,壓制成形過(guò)程如下：

(1)將圓形管坯放置在上模、下模之間，如圖2a所示。管坯上點(diǎn)a、b、c、d分別與上模、下模接觸，點(diǎn)g、h位于管坯軸線上。由于下模型腔小于上模型腔，所以下模型腔內(nèi)部的弧cfd較上模型腔內(nèi)部的弧aeb短，管坯軸線下側(cè)的弧cg比軸線上側(cè)的弧ag長(zhǎng)。

(2)上模、下模分別從上下兩側(cè)向管坯軸線壓制，直到接觸前模、后模為止，如圖2b所示。上下模對(duì)向壓制過(guò)程中，圓形管坯被逐漸壓扁，同時(shí)弧aeb、cfd分別向上模型腔、下模型腔流動(dòng)少許，左右兩側(cè)的圓弧agc、bhd被壓扁，呈軸線上側(cè)窄下側(cè)寬的非對(duì)稱(chēng)狀。

(3)向管坯內(nèi)充液，壓力為p0,將前模、后模從左右兩側(cè)向中心壓制，壓制過(guò)程中保持內(nèi)壓p0不變。壓制過(guò)程中,圖2b中軸線上側(cè)的弧a1g1向上模型腔流動(dòng)一部分,另一部分被壓制成橋梁;軸線下側(cè)的弧c1g1向下模型腔流動(dòng)少許,大部分被壓制成橋梁。壓制后，弧a2e2b2和弧c2f2d2未完全接觸上模型腔、下模型腔，橋梁上側(cè)過(guò)渡圓角較大，橋梁下側(cè)過(guò)渡圓角較小，如圖2c所示。

(4)增壓校形。將管坯內(nèi)液體壓力增大至p1進(jìn)行校形，使弧a3e3b3、c3f3d3完全貼模，如圖2d所示。

(a)上下模壓制前(b)上下模壓制結(jié)束

(c)前后模壓制結(jié)束(d)增壓校形1.上?！?.前?！?.后?！?.下模圖2　圓形管坯橫截面壓制過(guò)程分析

通過(guò)對(duì)壓制成形過(guò)程進(jìn)行分析可知，圓形管坯壓制成上下不同的異型截面時(shí)存在以下問(wèn)題:①橋梁上側(cè)過(guò)渡圓角偏大，上模型腔最深處的管坯可能由于脹形量大而脹裂;②橋梁下側(cè)過(guò)渡圓角偏小,導(dǎo)致橋梁部分產(chǎn)生向內(nèi)的凹陷,嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致壓裂。

欲改善預(yù)成形管坯的壓制成形性,需減小圓形管坯軸線下側(cè)的弧長(zhǎng)，同時(shí)加大軸線上側(cè)的弧長(zhǎng)，即保持管坯軸線上點(diǎn)g、h的曲率半徑不變,逐漸減小軸線下側(cè)各點(diǎn)的曲率半徑，逐漸加大軸線上側(cè)各點(diǎn)的曲率半徑，將預(yù)成形管坯橋包部分設(shè)計(jì)成非對(duì)稱(chēng)狀，如圖3所示。將中間橫截面上位于管坯軸線上點(diǎn)g、h處的半徑稱(chēng)為基準(zhǔn)半徑R0，將軸線上側(cè)最高點(diǎn)n、下側(cè)最低點(diǎn)m處的曲率半徑分別稱(chēng)為后蓋半徑Rn、前蓋半徑Rm。

(a)縱截面(b)中間橫截面圖3　非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯

2　非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則

中型卡車(chē)脹壓成形橋殼預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則設(shè)定如下：

(1)預(yù)成形管坯與橋殼制件的長(zhǎng)度相同。

(2)設(shè)計(jì)回轉(zhuǎn)體狀基準(zhǔn)預(yù)成形管坯。按預(yù)成形管坯截面周長(zhǎng)與橋殼管件對(duì)應(yīng)部分截面周長(zhǎng)不變的條件,確定基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體的截面半徑。

(3)修正橋包部分的尺寸。確定中間橫截面前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn。Rm、Rn與基準(zhǔn)半徑R0之間存在比例關(guān)系,即

Rm=KmR0

(1)

Rn=KnR0

(2)

將Km、Kn分別定義為前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)。

(4)確定非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯的形狀。保持橋包兩側(cè)管坯為軸對(duì)稱(chēng)狀,橋包部分為軸線上側(cè)大下側(cè)小的非對(duì)稱(chēng)狀,如圖3所示。

前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的大小決定了預(yù)成形管坯的形狀，關(guān)系著液壓脹形時(shí)能否成形，直接影響壓制成形的成敗。下文以載重5t卡車(chē)橋殼為例,通過(guò)有限元模擬分析液壓脹形過(guò)程、壓制成形過(guò)程的成形性,確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的取值范圍。

3　研究對(duì)象

載重5t卡車(chē)橋殼為典型的中型卡車(chē)橋殼,中間截面橋梁的高度為340mm、寬度為114mm。兩端部圓管外徑de=110mm,內(nèi)側(cè)方形管的高度為110mm。選取Q345B無(wú)縫鋼管,初始外徑d0=180mm、壁厚t0=7mm。材料強(qiáng)度極限σb=510MPa,屈服極限σs=345MPa,泊松比μ=0.3,延伸率δ=21%,硬化指數(shù)為0.2。根據(jù)預(yù)成形管坯設(shè)計(jì)準(zhǔn)則,確定回轉(zhuǎn)體狀基準(zhǔn)預(yù)成形管坯,中間截面基準(zhǔn)半徑R0=164.5mm。

(a)第一次脹形管坯

(b)第二次脹形管坯

(c)預(yù)成形管坯圖4　預(yù)成形管坯制造工藝簡(jiǎn)圖

初始管坯端部經(jīng)過(guò)一定量的縮徑后,中部進(jìn)行第一次液壓脹形,外徑脹形至260mm,如圖4a所示,脹形系數(shù)為1.44；退火后對(duì)中部進(jìn)行第二次液壓脹形,得到軸線上側(cè)大、下側(cè)小的橋包,中間截面上的最小值、最大值分別為前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn,如圖4b所示。對(duì)兩側(cè)部分進(jìn)行縮徑得到非對(duì)稱(chēng)的預(yù)成形管坯,如圖4c所示。預(yù)成形管坯壓制成形后得到圖1所示的橋殼管件。

4　前蓋系數(shù)Km、后蓋系數(shù)Kn的確定

4.1預(yù)成形管坯方案設(shè)計(jì)

在第一次液壓脹形管坯的基礎(chǔ)上,改變第二次液壓脹形管坯中間截面前蓋半徑Rm、后蓋半徑Rn的數(shù)值,可得到不同的預(yù)成形管坯。設(shè)定Rm取164.5，162.0，160.0，155.0，150.0 mm 5個(gè)數(shù)值,Rn取164.5，170.0，172.5，175 ，177.5 ，180 mm 6個(gè)數(shù)值,共得到30組不同尺寸的預(yù)成形管坯，其中包括回轉(zhuǎn)體狀的基準(zhǔn)預(yù)成形管坯。4.2預(yù)成形過(guò)程有限元模擬

4.2.1第一次液壓脹形

使用有限元分析軟件ABAQUS進(jìn)行管坯縮徑、液壓脹形、壓制成形過(guò)程的模擬,鑒于管件的結(jié)構(gòu)前后、左右對(duì)稱(chēng),可采用四分之一管坯和模具型腔進(jìn)行模擬仿真。第一次液壓脹形的有限元模型如圖5所示,使用Solid45單元對(duì)管坯進(jìn)行網(wǎng)格劃分，建立剛-柔接觸，通過(guò)在管坯內(nèi)部施加壓力載荷，在模具上施加位移來(lái)模擬管坯的脹形過(guò)程。第一次液壓脹形后管坯脹形區(qū)直徑為260 mm、壁厚為6.1 mm,如圖6所示。

圖5　第一次液壓脹形有限元模型

圖6　第一次液壓脹形后模擬管坯

4.2.2第二次液壓脹形

將第一次液壓脹形管坯重新導(dǎo)入ABAQUS中并賦予原來(lái)的屬性(相當(dāng)于去應(yīng)力處理)進(jìn)行第二次液壓脹形,得到的管坯如圖7所示。針對(duì)30組不同的第二次液壓脹形管坯,分析成形情況。

圖7　第二次液壓脹形后模擬管坯

(1)前蓋半徑Rm對(duì)成形性的影響。隨著Rm數(shù)值的減小,其與基準(zhǔn)半徑R0的差值增大,第二次脹形時(shí)前蓋半徑處的脹形系數(shù)減小,容易失穩(wěn)起皺。當(dāng)Rm等于150.0 mm時(shí),脹形過(guò)程中前蓋半徑附近由于軸向補(bǔ)料過(guò)多，失穩(wěn)起皺，無(wú)法通過(guò)合模后的增壓校形消除，形成了“死皺”，如圖8所示。進(jìn)一步的模擬結(jié)果表明,當(dāng)Rm小于155.0 mm時(shí)，脹形過(guò)程中容易失穩(wěn)起皺。由此確定Rm的范圍選取在155.0～164.5 mm,相應(yīng)的前蓋系數(shù)Km為0.94～1.00。

圖8　脹形失穩(wěn)起皺

(2)后蓋半徑Rn對(duì)成形性的影響。隨著Rn的增大,后蓋半徑處的管坯壁厚減薄率增大,壁厚減薄率達(dá)到臨界值時(shí)將導(dǎo)致管坯脹裂。通過(guò)測(cè)量剩余24組(去掉Rm=150 mm的6組樣件)第二次液壓脹形管坯后蓋半徑處的最小壁厚,計(jì)算出壁厚減薄率η，如表1所示。

表1　管坯后蓋半徑處的壁厚減薄率η　%

文獻(xiàn)[9]給出了管坯脹形時(shí)脹裂判據(jù):脹裂時(shí)管坯壁厚方向的應(yīng)變(近似等于減薄率)等于材料的均勻延伸率δ。鑒于初始管坯存在一定的壁厚偏差,而且經(jīng)過(guò)了第一次液壓脹形，第二次脹形時(shí)的壁厚臨界減薄率ηc按下式近似確定:

ηc=0.8δ

(3)

對(duì)于Q345B管材,延伸率δ=21%,臨界減薄率ηc=16.80%。由表1可知,對(duì)應(yīng)Rn=180.0 mm的4組第二次液壓脹形管坯,后蓋半徑處的壁厚減薄率均大于臨界減薄率，由此確定后蓋半徑Rn的尺寸范圍為164.5～177.5 mm,相應(yīng)的后蓋系數(shù)Kn為1.00～1.08。

4.3壓制成形

保留Rm取值164.5 ,162.0 ,160.0,155.0 mm，Rn取值164.5,170.0,172.5,175.0,177.5 mm時(shí)的20組第二次液壓脹形管坯，進(jìn)行第三、第四次縮徑，得到20組不同的預(yù)成形管坯，如圖9所示。

圖9　預(yù)成形管坯

預(yù)成形管坯經(jīng)過(guò)退火處理后,按照上文中給定的加載方式進(jìn)行壓制成形模擬。圖10所示為壓制成形時(shí)的有限元模型,前模、后模對(duì)向壓制過(guò)程中,管坯內(nèi)充液壓力為5 MPa，壓制結(jié)束后增壓至45 MPa進(jìn)行管坯校形。壓制后得到橋殼樣件如圖11所示。

圖10　壓制有限元模型

圖11　橋殼樣件

對(duì)得到的20組壓制橋殼樣件進(jìn)行成形性分析,選取中間橫截面，分別測(cè)量后蓋半徑處的壁厚，計(jì)算最大壁厚減薄率；測(cè)量橫截面上橋梁前側(cè)、后側(cè)過(guò)渡圓角R1、R2的半徑。

4.3.1壁厚減薄率

壓制過(guò)程中,橋殼后蓋半徑處是壁厚最小也是最易脹裂的危險(xiǎn)區(qū)域。20組壓制橋殼模擬樣件后蓋半徑處的壁厚減薄率如表2所示。

表2　橋殼樣件后蓋最高點(diǎn)壁厚減薄率η　%

由表2中的數(shù)據(jù)可知,后蓋半徑Rn的大小對(duì)壁厚減薄率有顯著影響,隨著Rn的增大,壁厚減薄率逐漸減小;前蓋半徑Rm的大小對(duì)后蓋的壁厚減薄率影響不大。

依據(jù)式(3)給定的脹裂的近似判據(jù)可知:Rn=164.5 mm的4組壓制成形樣件,后蓋半徑處的壁厚減薄率均大于臨界減薄率,成形時(shí)可能脹裂。由此進(jìn)一步確定Rn的選取范圍為170.0～177.5 mm,相應(yīng)的后蓋系數(shù)Kn為1.03～1.08。

4.3.2橋梁過(guò)渡圓角半徑

橋梁處的過(guò)渡圓角大小要合適,過(guò)渡圓角過(guò)小導(dǎo)致壓制后的殘余應(yīng)力過(guò)大影響使用壽命，前側(cè)圓角過(guò)大將導(dǎo)致切割附加前蓋后剩余的平面過(guò)小，無(wú)法焊接加強(qiáng)圈,后側(cè)的過(guò)渡圓角過(guò)大則影響輪廓美觀。圖12為橋殼樣件最大橫截面示意圖，分別測(cè)量剩余16組壓制橋殼模擬樣件，中間橫截面橋梁前側(cè)、后側(cè)過(guò)渡圓角半徑，結(jié)果如表3、表4所示。

圖12　橋殼樣件最大橫截面

mm

表4　橋梁后側(cè)過(guò)渡圓角半徑R2　mm

由表3可知,橋梁前側(cè)過(guò)渡圓角半徑R1隨著前蓋半徑Rm的減小而增大,后蓋半徑Rn對(duì)R1的影響不顯著。由表4可知，前蓋半徑Rm不變時(shí),過(guò)渡圓角半徑R2隨后蓋半徑Rn的增大而逐漸減小;半徑Rn不變時(shí),圓角半徑R2隨前蓋半徑Rm的減小而逐漸增大。

結(jié)合載重5 t卡車(chē)橋殼結(jié)構(gòu)的要求,確定前蓋半徑Rm范圍為155.0～162.0 mm,后蓋半徑Rn范圍為172.5～177.5 mm，橋梁前后側(cè)的過(guò)渡圓角符合要求。相應(yīng)地確定前蓋系數(shù)、后蓋系數(shù)的范圍分別為0.94～0.98,1.05～1.08。

5　脹壓成形實(shí)驗(yàn)

針對(duì)模擬的載重5 t卡車(chē)脹壓成形橋殼,選取兩種規(guī)格預(yù)成形管坯，按照有限元模擬中相同的工藝進(jìn)行脹壓成形實(shí)驗(yàn)。第一種為基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體狀預(yù)成形管坯，中間截面基準(zhǔn)半徑R0=164.5 mm；第二種為非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯,中間截面基準(zhǔn)半徑R0=164.5 mm,前蓋半徑Rm=162.0mm，后蓋半徑Rn=175.0mm。

預(yù)成形管坯壓制成形實(shí)驗(yàn)中,采用的加載路徑為：管坯定位后，上下模對(duì)向壓制到位，其中上模壓制位移為45 mm，下模壓制位移為55 mm；管坯充液至5 MPa,前后模對(duì)向壓制直到兩側(cè)平面間距達(dá)到110 mm為止,壓制過(guò)程中保持內(nèi)壓5～6 MPa;壓制結(jié)束后增壓至45 MPa進(jìn)行管坯校形。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,第一種回轉(zhuǎn)體狀基準(zhǔn)預(yù)成形管坯在最后壓制成形階段，后蓋處產(chǎn)生垂直于管坯軸線的裂紋，如圖13所示。在有限元模擬中，對(duì)應(yīng)后蓋最高點(diǎn)，預(yù)成形管坯的壁厚為5.53 mm,壓制成形后的壁厚為4.57 mm,壁厚減薄率為17.36%,超過(guò)了臨界減薄率16.80%。

圖13　第一種預(yù)成形管坯壓制成形樣件

(a)主視圖

(b)側(cè)視圖圖14　第二種預(yù)成形管坯壓制成形樣件

第二種非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯,壓制成形后的樣件成形狀況好,后蓋部分未脹裂,如圖14所示,橋梁前側(cè)的過(guò)渡圓角半徑為12.5 mm,橋梁后側(cè)的過(guò)渡圓角半徑為19 mm,與模擬值基本吻合。在通過(guò)前后蓋最高點(diǎn)的縱向截面上，以中心線為起點(diǎn)沿軸向每隔20 mm利用超聲波測(cè)厚儀測(cè)量管坯前后蓋側(cè)的壁厚，測(cè)量值如圖15所示，圖中亦給出了有限元模擬的仿真值。由圖15可知：脹壓成形橋殼的壁厚由中心向端部逐漸增大,符合使用性能的要求；實(shí)驗(yàn)值與有限元模擬值基本吻合，其中后蓋最高點(diǎn)處壁厚的實(shí)驗(yàn)值為4.85 mm,較仿真值4.67 mm大3.85%，而前蓋最高點(diǎn)壁厚的實(shí)驗(yàn)值為5.49 mm，較模擬值5.34 mm大2.81%。

(a)后蓋側(cè)沿軸向壁厚分布

(b)前蓋側(cè)沿軸向壁厚分布圖15　橋殼樣件前后蓋側(cè)的壁厚分布

6　結(jié)論

(1)提出中型卡車(chē)脹壓成形橋殼預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則：首先按照管坯截面長(zhǎng)度與帶有附加前蓋的橋殼管件對(duì)應(yīng)部分截面長(zhǎng)度不變的條件，確定基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體；然后修正基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體橋包部分的尺寸,減小前蓋曲率半徑、增大后蓋曲率半徑，得到非對(duì)稱(chēng)狀的預(yù)成形管坯。

(2)針對(duì)載重5 t中型卡車(chē)橋殼，設(shè)計(jì)前蓋半徑、后蓋半徑不同的預(yù)成形管坯，使用ABAQUS軟件模擬整個(gè)成形過(guò)程。通過(guò)管坯液壓脹形過(guò)程和壓制成形過(guò)程的成形性分析，最后確定前蓋系數(shù)Km的范圍為0.94～0.98,后蓋系數(shù)Kn的范圍為1.05～1.08。

(3)在有限元模擬的基礎(chǔ)上，選取基準(zhǔn)回轉(zhuǎn)體及前蓋半徑為162.0 mm、后蓋半徑為175.0 mm的非對(duì)稱(chēng)預(yù)成形管坯，分別進(jìn)行脹壓成形實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明:前者在壓制成形階段,后蓋處產(chǎn)生垂直于軸線方向的裂紋；后者成功試制出樣件，成形狀況好，而且測(cè)得的成形過(guò)程中的壁厚值與模擬值基本吻合。

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(編輯盧湘帆)

Preforming Tube’s Design and Deformation Analyses of Medium-sized Truck Bulging-pressing Axle Housing

Wang LiandongPang MengZhou LifengCui Yaping

Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004

This paper proposed the preforming tube’s design criteria of medium-sized truck bulging-pressing axle housing based on the deformation analyses of round tube blank pressed into special section.For a truck axle housing with the load of 5 t,the bulging-pressing deformation technology was introduced and 30 groups of preforming tubes with different front cover ratius and different rear cover ratius were designed.And the whole forming process was simulated by using ABAQUS software.Through the formability analyses of preforming tube’s bulging and pressing processes,the front cover scaling factorKmand the rear cover scaling factorKnwere determined.The reference body of revolution and a typical non-symmetrical preforming tube were selected for bulging-pressing tests.It is found that the former’s rear cover is cracked in the forming process and the later successfully trial produces sample with good forming,and the measured values generally align with the simulated values of wall thickness in the forming process.

automobile housing;bulging-pressing deformation;preforming tube;design criteria;finite element simulation

2014-08-25

河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2012203022)

TG316< class="emphasis_italic">DOI

：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.12.021

王連東，男，1967年生。燕山大學(xué)車(chē)輛與能源學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。主要研究方向?yàn)橐簤好浶喂に嚒＋@省部級(jí)科技進(jìn)步一等獎(jiǎng)1項(xiàng)、二等獎(jiǎng)1項(xiàng)。發(fā)表論文60余篇。龐蒙,女,1988年生。燕山大學(xué)車(chē)輛與能源學(xué)院碩士研究生。周立鳳，女,1987年生。燕山大學(xué)車(chē)輛與能源學(xué)院碩士研究生。崔亞平，女，1978年生。燕山大學(xué)車(chē)輛與能源學(xué)院實(shí)驗(yàn)師。