汽车后桥壳液压成形工艺的有限元分析和设计外文翻译资料

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汽车后桥壳液压成形工艺的有限元分析和设计

雷丽萍, Jeong Kim, Beom-Soo Kang*

ERC / NDSM，釜山国立大学，釜山609-735，韩国

接收2000年1月27日；录用 2000年3月30日

摘要

一个有限元程序，液压成型-3D，为了内高压成形过程的分析和设计，通过修改和增加了一些子程序以前刚塑性有限元程序得到了开发，然后应用到汽车后桥壳的液压成形工艺。 这篇论文包括程序开发的理论背景。通过数值模拟，提出一种可以满足实际要求的最佳工艺，展示了数值模拟的效率。两种类型的液压成形模具是通过数值模拟分析的。滑动式模具有的屈曲可能性的缺点，而固定式模具有可能导致破裂故障。最终产品的厚度分布不仅受模具类型的影响，同时也受到加载路径的影响。后桥壳数值模拟预测中潜在的故障点与实验结果是一致的，第一种和第二种液压成型工艺的最大轴向压缩力值也和实验数据一致。为了制造一个健全无故障的汽车后桥壳，最好是使用滑动式模具，关键是它还可以保持一个合适的液压水平。copy;Elsevier科学有限公司2000年出版。

关键词：后桥壳；液压成型工艺；有限单元法

1. 引言

在汽车行业，管状液压成形加工用来制造各种各样的结构部件获得越来越多的认可。相对于传统的成型工艺，液压成型工艺具有使原料成本，刀具成本和重量显著减少，提高结构的稳定性和完整性，为许多汽车车身和底盘应用提高强度和刚度的潜力[1-6]。

成功的管状液压成形需要内压和轴向进料在管端部适当的组合。如果压力过大却没有足够的轴向进给会导致管的爆裂，如果轴向进料过大却没有足够的内压会导致管的弯曲。通过试验和错误来发现最佳成型条件是非常耗时和昂贵的。有限元模拟研究管内高压成形提供了关于成形过程的宝贵资料。模拟结果可用于优化成形参数例如内部压力和轴向进给，并有助于消除所涉及的试错法的猜测。

汽车后桥壳液压成形过程在这项研究中使用刚性塑料模型有限元方法进行了分析。由于大的总长度和后桥壳较大塑性膨胀变形，因此很难设计出合适的方法来制造健全的液压成形加工品。工艺参数和工艺在金属变形流动布局上的影响被讨论，并与实验数据进行比较。然后一个最佳工艺布局被提出，它用数值模拟去符合实际要求，显示出数值模拟的效率。

1. 理论背景

在这项研究中采用的是刚塑性有限元法，因为它对于形成过程的数值模拟是有效的算法。该数值方法的总体描述可以在早期出版物中找到[7-16]。

刚-塑性材料模型的功能的第一顺序变化，基于极值原理和非压缩性惩罚函数，可以写成；

其中，和K分别是偏应力张量，应变率张量，表面牵引，速度张量，以及罚常数大的正值。式（1）是用于有限元离散的基本方程，并且可以通过利用离散化的过程转化为非线性代数方程。这里，工件对于三维变形离散为八个节点的六面体单元。

在这种方法中，沿模具工件界面摩擦的两个条件用于工业液压成形加工操作的平滑表达式。沿模具工件界面存在中性点，这里材料相对于模具的变形速度为零。为避免摩擦应力在中性点的不连续性，这里采用Chen和小林[10]提出了一种速度相关的摩擦应力。表达为:

其中，式（2.1）的f是恒定摩擦条件下的摩擦应力，式（2.2）的F是对于库仑摩擦力条件的节点摩擦力。这里，是模具与工件之间的相对速度，a是一个值为小常数，m为摩擦系数，k是恒定摩擦条件下的剪切屈服应力，q是对于库仑摩擦条件的标准节点力。然后摩擦术语可以被添加到式（1）

其中，表示相对速度，如果在四节点元件表面上三个或四个节点与模具表面接触，元件表面被视为模具工件界面，因此摩擦力需要计算。

1. 后桥壳的液压成形加工方法的一般性说明

3.1. 后桥壳的各个制造工序的比较

三个基本的制造方法，浇注工艺、冲压焊接工艺和液压成形工艺，用来生产汽车后桥壳在表1中进行了比较。

表1

汽车后桥壳不同制造工艺的比较

由冲压焊接工艺制造的后桥壳包括图1（a）所示的上下壳体、圆顶和垫。上下壳体、圆顶和垫是用从长板切下来的坯件制作的，这种长板在市面上可以买到，并且它是沿着必要弯曲和修整后的路线焊接过的。相比于传统的成形工艺，液压成型工艺可以只是从一个单一的管状毛坯不需要焊接就形成一个后桥壳，这导致结构的完整性并且缩短开发时间。概略形状示于图1（b）。

图1. 比较冲压焊接产品和液压成形产品。

3.2. 液压成型工艺压模的特点

液压成形工艺中两种典型的模具型号，固定式模具和滑动式模具，可以将其展开如图2。固定式模具在过程的开始之前是合拢的，并且插头并入在管状坯料的端部，在这个过程中，管壁通过轴向移动插头移位到膨胀区。摩擦力的发生是因为管壁和模具的内表面之间的相对运动。当接触面积变大，由于内压力的作用将产生一个高的接触摩檫力。因此，在管端部没有有效地作用在部件上的轴向压缩力将被扩展，管就容易破裂。

如果在过程开始时，模具在间隙处是打开的，如图.2（b）所示，管的一端与滑动式模具同时移动，然后在管壁与模具的内表面之间就没有相对运动。这种类型的模具被称为滑动式模具。即使接触部分的长度较大，摩擦力较低，并且有效作用于部件的轴向压缩力被扩展。因此，这种滑动式模具具有在管的端部和模之间没有摩擦的优点，从而最大限度地减少了爆破失效的可能性。相比于封闭的模具，滑动式模具的缺点是在过程中有更大的屈曲危险。

图2.（a）固定式模具和（b）滑动式模具的示意图。

1. 液压成形工艺的后桥壳的数值模拟

4.1. 实验过程的描述

对于后桥壳的液压成形工艺实验调试的详细描述可以在参考文献[1]和[2]中找到。因为早期变形的形状对于控制最终的厚度分布和组件质量是非常重要的，塌陷过程中，在液压成形工序之前就减小了直管状毛坯两端的直径。在塌陷过程中，所形成的管坯的两端直径从89.1毫米减少到60毫米，如图3所示。

图3. 初始坯料管和塌陷形成管坯的几何参数的示意图。

由于较大的塑性变形，它很难形成后桥壳，而且只使用一个液压成形过程容易爆裂。图4所示的两个液压成形过程应用于塌陷形成的管状坯料构成汽车后桥壳。由于汽车桥壳的整体长度较大，在这两个液压成形加工过程采用滑动式模具避免高摩擦力，滑动式模具之间的间隙为120毫米。

在模拟过程中，假定库仑摩擦条件，摩擦系数是0.03。由于对称性，图中的四分之一被建模作为数值分析的控制体积。

图4. 一个后桥壳液压成形工艺的的示意图。（a）第一液压操作；（b）第二液压操作。

4.2. 对于第一个液压操作的数值模拟结果

如图4所示，在第一液压操作的开始，上部滑动式成型模1和控制模4通过模夹紧缸上升，同时轴向压缩汽缸和密封缸，所安排的串联，被收回，和塌陷形成的管放置在较低的滑动式成型模具1rsquo;上面。然后上部滑动式成型模和用于第一液压成形加工操作的控制模具由模夹压降低，同时，端密封塞5由密封缸移动到中心线以上部分示出的位置。

在仿真过程中，图5给出了塌陷成型的管状毛坯的液压压力和用于第一液压成形操作的轴向位移的关系。初始液压压力大约为30.8兆帕，随着滑动式模具轴向位移的增加，液压压力缓慢增加，到最大值35.8兆帕。图6给出了轴向压缩力和第一液压操作的轴向位移的关系。随着轴向位移的发展，轴向压缩力增大。由模拟预测的最大轴向力约为980 KN，比实验数据1400 KN[1,2]稍低。这可能是由于在模拟中使用了均匀摩擦系数的假设。图7描述了对于第一液压操作不同的轴向位移下不同的变形形状。图8展示出对于第一液压操作，数值模拟预测的变形形状和实验的试件是相仿的。

图5. 第一液压操作液压压力和的轴向位移的关系。

图6. 第一液压操作轴向压缩力和轴向位移的关系。

图7. 对于第一液压操作工件在不同轴向位移下的变形形状。

（a）0.0毫米；（b）35毫米；（c）45毫米。

图8. 第一液压操作最后的实际形状和的模拟结果的比较。

（a）实际形状；（b）模拟形状。

4.3. 第二液压操作的数值模拟结果

第二液压操作的模具结构除了控制模具4与第一液压操作相同。在第一液压操作之后，退火形成的管被安置在中心线上的部分，步骤和第一液压操作相同，如图4（b）所示。第二液压操作当中，当滑动式模具关闭，大部分管壁已经贴在模具的内表面上，现在就不会有任何爆裂失效的危险了，即使施加临界内压[3]。为了实现膨胀管壁与模具内表面之间的良好接触，管中的液压压力持续增加。

第二液压操作分析应用中不同加载路径下液压压力和轴向位移的关系曲线在图9中给出，表示为方案1和方案2。在成型操作的开始，方案1的液压压力为45.9兆帕，方案2为35.8兆帕。在成型操作结束时，方案1和方案2的最大压力分别为53.3兆帕和36.5兆帕。

方案1数值模拟预测的坯件沿轴向最终变形的不同横截面形状如图10所示。沿着轴向的截面形状不是圆形的，并且从中心点到外周的距离在形成管中不同。方案1高压下数值模拟预测的整个变形产品如图11（b）所示。对于较低压力的方案2，起皱失效发生在如图12（b）所示的工件上，由于过大的轴向位移和低压力。第二液压操作的这两种方案下最终变形形状与实验的形状的比较分别见于图11和图12。从最后的形状比较可以看出，模拟结果和实验结果非常符合。

图9. 第二液压操作液压压力和轴向位移的关系

图10. 最终产品沿轴向不同横截面的形状

图11. 第二液压操作最终真实形状和模拟结果的比较 (a)真实形状；(b) 模拟形状。

图12. 第二液压操作屈曲真实形状和模拟结果的比较 (a)真实形状；(b) 模拟形状。

图13显示了第二液压操作最终形状塑性应变的分布。图14所示的最终形状的厚度分布和塑性应变分布相似。变细的最大值3.3mm，换句话说，有可能爆裂的位置，数值模拟预测的是位于图10 A-A截面的上下通道部分，这与实验部位一致，如图15所示。第二液压操作中两个试验方案轴向压缩力和轴向位移的曲线如图16所示。对于方案1，在管的端部，压缩力达到最大值4150KN，这和实验数据4000KN是接近的。对于方案2，开始轴向压缩力比方案1高，但是在操作的结尾轴向压缩力比方案1低。对于方案2，可能是由于开始轴向变形的快速增加和在操作的结尾应用较低的液压压力。

通过分析，模拟结果在和实验结果的比较中得到合理的证实。因为在液压成型之前需要三次塌陷过程，试验过程中制造后桥壳的时间和成本就会增加很多。有了数值模拟的帮助，提出一个未经塌陷操作的最佳工艺，使生产更具成本效益。

图13. 第二液压操作塑性应变的分布

图14. 第二液压操作厚度的分布

图15. 后桥壳实验易发生爆裂区的示意图

图16. 第二液压操作轴向压缩力和轴向位移的关系曲线

1. 后桥壳优化的液压成型工艺

优化工艺使用的管状坯料的直径从以前工艺塌陷成形管端部的60mm增加到70mm，原始厚度仍为4.5mm。在这个优化工艺中不再需要塌陷过程，直管坯料是直接通过两个液压操作变形的。优化的液压工艺中使用的模具和工件的概要试验过程如图17所示。对于第一液压操作，数值模拟使用的液压压力和轴向位移的关系中，最初的液压压力是33.0兆帕，最后为41.0兆帕，如图18所示。在模拟过程中，两种类型的模具，滑动式模具和固定式模具，在两种液压操作下得到了分析和比较。

在第一液压操作中，同样的加载路径下，应用在滑动式模具管端部的轴向压缩力比固定式模具上的更大，如图19所示，因为要额外增加力来使滑动式模具轴向移动。

对于第二液压操作，控制模具是被移除的。图20展示了第二液压操作两种加载路径下液压压力控制和轴向位移的关系。路径1的初始液压压力为49.8兆帕，路径2的为40.1兆帕，路径1路径2的最终液压压力分别增加到65.9兆帕和43.0兆帕。通过数值模拟分析的四种不同方案列于表2中。

不同方案下轴向压缩力和轴向位移的关系曲线如图21。对于第二液压操作在同样的路径下，滑动式模具的轴向压缩力也比固定式模具的大，正如在前面的讨论。对于相同类型的模具，高压方案3和方案4的轴向压缩力分别大于低压方案5和方案6。

正如前面提到的，滑动式模具的缺点是在操作过程中屈曲失效的可能性高。对于方案5，它的液压压力较低并且轴向位移发展快，屈曲失效发生如图22（b）所示。但对于方案3，液压压力较高时，可以形成一个良好的最终产品。另一方面，固定式模具的缺点是有可能爆裂失效，这已经通

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