，，

(哈爾濱工業(yè)大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001)

預彎對鋁合金管材內高壓成形缺陷與尺寸精度的影響

蔡洋，王小松，苑世劍

(哈爾濱工業(yè)大學材料科學與工程學院，哈爾濱150001)

鋁合金異形截面管件是實現(xiàn)汽車結構輕量化的有效途徑之一，其成形工藝是先將鋁合金管材經(jīng)過數(shù)控彎曲獲得軸線形狀，然后進行內高壓成形。彎曲產(chǎn)生的回彈、截面畸變及起皺等缺陷會影響后續(xù)內高壓成形的質量。本工作通過建立管材塑性彎曲的理論模型和材料模型，計算任意彎曲角度的卸載回彈量，在彎曲過程考慮回彈量補償，有效避免了內高壓成形時的咬邊缺陷。通過改善芯軸條件，使用帶有一個芯球的芯軸，使截面不圓度由7.55%降低至1.43%，避免了彎曲件在內高壓成形時發(fā)生破裂。同時對彎曲產(chǎn)生皺紋的管件進行內高壓成形，證實了內高壓成形過程不能夠消除管件在彎曲過程形成的起皺。通過工藝實驗研制出6063鋁合金異形截面管件，獲得了無缺陷的成形件。對47個內高壓成形件進行尺寸精度測量，最大尺寸偏差為1.08mm(1.63%)，尺寸和精度符合設計要求。

CNC彎曲；內高壓成形；回彈；截面畸變；起皺

汽車零部件多為空心結構件，截面及軸線形狀復雜，相對于傳統(tǒng)的焊接工藝，內高壓成形能夠有效地實現(xiàn)部分零件的整合，減少焊縫，零件的可靠性得到大幅提高[1]。而鋁合金質量輕、比強度高，適用于汽車車身、輪轂和副車架等汽車結構件[2]。應用內高壓成形技術和鋁合金管材成形的副車架，通過材料輕量化和結構輕量化2種途徑使汽車質量有效減輕，這種成形工藝已成為汽車節(jié)能減排的重要途徑之一[3-5]。而在內高壓成形之前，通常需要通過CNC彎管技術使其預成形為具有空間彎曲軸線的基本形狀，再整體成形出具有復雜截面和空心結構的副車架[6]。應用這種技術，寶馬5系使用了第一款內高壓鋁合金底盤件[1]，奧迪A2和A8使用6014鋁合金管制備了車身上的變截面頂蓋橫梁，使構件質量顯著減輕近40%[7]，文獻[8]中使用6063鋁合金管制備了汽車副車架，使其質量顯著減輕。

管材在CNC彎曲過程會產(chǎn)生回彈、截面畸變以及內側受壓失穩(wěn)起皺、外側受拉開裂等缺陷[9]，對于多道次大角度數(shù)控彎曲，回彈會嚴重影響管件的成形精度，在隨后的內高壓成形過程中會產(chǎn)生咬邊缺陷[10]，所以通常需要在CNC彎曲時進行適當角度的補償。為了得到管材在CNC彎曲時合適的回彈量，Liao等[11]采用了各向同性、動態(tài)各向同性和各向異性3種硬化模型進行多級繞彎時的回彈分析，發(fā)現(xiàn)模型的選擇對多級繞彎回彈起著重要的作用，其中動態(tài)各向同性硬化模型預測回彈與實驗值較接近，最大相差為1.11%。Li等[12]通過數(shù)值模擬及實驗研究了6061-T4鋁合金管材冷彎時的回彈角、回彈半徑與彎角的影響；證實了回彈角隨著彎角增加而線性增加，回彈半徑隨著彎角增加在0°～90°時線性減小，在90°～180°隨著彎角增加基本不發(fā)生變化；并利用各向異性硬化模型對回彈角進行了預測，其預測值略高于實驗值，最大相差1.67%。在CNC彎曲時，截面畸變也是比較容易出現(xiàn)的典型缺陷。在多步成形中，截面畸變直接影響后續(xù)成形的預制坯形狀，從而影響最終件的成形質量。寇永樂等[13]針對CNC彎曲中截面畸變的影響因素進行了研究，指出增加芯頭個數(shù)和芯棒伸出量、壓塊無潤滑有利于減小彎管的截面畸變。CNC彎曲中另一個典型的缺陷是起皺，不僅影響其成形性能，而且影響美觀，所以在CNC彎曲時要盡量避免。Chen等[14]通過Dynaform數(shù)值模擬和實驗研究了φ20mm×2mm的5A02鋁合金管起皺的影響因素，指出管與模具間隙盡量小(小于0.2mm)，助推速度不小于彎曲模的線速度，有利于減緩起皺，另外壓模助推位移越小，相對彎曲半徑越大，彎曲速度越小，起皺趨勢就越小。

本研究中鋁合金內高壓成形件的成形工藝為CNC彎曲后進行內高壓成形，其中CNC彎曲作為預彎對鋁合金管件內高壓成形起著至關重要的作用。本工作主要針對回彈、截面畸變和起皺3種彎管缺陷，研究預彎對鋁合金管內高壓成形的影響。

1 實驗材料與方法

1.1材料力學性能測試

本工作中成形件使用的材料是6063-T4鋁合金管材，外徑為78mm，壁厚為4mm。管材力學性能在管材脹形性能測試系統(tǒng)上獲得。測試過程中自由脹形區(qū)的幾何輪廓為橢球形[15]，只需要記錄脹形壓力和脹形高度，結合力的平衡方程，模型中尺寸變形的幾何關系以及應力-應變的增量方程，即可獲得管材的等效應力-應變曲線。脹形實驗中令管材長徑比為1.5，得到應力-應變曲線如圖1所示，材料的屈服強度為61MPa，抗拉強度為170MPa，加工硬化指數(shù)為0.26，強度系數(shù)為310MPa。

圖1 6063-T4管材應力-應變曲線Fig.1 Stress-strain curve of 6063-T4 tube

1.2試件及成形工藝

鋁合金管件首先需要進行CNC預彎，使其具有基本的空間彎曲軸線，可以放入內高壓成形模具的型腔中，再進行內高壓成形，成形至最終形狀。預彎使用YLM-CNC101MSRSM-8A控制臂彎管機，預彎件形狀如圖2(a)所示，預彎件參數(shù)如表1所示，芯球與管內壁、防皺板與管外壁及內高壓成形時模具型腔與管外壁均用航空潤滑油進行潤滑處理。內高壓成形后管件形狀如圖2(b)所示。彎曲模具設計為3層，分別與彎管中的3個彎角對應。剛性芯軸外徑為69.00mm，使用一個芯球，其外徑為68.40mm；聚氨酯芯軸外徑為69.00mm。內高壓成形在哈工大自主研發(fā)的20MN內高壓成形機上進行。

2 回彈的影響

當管材預彎未加以回彈補償時，內高壓成形模具合模時在管件一側出現(xiàn)了咬邊缺陷，如圖3所示，若不解決咬邊問題，會使模具邊緣啃傷，需要對彎角進行回彈補償。為了獲得任意角度彎角的回彈值，建立管材塑性彎曲的理論模型和材料的冪指數(shù)模型，結合力矩平衡方程和全應變理論，推導任意彎角的回彈理論值。

2.1管材彎曲回彈理論分析

管材彎曲受力及回彈示意圖如圖4所示。通過夾模、導模及彎曲模的作用對管材產(chǎn)生彎矩M使之發(fā)生彎轉形成彎角，管材彎曲時外側減薄內側增厚。定義管材3個方向的應力分別是：切向應力σθ，環(huán)向應力σφ，厚向應力σt。此彎曲模型基于以下假設：(1)管材彎曲過程為純彎曲，不發(fā)生截面的扁化；(2)彎曲過程應力中性層與應變中性層重合；(3)管材直徑不變，即環(huán)向應變εφ=0；(4)假設管材為薄壁，即厚向應力σt=0。

圖2 預彎件(a)及內高壓成形管件(b)Fig.2 Pre-formed part(a) and hydroformed part(b)

StraightsegmentLength/mmBendingangle/(°)Bendingradius/mmDihedralangleAngle/(°)1179.29211.65352.024180.37A=55.3160B=71.2170C=47.0160α&β98.2β&γ86.2

圖3 6063鋁合金預彎件出現(xiàn)的咬邊缺陷Fig.3 Defects on the pre-formed part of 6063 aluminum alloy

圖4 管材彎曲受力及回彈示意圖Fig.4 Schematic diagrams of tube bending and springback

設中性層曲率半徑為ρ，彎曲角度為α，卸載回彈后曲率半徑為ρ0，彎角為α0，與中性層距離為y，則切應變εθ為

(1)

其中y=rsinβ,β為截面上與中性層夾角。

設R為管材外徑，r為管材內徑，t為管材壁厚，根據(jù)力矩平衡，管材所受彎矩的大小等于切應力產(chǎn)生的力矩之和

(2)

若k為材料的強度系數(shù)，n為硬化指數(shù)，材料的應力-應變表達式為

(3)

全量理論下，應力-應變關系為：

(4)

(5)

由式(4)及基本表達式可得到等效應力和等效應變的簡化形式

(6)

(7)

通過式(3)，(6)和(7)可得到

(8)

將式(1)和(8)帶入式(2)，可得到

(9)

管材卸載回彈后，中性層長度不變的情況下，ρα=ρ0α0，卸載前總應變、卸載后彈性應變和塑性應變分別為：

(10)

(11)

(12)

根據(jù)式(10)～(12)可得到管材回彈前后中性層曲率半徑關系表達式：

(13)

回彈角大小為

(14)

2.2管材彎曲回彈實驗研究

為了研究管材塑性彎曲回彈規(guī)律，使用6063鋁合金管材，在彎管機上進行了不同彎角的實驗，同一角度的彎角實驗重復3次，彎曲半徑R=160mm，彎角分別為10°，30°，50°，70°和90°。通過數(shù)顯角度測量儀測量卸載后實際角度，從而計算回彈量，實驗結果如表2所示。

表2 不同彎角管件回彈實驗值Table 2 Springback angles in accordance with different bending angles

根據(jù)方程(9)和(14)即可計算出任意彎曲角度對應的回彈角。當彎曲半徑為160mm，將在0°～90°范圍內彎角回彈角的理論值與實驗值做對比，如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在10°～90°彎角范圍內，該理論值在10°彎角時理論值與實驗角相差0.07°，理論值高于實驗值；在50°彎角時基本重合；在70°彎角時相差0.12°，在90°彎角時相差0.14°，理論值低于實驗值。故該理論模型與材料模型在該范圍內對回彈的預測誤差在±0.7%之內。

圖5 理論計算與實驗中彎管回彈角和彎角的關系Fig.5 Relationships between springback angle and bending angle in theoretical calculation and experiment

2.3回彈補償后管件形狀

鋁合金管件的3個彎角參數(shù)如表3所示，應用理論計算得到其相應的回彈補償量，如表3所示。分別將55.3°，71.2°和47°的彎角按照理論計算值分別補償1.09°，1.40°和0.93°，修正為56.4°，72.6°和47.9°，測量補償后的預彎件3個彎角的實際角度分別為55.3°，71.1°和47.1°。將預彎件在內高壓成形模具中合模，成功地避免了咬邊缺陷，再進行內高壓成形，可以順利整形至最終形狀，鋁合金內高壓成形件如圖6所示，試件形狀符合要求。

表3 管材彎曲角的回彈補償量Table 3 Compensation value of CNC bending tube

圖6 鋁合金內高壓成形件Fig.6 Aluminum hydroformed part

3 截面畸變的影響

管材在彎曲時，在彎矩的作用下，中性層外側受到拉應力，內側受到壓應力，二者的合力使管件法向直徑減小，橫向直徑增大，管件截面由圓形變?yōu)榻茩E圓，即發(fā)生畸變。在管徑、彎曲半徑及潤滑條件不變的情況下，通過不帶芯頭的聚氨酯芯棒和帶有一個芯頭的剛性芯棒分別進行CNC彎曲，得到了2種具有不同不圓度的截面，如圖7所示。其中聚氨酯芯棒的好處是可以使管件內部避免劃痕，但得到的彎管截面不圓度較大；帶有一個芯頭的剛性芯棒的好處是得到的彎管截面不圓度較小，但與管件內部發(fā)生硬接觸，容易在彎曲過程產(chǎn)生內部劃痕。

圖7 彎管截面(a)使用聚氨酯芯棒;(b)使用帶有一個芯頭的剛性芯棒Fig.7 Cross section of bending tube(a)polyurethane mandrel;(b)rigid mandrel with a core head

使用游標卡尺對其橫向直徑和法向直徑進行測量，得到在聚氨酯芯棒條件下CNC彎曲的管件截面不圓度為7.55%，而在帶有一個芯球的剛性芯棒條件下CNC彎曲的管件截面不圓度為1.43%。說明CNC彎曲時使用帶有一個芯球的剛性芯棒相對于聚氨酯芯棒得到的管件截面畸變較小。

將2種管件進行內高壓成形，不圓度為7.55%的截面周長為241.5mm，脹形至最終形狀時理論膨脹量為3.91%，實際增壓至13MPa時發(fā)生破裂，如圖8所示。而不圓度為1.43%的截面周長為246.5mm，脹形至最終形狀時理論計算的膨脹量為1.92%，實際增壓至48MPa的過程中未破裂。

圖8 不圓度為7.55%的管件發(fā)生破裂的圖片(p=13MPa)Fig.8 Photograph showing the burst of tube with unroundness of 7.55% (p=13MPa)

4 起皺的影響

當管徑較大，彎曲半徑較小時，管壁內側所受的切向壓應力大大增加，管壁內側極易發(fā)生起皺失穩(wěn)。在不改變彎曲模具和彎曲速度的情況下，模具間隙不合理會導致起皺的產(chǎn)生。如圖9所示，在預彎件的第三個彎角內側出現(xiàn)了起皺，皺紋的相鄰波峰之間的平均距離為12.20mm，表面峰谷的平均高度為1.32mm，如圖9(a)所示。

圖9 管件起皺現(xiàn)象(a)CNC彎管；(b)內高壓成形件Fig.9 Wrinkling occurred in bending tube(a)CNC bending tube;(b)hydroformed part

將帶有皺紋的預彎件進行內高壓成形，此處截面膨脹量為1.92%，成形后管件如圖9(b)所示，內高壓成形并沒有使管件的皺紋脹平，此時皺紋的相鄰波峰之間的平均距離為12.24mm，表面峰谷的平均高度為0.64mm。由此可知，此時的內高壓成形并沒有消除預彎產(chǎn)生的皺紋，但在脹形的過程中管件不斷貼模，使起皺表面的峰谷的高度降低，使皺紋減輕。

為了使內高壓成形件避免出現(xiàn)起皺，需要在預彎過程及時避免。在不改變彎曲模具和彎曲速度的情況下，調整防皺板的位置，使防皺板與管件更加貼合，增加彎管內側的壓應力，從而抑制了起皺的發(fā)生。將無皺的預彎件進行內高壓成形，最終獲得的內高壓成形件如圖6所示。

5 鋁合金內高壓成形件尺寸分析

在實際生產(chǎn)中，鋁合金管件截面上對應的每個尺寸都是一個隨機變量，服從于正態(tài)分布N(μ，σ2)?！?σ”準則通常用于實際生產(chǎn)中對粗大誤差的剔除，認為數(shù)據(jù)落在[μ-3σ，μ+3σ]之外的數(shù)據(jù)為粗大誤差，發(fā)生概率為0.3%，應當剔除。

對本實驗中成形的鋁合金管件選取3個典型截面進行尺寸測量，分別是凸起處截面A-A、直線段截面B-B和彎管段截面C-C，如圖2(b)所示。其中每個截面測量2個尺寸，取40個樣本成形件。

截面A-A尺寸數(shù)據(jù)如表4所示。依據(jù)數(shù)據(jù)制成柱狀圖，并擬合出正態(tài)分布曲線，如圖10所示?？梢?，截面A-A的尺寸數(shù)據(jù)都落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內，說明數(shù)據(jù)有效。計算出截面A-A各尺寸相對于設計值的最大偏差：WA-A的最大偏差為0.50mm(0.56%)，HA-A的最大偏差為0.66mm(0.99%)，HA-A尺寸偏差較大是由于內高壓成形時為了防止局部膨脹率過大而破裂，墊了一層聚氨酯墊片，截面A-A滿足尺寸精度要求。由正態(tài)分布曲線可以得到，在[μ-σ，μ+σ],[μ-2σ，μ+2σ]及[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內數(shù)據(jù)分布的概率，可見WA-A,HA-A落在[μ-σ，μ+σ]區(qū)間內的概率分別為75%和60%，落在[μ-2σ，μ+2σ]區(qū)間內的概率為100%和97.5%，落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內的概率均為100%。

表4 截面A-A尺寸偏差樣本(mm)Table 4 Size deviation of section A-A(mm)

圖10 截面A-A尺寸概率分布圖 (a)WA-A;(b)HA-AFig.10 Probability distributions of section A-A size (a)WA-A;(b)HA-A

截面B-B尺寸數(shù)據(jù)如表5所示。依據(jù)數(shù)據(jù)制成柱狀圖，并擬合出正態(tài)分布曲線，如圖11所示。可見，截面B-B的尺寸數(shù)據(jù)都落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內，說明數(shù)據(jù)有效。計算出截面B-B各尺寸相對于設計值的最大偏差：WB-B的最大偏差為0.42mm(0.55%)，HB-B的最大偏差為0.52mm(0.65%)。截面B-B滿足尺寸精度要求。由正態(tài)分布曲線可以得到，在[μ-σ，μ+σ],[μ-2σ，μ+2σ]及[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內數(shù)據(jù)分布的概率，可見Wb,Hb落在[μ-σ，μ+σ]區(qū)間內的概率分別為62.5%和77.5%，落在[μ-2σ，μ+2σ]區(qū)間內的概率均為92.5%和100%，落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內的概率均為100%。

截面C-C尺寸數(shù)據(jù)如表6所示。依據(jù)數(shù)據(jù)制成柱狀圖，并擬合出正態(tài)分布曲線，如圖12所示。可見，截面C-C的尺寸數(shù)據(jù)都落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內，說明數(shù)據(jù)有效。計算出截面C-C各尺寸相對于設計值的最大偏差：WC-C的最大偏差為0.76mm(0.97%)，HC-C的最大偏差為0.42mm(0.53%)，截面C-C滿足尺寸精度要求。由正態(tài)分布曲線可以得到，在[μ-σ，μ+σ],[μ-2σ，μ+2σ]及[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內數(shù)據(jù)分布的概率，可見WC-C,HC-C落在[μ-σ，μ+σ]區(qū)間內的概率分別為65%和72.5%，落在[μ-2σ，μ+2σ]區(qū)間內的概率為97.5%和95%，落在[μ-3σ，μ+3σ]區(qū)間內的概率均為100%。

表5 截面B-B尺寸樣本(mm)Table 5 Size deviation of section B-B(mm)

圖11 邊梁截面B-B尺寸概率分布圖 (a)WB-B;(b)HB-BFig.11 Probability distributions of section B-B size (a)WB-B;(b)HB-B

WC-CHC-C-0.76-0.62-0.56-0.42-0.42-0.34-0.28-0.20-0.72-0.62-0.54-0.40-0.40-0.32-0.28-0.20-0.72-0.62-0.52-0.40-0.40-0.32-0.28-0.20-0.70-0.62-0.52-0.38-0.38-0.30-0.28-0.18-0.70-0.60-0.52-0.38-0.36-0.30-0.28-0.16-0.68-0.60-0.50-0.36-0.36-0.30-0.26-0.14-0.66-0.58-0.50-0.34-0.36-0.30-0.24-0.14-0.66-0.58-0.48-0.30-0.36-0.30-0.24-0.14-0.64-0.58-0.42-0.28-0.34-0.28-0.24-0.10-0.62-0.56-0.42-0.24-0.34-0.28-0.22-0.08

6 結論

(1)針對管材CNC彎曲時產(chǎn)生的回彈，分析了回彈對內高壓成形的影響。并通過建立管材塑性彎曲的理論模型和材料的冪指數(shù)模型，通過結合力矩平衡方程和全量應變理論，給出了6063鋁合金管材任意彎曲角度的回彈理論值。將回彈理論值補償?shù)蕉嗖紺NC彎管過程，成功地避免了預彎件內高壓成形過程中的咬邊缺陷。

(2)針對管材CNC彎曲出現(xiàn)的截面畸變， 分析了截面畸變對內高壓成形的影響。不圓度為7.55%的截面，彎管在加壓至13MPa發(fā)生破裂；而不圓度為1.43%的截面，彎管順利打壓至最終壓力48MPa。說明在管件預彎時，選擇有利條件如改變芯棒條件，使截面不圓度降低，有利于內高壓成形的順利進行。

圖12 邊梁截面C-C尺寸概率分布圖 (a)WC-C;(b)HC-CFig.12 Probability distributions of section C-C size (a)WC-C;(b)HC-C

(3)針對管材CNC彎曲出現(xiàn)的皺紋，分析了皺紋對內高壓成形的影響。在膨脹量為1.92%的情況下，內高壓成形并沒有使相鄰皺峰的距離產(chǎn)生變化，但使皺紋的高度降低，即內高壓成形不能消除皺紋，但卻可以減輕皺紋。在預彎時選擇有利條件如調整防皺板與管件的間隙，可以避免起皺，得到外觀及性能均較好的成形件。

(4)對40個內高壓成形件樣本3個典型截面的尺寸進行了正態(tài)分布擬合，利用“3σ”準則證明了數(shù)據(jù)的有效性。計算了凸起處截面A-A的實際尺寸相對于設計值的最大偏差為0.66mm(0.99%)，直線段截面B-B的實際尺寸的最大偏差為0.52mm(0.65%)，彎曲段截面C-C的實際尺寸的最大偏差0.76mm(0.97%)。偏差均小于1%，故滿足尺寸精度要求。

[1] AHMETOGLU M, ALTAN T. Tube hydroforming: state-of-the-art and future trends [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 98(1): 25-33.

[2] YANG J, JEON B, OH S I. The tube bending technology of a hydroforming process for an automotive part [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 111(1): 175-181.

[3] YUAN S J, HAN C, WANG X S. Hydroforming of automotive structural components with rectangular-sections [J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2006, 46(11): 1201-1206.

[4] 苑世劍, 劉鋼, 韓聰. 通過預成形降低內高壓成形壓力的機理分析[J]. 航空材料學報, 2006, 26(4): 46-50.

YUAN S J, LIU G, HAN C. Mechanism analysis on reducing pressure of tube hydroforming through preform [J]. Journal of Aeronautical Materials, 2006, 26(4): 46-50.

[5] 王鑫, 余心宏. Y 型三通管內高壓成形機理及補料比的影響研究[J]. 材料工程, 2013(1): 35-37.

WANG X, YU X H. Hydroforming mechanism of Y-shaped tube and influence of axial feed ratio on forming [J]. Journal of Materials Engineering, 2013(1):35-37.

[6] DOHMANN F, HAETL C. Tube hydroforming-research and practical application [J]. Journal of Materials Processing Technology, 1997, 71(1): 174-186.

[7] MILLER W S, ZHUANG L, BOTTEMA J, et al. Recent development in aluminum alloys for the automotive industry [J]. Materials Science and Engineering: A, 2000, 280(1): 37-49.

[8] KIM H Y, LIM H T, KIM H J, et al. The effect of prebending on the formability in the tube hydroforming process of an aluminum rear subframe [J]. Metals and Materials International, 2007, 13(2): 87-92.

[9] LI H, YANG H. A study on multi-defect constrained bendability of thin-walled tube NC bending under different clearance [J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2011, 24(1): 102-112.

[10] 張偉瑋, 韓聰, 謝文才, 等. 管材彎曲回彈對內高壓成形的影響及補償方法[J]. 哈爾濱工業(yè)大學學報, 2014, 46(7): 36-39.

ZHANG W W, HAN C, XIE W C. et al. The effect of springback of CNC bending on hydroformed subframe and compensation methods [J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2014, 46(7): 36-39.

[11] LIAO J, XUE X, BARLAT F, et al. Material modelling and springback analysis for multi-stage rotary draw bending of thin-walled tube using homogeneous anisotropic hardening model [J]. Procedia Engineering, 2014, 81(2): 1228-1233.

[12] LI H, YANG H, TIAN Y L, et al. Geometry-dependent springback behaviors of thin-walled tube upon cold bending [J]. Science China Technological Sciences, 2012, 55(12): 3469-3482.

[13] 寇永樂, 楊合, 詹梅, 等. 薄壁管數(shù)控彎曲截面畸變的實驗研究[J]. 塑性工程學報, 2008, 14(5): 26-31.

KOU Y L, YANG H, ZHAN M, et al. Experimental study on cross section distortion of thin-walled tube during CNC bending [J]. Journal of Plasticity Engineering, 2008, 14(5):26-31.

[14] CHEN J, DAXIN E, ZHANG J. Effects of process parameters on wrinkling of thin-walled circular tube under rotary draw bending [J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, 68(5): 1505-1516.

[15] HE Z, YUAN S, LIN Y, et al. Analytical model for tube hydro-bulging test, part I: models for stress components and bulging zone profile [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2014, 87: 297-306.

[16] HE Z, YUAN S, LIN Y, et al. Analytical model for tube hydro-bulging tests, part II: linear model for pole thickness and its application [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2014, 87: 307-315.

(本文責編：齊書涵)

EffectsofPre-bendingonDefectandDimensionalPrecisioninHydroformingofAluminumAlloyTube

CAIYang,WANGXiao-song,YUANShi-jian

(SchoolofMaterialsScienceandEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,China)

Hydroformed aluminum hollow components with various sections have been widely used in the field of automotive lightweight engineering. The main manufacturing process of the component is that the tube is pre-formed by CNC bending, and then hydro-formed into the desired shape. The springback, cross section distortion and wrinkling defects caused by bending will affect subsequent hydro-forming process. Theoretical model of tube plastic bending and model of material were established, and the theoretical springback value of any bending angle was obtained by the combination of equilibrium equation and total strain theory, the undercut defect was avoided effectively during hydroforming. The cross section un-roundness was decreased from 7.55% to 1.43% by the improvement of the core shaft, and the fracture of bend tube during hydroforming can be significantly avoided. The wrinkle defects formed in tube bending cannot be eliminated by hydroforming. The 6063 aluminum components with various sections were developed by the technology experiment, and the parts without any defects were obtained. The dimensional precision of 47 hydroformed components were measured, and the maximum dimensional deviation is 1.08mm (1.63%), and the dimensional precision meets the requirements.

CNC bending;hydroforming;springback;cross section distortion;wrinkling

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000931

TG394

： A

： 1001-4381(2017)09-0108-08

長江學者和創(chuàng)新團隊發(fā)展計劃資助基金項目(IRT1229)

2015-07-28;

：2017-01-12

王小松(1977-)，男，副教授，博士生導師，主要從事塑性成形理論與塑性加工工藝研究,聯(lián)系地址：黑龍江省哈爾濱市西大直街92號哈爾濱工業(yè)大學材料樓435信箱(150090),E-mail:hitxswang@hit.edu.cn