羅建國 李 攀

華北科技學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，廊坊，065201

0 引言

驅(qū)動(dòng)橋殼是一種大尺寸的復(fù)雜金屬管類零件， 被用作驅(qū)動(dòng)橋傳動(dòng)系統(tǒng)的支撐體，為傳動(dòng)系統(tǒng)的正常運(yùn)轉(zhuǎn)提供保證[1],因此，驅(qū)動(dòng)橋殼是車輛底盤驅(qū)動(dòng)橋總成的關(guān)鍵承力零件。另外，在卡車驅(qū)動(dòng)橋的諸多組合結(jié)構(gòu)中，驅(qū)動(dòng)橋殼的質(zhì)量最大、形狀也最復(fù)雜，這些特點(diǎn)致使該類零件的生產(chǎn)制造具有較大的難度[2-3]。目前,車橋制造行業(yè)生產(chǎn)大中型的車輛驅(qū)動(dòng)橋殼時(shí)，主要采用鑄造或沖壓焊接的生產(chǎn)工藝。鑄造橋殼雖然強(qiáng)度和剛度較大，但鑄造工藝不易控制且能量和材料消耗較多；而沖壓焊接橋殼的質(zhì)量雖有所減輕，但沖壓焊接工藝流程多，產(chǎn)品在長(zhǎng)期使用后會(huì)出現(xiàn)漏油和局部斷裂等缺陷[4-5]。為滿足當(dāng)前車輛制造在強(qiáng)度、輕量化和成本控制等方面的強(qiáng)烈需求，驅(qū)動(dòng)橋殼體的整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)運(yùn)而生，而開發(fā)與之配套的新型成形技術(shù)則是實(shí)現(xiàn)汽車輕量化和保證其安全使用性的重要手段，因此，整體式驅(qū)動(dòng)橋殼體成形工藝的開發(fā)亦逐漸成為車輛制造行業(yè)競(jìng)相研究的熱點(diǎn)[6-8]。

國內(nèi)外關(guān)于整體式驅(qū)動(dòng)橋殼體成形技術(shù)的研究主要集中于以無縫鋼管為原料的中部擴(kuò)脹成形方面,目前雖已提出了較多的成形方法，但尚未形成一種成熟的整體式驅(qū)動(dòng)橋殼體成形工藝，而在厚壁管的驅(qū)動(dòng)橋殼體成形方面，機(jī)械擴(kuò)脹成形技術(shù)已成為研究重點(diǎn)[9-10]。20世紀(jì)80年代，美國和法國率先采用機(jī)械擴(kuò)脹技術(shù)進(jìn)行了汽車驅(qū)動(dòng)橋殼體的脹形成形[11]。國內(nèi)在上世紀(jì)末引入法國的機(jī)械熱擴(kuò)脹成形工藝后，國內(nèi)學(xué)者以熱脹形技術(shù)為基礎(chǔ)展開了相關(guān)研究[12]，機(jī)械擴(kuò)脹技術(shù)才得以迅速發(fā)展。趙宇峰[13]對(duì)有芯脹形和無芯脹形的成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對(duì)比了預(yù)制孔的形狀尺寸因素對(duì)管坯成形性的影響。韓英淳等[14]總結(jié)出預(yù)制孔與凸模形狀的匹配問題，基于軸向進(jìn)給量和整形特征，提出了過脹反整形的校形方法并討論了脹形系數(shù)對(duì)橋包成形質(zhì)量的影響。但是，國內(nèi)對(duì)驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械熱擴(kuò)脹成形技術(shù)的研究多處于理論研究和數(shù)值模擬階段，且缺乏足夠的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

本文結(jié)合中型卡車驅(qū)動(dòng)橋殼體的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出一種在帶有軸向輔助推力的條件下，使用無縫鋼管并采用機(jī)械擴(kuò)脹成形技術(shù)成形驅(qū)動(dòng)橋殼體的新型成形工藝。研究過程中推導(dǎo)了該工藝下管坯極限擴(kuò)脹成形系數(shù)的解析式，研究了成形過程各方向上力參量的匹配關(guān)系對(duì)擴(kuò)脹成形系數(shù)的影響規(guī)律。以某中型卡車驅(qū)動(dòng)橋殼體為研究對(duì)象，通過數(shù)值模擬結(jié)合工藝實(shí)驗(yàn)，對(duì)所提出的成形工藝進(jìn)行了分析和驗(yàn)證。

1 驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械擴(kuò)脹成形工藝

以截面為方形的無縫鋼管為工件坯料，利用本文所提出的成形工藝制造驅(qū)動(dòng)橋殼,詳細(xì)的工藝流程如圖1所示。主要步驟為：①開預(yù)制孔(在管坯中部相互平行的兩個(gè)側(cè)面切割具有一定形狀和尺寸要求的預(yù)制通孔)；②尖劈預(yù)成形(利用一定形狀的尖劈漸進(jìn)穿過兩個(gè)預(yù)制孔，使預(yù)制孔在垂直于鋼管軸向方向上的尺寸變大，從而形成可以容納擴(kuò)脹芯的空間)；③徑向機(jī)械脹形(利用制動(dòng)尖劈驅(qū)使兩個(gè)背對(duì)的擴(kuò)脹芯在垂直軸線的半徑方向上做反向運(yùn)動(dòng)，從而將預(yù)制孔擴(kuò)脹至琵琶包的最大徑向尺寸,徑向脹形的同時(shí)，需要在鋼管軸線方向上對(duì)橋殼體兩個(gè)端面施加等值反向的輔助推力)；④軸向整形(利用整形芯模消除琵琶包外壁和脹形凹模內(nèi)壁之間的縫隙，完成橋殼體的成形)。

圖1 驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械脹形主要工藝流程圖Fig.1 Main process flow chart of mechanical bulging for drive axle housing

2 無縫鋼管機(jī)械擴(kuò)脹成形系數(shù)研究

管坯極限擴(kuò)脹成形系數(shù)，表征了無縫鋼管的脹形區(qū)域在相應(yīng)的加載工況和外部環(huán)境下所能被脹大的極限程度，定義為K=dmax/d0,其中dmax表示脹形后擴(kuò)脹區(qū)的徑向尺寸，d0表示脹形前擴(kuò)脹區(qū)的徑向尺寸。如果擴(kuò)脹成形系數(shù)過大，使擴(kuò)脹區(qū)的變形超過了管坯材料所允許的脹形極限，則橋殼的脹形區(qū)域就會(huì)發(fā)生破裂，因此，管坯極限擴(kuò)脹成形系數(shù)對(duì)于確定驅(qū)動(dòng)橋殼在擴(kuò)脹芯從內(nèi)向外擴(kuò)脹方式下的成形規(guī)程十分重要。針對(duì)壁厚較大的管坯，鋼管中部需加熱至高于材料的再結(jié)晶溫度才能進(jìn)行擴(kuò)脹，文獻(xiàn)[10]中表明了金屬管材在高于金屬再結(jié)晶溫度條件下的極限脹形比不得超過2.5。對(duì)于壁厚或脹形程度不大的橋殼體，選擇常溫下或?qū)A(yù)制孔的管段加熱至低于材料再結(jié)晶溫度即可滿足擴(kuò)脹的要求。另外，加熱溫度在低于金屬再結(jié)晶溫度下，擴(kuò)脹區(qū)金屬質(zhì)點(diǎn)之間抻拉效應(yīng)較大，變形過程中壁厚變化受壓應(yīng)力的影響較小，壁厚的變化趨勢(shì)更加符合橋包在工作狀態(tài)下的受力分布。而關(guān)于管坯在低于材料再結(jié)晶溫度條件下進(jìn)行機(jī)械擴(kuò)脹的極限成形系數(shù)的確定，國內(nèi)外學(xué)者尚未有明確的研究成果。本文提出的工藝，加熱區(qū)溫度低于金屬再結(jié)晶溫度且?guī)в休S向輔助推力，該工藝決定了極限脹形系數(shù)應(yīng)在特定范圍取值。

在鋼管中間部位變形區(qū)的內(nèi)壁上截取單元體作為研究對(duì)象。由于管坯中部被預(yù)制孔隔斷，中部的質(zhì)點(diǎn)在垂直脹形面方向的應(yīng)力可忽略不計(jì)，此時(shí)單元體所受的應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力σθ和徑向應(yīng)力σp，可近似看作平面應(yīng)力狀態(tài)。多數(shù)工程常用金屬在低于其再結(jié)晶溫度時(shí)會(huì)發(fā)生大變形，都會(huì)產(chǎn)生加工硬化,管坯進(jìn)行徑向擴(kuò)脹時(shí)，材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可用冪指數(shù)形式表達(dá)如下：

σs=BEn

(1)

式中，σs為材料的屈服應(yīng)力;E為對(duì)數(shù)應(yīng)變;B為強(qiáng)度系數(shù)；n為硬化指數(shù)。

根據(jù)拋物線型真實(shí)σ-ε曲線的經(jīng)驗(yàn)方程可得到強(qiáng)度系數(shù)B和硬化指數(shù)n，即

于是有

(2)式中，δu為金屬材料的拉伸率;Yb、Eb分別為應(yīng)變曲線上失穩(wěn)點(diǎn)的等效應(yīng)力和對(duì)數(shù)應(yīng)變;σb為材料的抗拉強(qiáng)度。

假設(shè)塑性變形過程中體積不變，令ξ=ερ/εθ，其中，ερ為質(zhì)點(diǎn)徑向的正應(yīng)變;εθ為質(zhì)點(diǎn)環(huán)向的正應(yīng)變。導(dǎo)入等效應(yīng)變方程，可得到如下表達(dá)式：

(3)

式中,Eθ為質(zhì)點(diǎn)環(huán)向的對(duì)數(shù)應(yīng)變。

設(shè)脹形后橋殼琵琶包的外徑為Dt，脹形前的外徑為Dt-1，對(duì)于最大脹形部位的質(zhì)點(diǎn)有Eθ=ln(Dt/Dt-1)。假定在徑向機(jī)械脹形時(shí)，橋殼最大脹形處質(zhì)點(diǎn)的塑性應(yīng)變和應(yīng)力偏量成比例，則

可推導(dǎo)得到

(4)

將式(4)代入式(2)，得

即

由于σθ≤Yb，則極限脹形系數(shù)K可表示為

(5)

3 機(jī)械擴(kuò)脹成形中力的匹配

根據(jù)工藝的成形技術(shù)原則，橋殼體擴(kuò)脹成形發(fā)生于鋼管中部包含預(yù)制孔的管段，而鋼管兩端的直臂段不發(fā)生塑性變形，因此鋼管兩端所受的壓應(yīng)力不得超過常溫下金屬材料的真實(shí)屈服應(yīng)力。若根據(jù)需要，脹形前將脹形區(qū)加熱至低于金屬再結(jié)晶溫度的某一溫度，再加上金屬在變形過程中產(chǎn)生的變形熱，因此不管是否加熱，在成形過程中，管坯中部金屬的溫度總是高于不參與擴(kuò)脹的直臂部分。由于溫度的作用，擴(kuò)脹區(qū)金屬的屈服應(yīng)力比直臂部分金屬的屈服應(yīng)力要小得多。由此可以得出，擴(kuò)脹時(shí)橋殼兩端輔助推力的取值條件，即琵琶包最大脹形部位垂直于軸向的截面上，由輔助推力所產(chǎn)生的壓應(yīng)力的絕對(duì)值不得大于在該溫度下金屬材料的真實(shí)屈服應(yīng)力。

那么，設(shè)輔助推力為Fp，管坯擴(kuò)脹區(qū)在低于金屬再結(jié)晶溫度以下時(shí)，最大脹形處質(zhì)點(diǎn)的最大環(huán)向應(yīng)力σθ可表示為

σθ=Fp/(2S)+σs

(6)

式中，S為最大脹形處單個(gè)橫斷面的面積(在擴(kuò)脹過程中近似不變)。

設(shè)擴(kuò)脹芯模具脹形面的面積為S0，單側(cè)脹形載荷為Fb，則在脹形過程中，徑向應(yīng)力σρ可表示為

σρ=Fb/S0

(7)

在徑向機(jī)械擴(kuò)脹成形過程中，脹形區(qū)各個(gè)質(zhì)點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)是不同的。在成形階段的絕大多數(shù)時(shí)間里，琵琶包最大脹形部位的應(yīng)力和應(yīng)變狀態(tài)約束著擴(kuò)脹變形的極限脹形量。因此，為調(diào)整輔助推力和脹形力，可通過控制最大脹形處質(zhì)點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，從而達(dá)到調(diào)節(jié)極限脹形系數(shù)的目的。圖2和圖3所示分別為在低于金屬再結(jié)晶溫度時(shí)進(jìn)行擴(kuò)脹，σρ/σθ和ερ/εθ變化對(duì)極限擴(kuò)脹成形系數(shù)的影響規(guī)律。由圖2和圖3可以看出，

圖2 σρ/σθ對(duì)極限脹形系數(shù)的影響Fig.2 The influence of σρ/σθ on the limit bulging coefficient

圖3 ερ/εθ對(duì)極限脹形系數(shù)的影響Fig.3 The influence of ερ/εθ on the limit bulging coefficient

在脹形區(qū)金屬未被拉裂的情況下，徑向擴(kuò)脹應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力之比的絕對(duì)值和徑向應(yīng)變與環(huán)向應(yīng)變之比的絕對(duì)值越大，徑向極限擴(kuò)脹成形系數(shù)就越高。

4 驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械擴(kuò)脹成形數(shù)值模擬

本文利用所提出的工藝，對(duì)使用無縫鋼管在常溫下擴(kuò)脹某5 t卡車驅(qū)動(dòng)橋殼體琵琶包的主要成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。該橋殼體的形狀尺寸如圖4所示。

圖4 驅(qū)動(dòng)橋殼體示意圖Fig.4 The diagrammatic sketch of drive axle housing body

有限元模擬中采用橋殼體的1/2模型，如圖5所示。鋼管材料為20Mn2,截面尺寸規(guī)格為100 mm×100 mm×8 mm。預(yù)脹形尖劈下行速率為35 mm/s，擴(kuò)脹芯的徑向運(yùn)動(dòng)速率為14.5 mm/s，模具和管坯的摩擦因數(shù)為0.12。對(duì)流熱交換系數(shù)為0.02 N/(s·mm·K)，坯料與模具間的傳熱系數(shù)為5 W/(m2·K)。

(a)尖劈預(yù)脹形模型

(b)徑向擴(kuò)脹成形模型圖5 驅(qū)動(dòng)橋殼體成形過程有限元模型Fig.5 The finite element model for forming process of drive axle housing body

為了方便對(duì)比，在預(yù)脹形之后，分別對(duì)無軸向輔助推力和有輔助推力的情況進(jìn)行模擬。工藝實(shí)驗(yàn)中，壓力機(jī)能夠分配用來驅(qū)動(dòng)擴(kuò)脹芯的推力為41 t，擴(kuò)脹芯脹形面的面積約為17 966 mm2,最大脹形處單個(gè)截面的面積約為1 001 mm2。若側(cè)向輔助推力為112 t，運(yùn)用所推導(dǎo)的極限擴(kuò)脹成形理論，求得該條件下方管的極限脹形系數(shù)約為1.983，取其90%，則徑向擴(kuò)脹時(shí)的成形系數(shù)為1.785。預(yù)脹形后橋殼體的最大徑向尺寸為170 mm，脹形系數(shù)1.785在理論上滿足一次性成形的要求，故不需要進(jìn)行分道次擴(kuò)脹。

無輔助推力條件下直接進(jìn)行擴(kuò)脹后，橋殼體的應(yīng)力應(yīng)變分布如圖6所示。由圖6可以看出，橋殼變形過程中等效應(yīng)力和等效應(yīng)變?cè)谂每變蓚?cè)與直臂段結(jié)合處發(fā)生彎曲的部位最為集中，該部位在擴(kuò)脹過程中的最大等效應(yīng)力可達(dá)到795 MPa,超過常溫下20Mn2材料的抗拉強(qiáng)度785 MPa，理論上該部位已經(jīng)出現(xiàn)了裂紋。圖7所示為有輔助推力條件下擴(kuò)脹后應(yīng)力和應(yīng)變分布。由圖7可以看出，其最大等效應(yīng)力為758 MPa,小于材料的抗拉強(qiáng)度，理論上未發(fā)生破壞。脹形后，應(yīng)力集中區(qū)的壁厚減薄程度較大，是最容易發(fā)生拉裂的部位。模擬結(jié)果證明在以擴(kuò)脹芯為主導(dǎo)徑向成形的情況下，變形區(qū)受拉應(yīng)力的影響較大，軸向輔助載荷不能改變金屬的流動(dòng)方向，但對(duì)緩解預(yù)制孔兩側(cè)拐角部位應(yīng)力集中和改善產(chǎn)品的成形性具有重要作用。

(a)等效應(yīng)力 (b)等效應(yīng)變圖6 無軸向推力擴(kuò)脹后應(yīng)力和應(yīng)變分布Fig.6 The stress and strain distribution after expansion without axial thrust

(a)等效應(yīng)力 (b)等效應(yīng)變圖7 有軸向推力擴(kuò)脹后應(yīng)力和應(yīng)變分布Fig.7 The stress and strain distribution after expansion with axial thrust

5 驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械擴(kuò)脹成形實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證所提出橋殼體機(jī)械脹形工藝的可行性，選擇合適的無縫鋼管進(jìn)行5 t卡車驅(qū)動(dòng)橋殼體的機(jī)械擴(kuò)脹成形實(shí)驗(yàn)。需強(qiáng)調(diào)的是，在徑向擴(kuò)脹成形實(shí)驗(yàn)中，擴(kuò)脹芯的運(yùn)動(dòng)是在制動(dòng)尖劈的驅(qū)使下進(jìn)行的。擴(kuò)脹芯的后側(cè)帶有凹槽可作為限制制動(dòng)尖劈運(yùn)動(dòng)的導(dǎo)軌，制動(dòng)尖劈下行，驅(qū)動(dòng)兩個(gè)擴(kuò)脹芯反向運(yùn)動(dòng)，從而使得脹形區(qū)發(fā)生形變。實(shí)驗(yàn)在1 000 kN/4 000 kN×2多向液壓機(jī)上進(jìn)行，軸向輔助推力由液壓機(jī)兩側(cè)的油缸提供，實(shí)驗(yàn)工裝設(shè)備如圖8所示。無縫鋼管的材質(zhì)、規(guī)格及成形工況與數(shù)值模擬相同，管坯與模具的接觸區(qū)域涂抹潤(rùn)滑劑以減小摩擦。

(a)尖劈預(yù)脹形工序 (b)徑向擴(kuò)脹成形工序 圖8 驅(qū)動(dòng)橋殼機(jī)械擴(kuò)脹成形實(shí)驗(yàn)過程Fig.8 The process of mechanical bulging forming experiment for drive axle housing body

未施加軸向輔助推力進(jìn)行徑向機(jī)械擴(kuò)脹后，在脹形區(qū)兩側(cè)與直臂段結(jié)合處發(fā)生彎曲的部位產(chǎn)生了破裂,如圖9所示，其結(jié)果與數(shù)值模擬的結(jié)果一致。而通過壓力機(jī)兩側(cè)滑塊對(duì)鋼管兩側(cè)施加軸向輔助載荷進(jìn)行徑向擴(kuò)脹后得到的橋殼體沒有發(fā)生拉裂，琵琶包的徑向部分已完全成形(圖10)。后續(xù)經(jīng)過軸向整形即可完成橋殼體的成形，充分證明了施加軸向輔助載荷對(duì)于防止拉裂缺陷的必要性。

圖9 脹裂的橋殼體及其裂紋Fig.9 The cracked drive axle housing body and its crack

圖10 擴(kuò)脹前的管坯和成形橋殼體(未破裂)Fig.10 The tube material and axle housing body (unbroken)

該驅(qū)動(dòng)橋殼的形狀是對(duì)稱分布的，為了研究脹形區(qū)域的壁厚分布情況，沿著對(duì)稱面截取琵琶包的四分之一部分，對(duì)未破裂的驅(qū)動(dòng)橋殼體樣件上橋包中間截面a-b-c-d路徑的壁厚進(jìn)行實(shí)測(cè)，圖11為中間截面壁厚測(cè)量路徑的示意圖。實(shí)際測(cè)量壁厚的分布規(guī)律如圖12所示。

圖11 中間截面壁厚測(cè)量路徑示意圖Fig.11 Schematicsketch of the middle cross section and the path of measuring wall thickness

圖12 擴(kuò)脹區(qū)實(shí)測(cè)壁厚與數(shù)值模擬壁厚分布對(duì)比Fig.12 The wall thickness distribution comparison of practical experiment and numerical simulation

由圖12可以看出，擴(kuò)脹過程中脹形區(qū)內(nèi)壁受到最大壓應(yīng)力的不斷變化造成了壁厚逐漸減小，從而出現(xiàn)了少許起伏。試樣壁厚最薄位置達(dá)6.92 mm，壁厚減薄率為13.5%，具體體現(xiàn)在圖11中以a點(diǎn)為起始點(diǎn)的a-b-c-d路徑上弧長(zhǎng)大約150 mm處，即P點(diǎn)所處位置。本工藝強(qiáng)調(diào)的是以擴(kuò)脹芯的運(yùn)動(dòng)為主導(dǎo)的脹形過程，擴(kuò)脹芯弧面的頂部與脹形區(qū)內(nèi)壁是貼合的，即琵琶包脹形區(qū)內(nèi)壁的頂部受到擴(kuò)脹芯所施加的壓應(yīng)力作用較大。因此，琵琶包脹形區(qū)的頂部和側(cè)端與直臂段連接的拐角部位是成形過程中應(yīng)力相對(duì)集中的區(qū)域，導(dǎo)致鄰近的金屬趨向于這兩個(gè)部位流動(dòng)，從而使擴(kuò)脹區(qū)其他部位的金屬受到抻拉。隨著脹形進(jìn)程的推進(jìn)，琵琶包兩側(cè)和直臂段結(jié)合部位發(fā)生彎曲的趨勢(shì)持續(xù)增大，彎曲部位內(nèi)的質(zhì)點(diǎn)間會(huì)發(fā)生一定程度的相互擠壓，形成的增厚效應(yīng)令彎曲區(qū)末段的壁厚減薄量較小。脹形區(qū)內(nèi)壁逐步與擴(kuò)脹芯貼合的部位，由于受到壓應(yīng)力作用，故其減薄趨勢(shì)逐漸減??；而脹形區(qū)內(nèi)從未與擴(kuò)脹芯接觸，同時(shí)又在彎曲變形影響之外的部位，受到抻拉的作用最大。由圖12可以看出，脹形區(qū)內(nèi)壁與擴(kuò)脹芯貼合部位的壁厚從頂部向側(cè)端在總體上接近線性遞減，而脫離擴(kuò)脹芯部位壁厚減小的梯度突然增大，壁厚在最薄點(diǎn)外大幅度增大并恢復(fù)至原來的壁厚值。P點(diǎn)位于彎曲區(qū)內(nèi)受彎曲變形增厚效應(yīng)影響范圍的臨界區(qū)域，因此受拉變薄的程度最大。本實(shí)驗(yàn)中，擴(kuò)脹芯單側(cè)弧面長(zhǎng)度為122.5 mm,圖12中顯示琵琶包切割路徑上約150 mm處壁厚減薄程度最大，與前面對(duì)壁厚變化的分析相符。另外，實(shí)測(cè)的壁厚分布規(guī)律與數(shù)值模擬基本吻合。實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了本文所提出的驅(qū)動(dòng)橋殼體機(jī)械擴(kuò)脹成形工藝的可行性以及軸向輔助載荷對(duì)于改善擴(kuò)脹區(qū)受力狀態(tài)、防止拉裂缺陷的重要作用。

6 結(jié)論

(1)本文提出了適用于中型卡車驅(qū)動(dòng)橋殼體的成形工藝，該工藝的核心工序是在徑向機(jī)械擴(kuò)脹的過程中對(duì)無縫鋼管兩端施加軸向載荷。

(2)推導(dǎo)了變形區(qū)在低于材料再結(jié)晶溫度條件下，無縫鋼管坯徑向機(jī)械脹形系數(shù)的表達(dá)式。揭示了在脹形區(qū)金屬未被拉裂的情況下，徑向極限擴(kuò)脹成形系數(shù)隨力的匹配關(guān)系調(diào)整而變化的規(guī)律。給出了徑向脹形時(shí)軸向輔助載荷的取值范圍，即琵琶包最大脹形部位垂直于鋼管軸向的截面，由輔助推力所產(chǎn)生的壓應(yīng)力的絕對(duì)值不得大于在該溫度下金屬材料的真實(shí)屈服應(yīng)力。

(3)在以擴(kuò)脹芯為主導(dǎo)徑向脹形的前提下，軸向輔助推力并不能改變擴(kuò)脹區(qū)金屬的流動(dòng)趨勢(shì)，但能有效地緩解應(yīng)力集中，因此，施加軸向輔助載荷在徑向擴(kuò)脹過程中是防止脹形區(qū)產(chǎn)生拉裂缺陷的必要措施。工藝實(shí)驗(yàn)樣件脹形區(qū)的壁厚分布規(guī)律和數(shù)值模擬基本吻合，驗(yàn)證了所推導(dǎo)脹形理論的正確性和機(jī)械脹形工藝在橋殼體制造領(lǐng)域的可行性。

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