关键参数对薄壁筒形件充液成形的影响规律.pdf

第42卷第12期Vol． 42 No． 12FORGING 无初始反胀时,零件壁厚最大减薄率为5%;当在充液拉深后期继续加大液室压力时,板料底部发生波动,出现二次变形,与此同时,板料最大减薄率增大。从而验证了合适的初始反胀高度和反胀压力可以减小制件壁厚的最大减薄率,液室压力加载路径不同,零件的壁厚分布也不同。关键词:初始反胀;数值模拟;液室压力加载路径;充液成形;波动性DOI: 10． 13330/ j． issn． 1000-3940． 2017． 12． 011中图分类号: TG386． 3 文献标识码: A 文章编号: 1000-3940 (2017) 12-0051-10Influence of key process parameters on thin-wall tube workpiece inhydroforming processLang Lihui, Zhang Quanda, Sun Zhiying, Wang Yao(School of Mechanical Engineering and Automation, Beihang University, Beijing 100191, China)Abstract: In order to research the influence of initial reverse bulging height (IRBH), reverse bulging pressure (IRBP) and cavity pres-sure loading paths on the hydroforming process of sheet, for the stainless steel 321, an analysis of the hydroforming process of sheet metalwas carried out. Firstly, the influences of the IRBH, IRBP and the cavity pressure loading paths on the forming of part were studied bythe method of numerical simulation and based on the hydroforming with initial reverse bulging (IRB). Secondly, the hydroforming proces-ses with and without IRB were discussed. At last, they were confirmed by the experiment. The results show that when the IRBH is3． 75 mm and the IRBP is 2 MPa, the maximum thinning rate of sheet is 4． 803% in the end of hydroforming process which is the smallestvalue in all the results. While the hydroforming process is without IRB, the maximum thinning rate is 5%. However, when the cavitypressure increases continual during the later stage of hydro-mechanical deep drawing, the bottom of sheet metal is fluctuating and there isa double-dip deformation on the sheet metal. At the same time, the maximum thinning rate of sheet increases. Thus, it is verified that themaximum thinning rate of wall thickness decreases effectively adpting appropriate IRBH and IRBP, but when the cavity pressure loadingpath is different, the distribution of wall thickness is different too.Key words: initial reverse bulging; numerical simulation; cavity pressure loading paths; hydroforming; fluctuation收稿日期: 2017 -06 -12;修订日期: 2017 -09 -25基金项目:国家科技重大专项: “高档数控机床与基础制造装备”(2014ZX04002 -071)作者简介:郎利辉(1970 - ),男,博士,教授E-mail: Lang@ buaa． edu． cn通讯作者:张泉达(1986 - ),男,博士研究生E-mail: zhangquandadgu@163． com近几年,随着现代工业技术的发展,充液成形技术作为一种柔性成形工艺方法,与传统工艺相比,具有成形零件尺寸精度高、表面质量好、模具简单等特点,尤其适用于成形复杂形状的零件,因其所具有的独特优势使其在汽车、航空航天等制造领域的应用不断扩展[1 -8]。其中,充液拉深[9 -11]、热态介质充液拉深[12]和液体凸模主动拉深[13 -14]等技术得到了迅速发展。充液成形技术是将液体介质代替刚性凸模或凹模,使板料在柔性介质的压力作用下,贴靠刚性模具并最终成形的过程。充液成形过程中的“流体润滑”与“摩擦保持”效果,提高了板料万方数据的成形极限。徐俊瑞[15]研究了液室压力加载路径对零件壁厚分布与缺陷形式的影响,从反胀压力与压应力平衡角度考虑起皱的形成机理;许诺等[16]研究了液室压力加载曲线、压边间隙、初始反胀压力以及初始反胀高度对充液成形过程的影响规律,通过数值模拟的方法在其他3个因素不变的条件下研究另外一个因素对壁厚分布的影响,从而得到了4个关键参数的最优组合,最终利用试验的方法得到了质量良好的V形件。本文利用有限元方法对薄壁筒形件充液成形过程进行了数值模拟,第1次将充液拉深过程分为3个阶段,研究了关键工艺参数如初始反胀高度和反胀压力对零件的壁厚影响规律,研究了两种液室压力加载路径对充液成形第3阶段的影响规律,第1次从受力分析的角度研究了板料在成形后期的变形机理。最终,通过试验和理论相结合的方法验证了数值模拟的合理性,从而利用实验验证、数值模拟和理论分析全面研究了关键工艺参数对板材充液拉深过程的影响规律。1 板材充液成形工艺带有初始反胀的充液成形原理如图1所示,其工艺过程分为两个阶段。第1阶段(初始反胀):凸模在板料以上一定位置静止不动,液室内充入较小压力的液体,在液体的压力作用下板料向上抬起与凸模接触,这样板料形成初始反胀高度实现聚料,可以有效减小板料在拉深过程的变薄。初始反胀高度过小,聚料效果不明显,抑制减薄不明显;初始反胀高度过大,板料形成两次折弯,弯矩较大,产生的变形也较大,板料在拉深过程中容易发生断裂。第2阶段(充液拉深):凹模中充以液体当作液室,当凸模下行时,通过调整液室压力从而将毛坯紧紧地贴在凸模上,形成“摩擦保持”并使液体在凹模与毛坯板料下表面之间产生流体润滑,减小板料与凹模之间的摩擦,从而可以得到高精度的零件,减少传统拉深时板料局部的缺陷,极大地提高了板料的成形极限(比普通拉深成形极限提高1． 2 ~1． 4倍)[17 -20]。2 工艺分析与方案设计2． 1 坯料尺寸的确定筒形件的高度H为97 mm,外径r外为Φ112 mm,筒底圆角半径r圆为3 mm,壁厚t为0． 5 mm。为此选图1 有初始反胀的充液成形过程Fig． 1 Hydroforming process with initial reverse bulging择壁厚为0． 5 mm的圆形板料。根据体积不变原理有:πr外2 + 2π × H × r外= πR2 (1)近似计算圆形坯料的半径R =185 mm,加上修边余量,最后确定圆形坯料的半径为R =190 mm。2． 2 拉深次数的确定冷冲压拉深系数m为:m = dD (2)式中: D为毛坯直径; d为拉深后的圆筒直径。拉深比为K为:K = 1m = Dd (3)带入数值计算得拉深系数m =0． 58,根据经验可以一步拉深成形。2． 3 实验材料实验材料选为不锈钢321,通过金属室温单向拉伸实验可以获得该材料的基本力学参数,如表1所示。表1 不锈钢321基本力学性能Table 1 Basic mechanical parameters of stainless steel 321参数屈服强度/MPa抗拉强度/MPa厚向异性指数r应变强化系数K应变强化指数n数值240 590 1． 0767 1210． 975 0． 42333 有限元模型的建立利用板材成形专用软件Dynaform,对该充液成形过程进行数值模拟,有限元模型如图2所示。板材坯料采用4节点BT壳单元进行网格划分,凸模、凹模和压边圈都设置为刚性体,采用4节点单元进行网格划分。在成形过程中,参数的设置为:凸模与板料之间的摩擦系数为0． 15,压边圈与板料25锻 压 技 术 第42卷万方数据图2 有限元模型Fig． 2 Finite element model之间的摩擦系数为0． 1,凹模与板料之间的摩擦系数为0． 05;凸、凹模之间有1． 1倍板厚的间隙,凸模与压边圈之间有1． 2倍板厚的间隙。4 数值模拟及参数优化分析4．1 初始反胀高度和反胀压力对充液成形的影响规律为了研究初始反胀对充液成形的影响规律,对反胀高度分别为2． 75, 3． 75和5． 75 mm与初始反胀压力分别为1, 1． 5, 2, 2． 5和3 MPa这两个关键参数的组合进行了数值模拟,组合形式见表2,即当反胀高度分别为2． 75, 3． 75和5． 75 mm时,分别对应着反胀压力为1, 1． 5, 2, 2． 5和3 MPa时的数值模拟。带有初始反胀的充液成形过程如图3所示。表2 反胀高度和反胀压力的组合形式Table 2 Combination of reverse bulging height and pressure初始反胀高度/ mm 2． 75 3． 75 5． 75初始反胀压力/ MPa1 1 11． 5 1． 5 1． 52 2 22． 5 2． 5 2． 53 3 3图3 初始反胀充液成形过程示意图Fig． 3 Schematic diagram of hydroforming process withinitial reverse bulging在充液成形过程中,板料与凸模之间的摩擦保持效应可以有效减小成形后期板料的最大减薄率,为了充分发挥摩擦保持的优势,将液室压力加载曲线分为3个阶段。第1阶段为:凸模不动,板料在很小的液室压力作用下通过反胀贴向凸模,通过反胀量,实现聚料的作用效果;第2阶段为:凸模下行,增大液室压力,此时板料在下面的液体压力作用下包裹凸模,此时液室压力不足以消除板料与凸模之间的相对滑动,凸模圆角处拉应力较大;第3阶段:继续增大液室压力,凸模继续下行,此时板料在足够大的液室压力作用下,紧紧包裹在凸模上,两者之间没有相对滑动,减小了两者之间的摩擦作用以及拉应力,最终板料产生最大的拉深量。 3个液室加载过程如图4所示。图4 液室压力加载曲线Fig． 4 Loading curve of cavity pressure通过对数值模拟数据进行整理得到:当反胀高度分别为2． 75, 3． 75和5． 75 mm,反胀压力分别为1, 1． 5, 2, 2． 5和3 MPa时,制件上的壁厚最大减薄率曲线如图5所示。图5 不同初始反胀高度时制件的最大减薄率曲线Fig． 5 The maximum thinning rate curves of parts withdifferent initial reverse bulging heights从图5可以看出:当反胀高度为2． 75 mm时,反胀压力越大,制件上的最大减薄率越大,最小值35第12期郎利辉等:关键参数对薄壁筒形件充液成形的影响规律 万方数据为4． 095%;当反胀高度为5． 75 mm时,随着反胀压力的变化,制件壁厚的最大减薄率的变化规律不明显,最小值为4． 81%;当反胀高度为3． 75 mm时,制件的壁厚最大减薄率随着反胀压力的增大先减小后增大,最小值为4． 803%,在所有组合的结果中最小。即可以在成形类似结构尺寸的零件时,参考初始反胀高度为3． 73 mm、反胀压力为2 MPa的组合形式。初始反胀高度和反胀压力对制件壁厚分布的影响是与充液过程中板料的受力状态有关的。以初始反胀高度为3． 73 mm、反胀压力为2 MPa时的充液成形为例,板料在充液成形的3个阶段中的壁厚减薄率变化规律如图6所示,同时对应的板料在充液成形过程(3个阶段)中的受力状态如图7所示。图6 充液成形过程中制件壁厚减薄率(a)第1阶段 (b)第2阶段 (c)第3阶段Fig． 6 Wall thinning rates of parts in hydroforming process(a) The first stage (b) The second stage (c) The third stage通过图6可以看出:在充液成形的第1阶段,最大减薄率出现在零件底部;第2阶段,最大减薄率发生在直壁处;第3阶段,最大减薄率发生在凸模圆角处和底部。结合图7可知, 3个阶段中, 3个部位主要受径向拉应力作用,说明径向拉应力在充液成形过程中是影响壁厚减薄率的关键因素。但是,零件的壁厚减薄率没有随着凸模的下行,呈现变化率增大的趋势,这是因为充液成形过程中的“摩擦保持”作用,即充液成形的第3阶段,板料在凸模运动的作用下,不断被拉进凹模,同时在液室压力的作用下,不断地贴合凸模,增大了板料与凸模之间的摩擦,减小了两者之间的拉应力,从而此阶段中制件的壁厚减薄趋势降低。为了充分体现“摩擦保持”作用的优势,对数值模拟结果整理得到:当反胀高度分别为2． 75, 3． 75和5． 75 mm时,反胀压力对充液成形3个阶段的壁厚最大减薄率的影响规律如图8所示。由图8可以知,当反胀高度为2． 75和3． 75 mm时,反胀压力对3个阶段的影响规律是一样的;当反胀高度为5． 75 mm时,随着反胀压力的增大,充液成形的第1阶段和第2阶段的壁厚最大减薄率呈现先增后减的趋势。在3种胀形高度条件下,每种情况中的第2阶段和第3阶段的减薄率差距都小于第1阶段和第2阶段的差值,从而印证了“摩擦保45锻 压 技 术 第42卷万方数据图7 制件的受力分析图(a)第1阶段 (b)第2阶段 (c)第3阶段Fig． 7 Stress analysis of part(a) The first stage (b) The second stage (c) The third stage持”的作用。4． 2 液室压力加载路径对板料成形的影响规律当制件的大部分直壁进入到液室以后,充液成形开始发展到第3阶段,坯料在液体的压力作用下,不断贴合凸模,随着凸模的下行运动逐步成形。此时,液室压力的加载路径不同,坯料的变形形式也会发生变化,结果表现为板料上不同部位的变薄率发生了不同规律的分布和变化。以初始反胀高度为3． 75 mm、反胀压力为2 MPa的充液成形为例,研究了在充液成形过程的第3阶段,液室加载路径对零件成形的影响规律。两种液室压力加载路径,如图9中曲线1和曲线2所示,分别代表液室压力加载路径1和液室压力加载路径2。曲线1和曲线2在前0． 008 s之前的加载路径是一样的: 0 ~ 0． 002 s,液室压力保持2． 5 MPa不变;在0． 002 ~ 0． 005 s,液室压力线性增长到10 MPa; 0． 005 ~0． 0075 s,液室压力保持为10 MPa不变;在0． 0075 ~0． 008 s,液室压力线性增长到30 MPa; 0． 008 s以后,液室压力加载路径1的液室压力值保持恒定值为30 MPa,液室压力加载路径2的液室压力值保持线性增长到60 MPa,两个加载路径的总加载时间同为0． 01 s。两种液室压力加载过程中,通过观察装配模型的剖切面,得到了如图10所示的不同情况下板料变形分布图。在充液成形的最后阶段,如果液室压力保持恒定,则坯料底部与凸模贴合较好,不会发生“鼓包”现象,制件壁厚减薄较小;如果液室压力持续增大,则板料随着液室压力的增大会发生波动,已55第12期郎利辉等:关键参数对薄壁筒形件充液成形的影响规律 万方数据图8 初始反胀在充液成形过程中的作用(a)反胀高度2． 75 mm (b)反胀高度3． 75 mm (c)反胀高度5． 75 mmFig． 8 Effect of initial reverse bulging on hydroforming process(a) Reverse bulging height of 2． 75 mm (b) Reverse bulgingheight of 3． 75 mm (c) Reverse bulging height of 5． 75 mm图9 两种液室压力加载曲线Fig． 9 Two kinds of loading curves for cavity pressure成形的部位会发生与凸模底部“脱离-贴合-再脱离-再贴合”的现象,从而影响壁厚分布。两种液室压力加载路线下的零件壁厚减薄和成形极限如图11和图12所示。由图11可知,液室压力加载路径1时,零件的最大壁厚减薄率为4． 803%,液室压力加载路径2时,零件的最大壁厚减薄率为8． 702%。从图12可以看出,成形结束时,液室压力加载曲线1情况对应的零件底部成形平整,液室压力加载曲线2情况对应的零件底部贴膜性不太好。以上说明液室压力加载路径不同,会影响板料的成形性能,从而影响零件最后的壁厚分布及尺寸精度。为了解释该现象,取底部一微小单元进行平衡受力分析,如图13所示[21]。对该单元体进行受力分析,得到平衡方程:(σρ + dσρ)(ρ + dρ)(t + dt)dθ - σρρtdθ -2σθtdρsin θ2 + 2μpρdθdρ = 0 (4)式中: p为单位面积上的液室压力; t为微小单元厚度; ρ为微小单元曲率半径; σρ为微小单元径向应力; σθ为微小单元切向应力; σt为微小单元厚向应力; dθ为微小单元夹角; μ为摩擦系数。65锻 压 技 术 第42卷万方数据图10 第3阶段的板料变形分布(a)液室压力加载曲线1 (b)液室压力加载曲线2Fig． 10 Deformation distribution of sheet metal in the third stage(a) Loading curve 1 of cavity pressure (b) Loading curve 2 of cavity pressure图11 壁厚减薄图(a)液室压力加载曲线1 (b)液室压力加载曲线2Fig． 11 Wall thickness thinning diagrams(a) Loading curve 1 of cavity pressure (b) Loading curve 2 of cavity pressure化简并略去高阶无穷小项,得到公式(5):d(σρt)dρ +t σρ - σθ( )ρ + 2μp = 0 (5)对式(5)展开得公式(6):t dσρdρ + σρ dtdρ + t(σρ - σθ)ρ + 2μp = 0 (6)取板料厚度t = 0． 5 mm,凸模半径ρ = 56 mm,得dtdρ≈ 0,从而式(6)简化为公式(7):dσρdρ +σρ - σθ( )ρ +2μpt = 0 (7)对式(7)进行转换得公式(8)和公式(9):2μpt = -dσρdρ +σρ - σθρæèöø (8)2μpt +σρ - σθρ = -dσρdρ (9)从式(8)可知,当液室压力保持不变时,即p为常数时,公式左边恒定,沿着筒形件半径方向,越是靠近圆心处, dσρdρ越小,即径向拉应力越是靠近圆心处,变化率越小,坯料受力较弱,不容易发生二次变形。从式(9)可知,当液室压力增大时,75第12期郎利辉等:关键参数对薄壁筒形件充液成形的影响规律 万方数据图12 成形极限图(a)液室压力加载曲线1 (b)液室压力加载曲线2Fig． 12 Forming limit diagrams(a) Loading curve 1 of cavity pressure (b) Loading curve 2 of cavity pressure图13 微元体平衡受力分析Fig． 13 Equilibrium stress analysis of infinitesimal body越是靠近圆心处,公式左边越是有上升趋势,从而知道等式右边也是呈上升趋势,即越是靠近底部圆心处, dσρdρ越大,即径向拉应力越是靠近圆心处,变化率越大,坯料受力比较强,容易发生二次变形。即图10中呈现出来的,随着液室压力的增大,越是靠近底部中心处,坯料发生的二次变形越大,变形越不稳定。4． 3 两种充液成形方法的结果比较在所有工艺参数都相同的前提下,比较了没有初始反胀的充液成形过程与初始反胀高度为3． 75 mm、反胀压力为2 MPa的充液成形过程,得到最后制件的成形极限图,如图14所示,壁厚最大减薄率图,如图15所示。从图14和图15可以看出,两种充液成形方法得到的制件表面质量都比较好,壁厚分布均匀。由初始反胀的充液成形方法得到的制件最大减薄率要小一些,说明了初始反胀在充液成形中确实有一定的优势,可以降低壁厚的最大减薄率,提高成形极限。5 实验结果分析选用反胀压力为3． 75 MPa、反胀高度为2 mm的充液成形方案,得到的实验件如图16所示。所得制件表面光滑、平整,质量良好,成形部分没有起皱现象。为了研究成形制件的壁厚分布情况,将实验件上沿测量路径的测量点的减薄率与数值模拟结果进行了对比。由于板料厚度为0． 5 mm,属于薄板,成形结束时如果用线切割将零件切开,零件剖切面会因为热效应而发生变形,影响测量的精度。因此,利用超声测厚仪对没有进行线切割的零件沿着图17中所示的路径进行测量,测量结果与数值模拟结果如图17所示。由图17可知,数值模拟结果曲线与实验结果曲线吻合度较高,只是在底部一点处有偏差。从总体上可以说明数值模拟结果的准确性以及工艺参数的合理性。6 结论(1)带有初始反胀的充液成形能够进一步减小零件壁厚的最大减薄率,相对于普通的充液成形,可以提高板料的成形极限。(2)在初始反胀高度分别为2． 75, 3． 75和5． 75mm,反胀压力分别为1, 1． 5, 2, 2． 5和3 MPa的85锻 压 技 术 第42卷万方数据图14 两种充液成形过程的成形极限图(a)液室压力加载曲线1 (b)液室压力加载曲线2Fig． 14 Forming limit diagrams of two binds of hydroforming processes(a) Loading curve 1 of cavity pressure (b) Loading curve 2 of cavity pressure图15 两种充液成形过程的壁厚分布图(a)液室压力加载曲线1 (b)液室压力加载曲线2Fig． 15 Wall thickness distribution of two kinds of hydroforming processes(a) Loading curve 1 of cavity pressure (b) Loading curve 2 of cavity pressure图16 实验制件Fig． 16 Test part组合中,当反胀高度为3． 75 mm、反胀压力为2MPa时,制件的壁厚最大减薄率最小,壁厚分布更均匀。以此组合为依据,可以指导相似结构尺寸结构件的成形。(3)液室压力加载路径不同,会影响零件的变图17 实验结果与模拟结果的减薄率分布曲线对比Fig． 17 Comparison of distribution curves of thinning ratebetween test result and simulation result形过程,在充液成形的第3阶段,随着液室压力的增大,零件发生波动,零件底部会发生二次变形,95第12期郎利辉等:关键参数对薄壁筒形件充液成形的影响规律 万方数据从而影响最终的最大减薄率。(4)实验结果与模拟结果吻合度较高,说明了初始反胀在充液成形过程中确实有一定作用,成形的零件质量较好,最大减薄率较低。参考文献:[1] 李涛,郎利辉,安冬洋,等.复杂薄壁零件板多级充液成形及过程数值模拟[J].北京航空航天大学学报, 2007, 33(7): 830 -833.Li T, Lang L H, An D Y, et al. Multi sheet hydroforming of com-plicated thin wall part and numerical simulation [J]. Journal ofBeijing University of Aeronautics and Astronautics, 2007, 33(7): 831 -833.[2] Siegert K, Häussermann M, Lösch B, et al. Recent developmentsin hydroforming technology [J]. Journal of Materials ProcessingTech． , 2000, 98 (2): 251 -258.[3] 徐永超,陈宇,苑世剑.板材充液拉深:汽车等行业的重要新兴产业[J].锻造与冲压, 2006, (6): 57 -59.Xu Y C, Chen Y, Yuan S J. Hydraulic deep drawing of Sheet met-al: an important new industry in automobile industry [J]. Forgingand Metalforming, 2006, (6): 57 -59.[4] 郎利辉,张文尚,刘康宁,等.液室压力对异形长法兰盒形件充液成形过程的影响[J].锻压技术, 2016, 41 (9):41 -45.Lang L H, Zhang W S, Liu K N, et al. Influence of cavity pres-sure on box-shaped part with special - shaped long flanges in hy-droforming process [J]. Forging & Stamping Technology, 2016,41 (9): 41 -45.[5] Zhang S H, Lang L H, Kang D C, et al. Hydromechanical deep -drawing of aluminum parabolic workpieces - experiments and nu-merical simulation [J]. International Journal of Machine Tools &Manufacture, 2000, 40 (10): 1479 -1492.[6] Hein P, Vollertsen F. Hydroforming of sheet metal pairs [J].Journal of Materials Processing Technology, 1999, 87 (1–3):154 -164.[7] 蔡高参,周晓军,陆建江,等.板材充液热成形工艺成形极限预测研究[J].锻压技术, 2016, 41 (4): 36 -40.Cai G C, Zhou X J, Lu J J, et al. Prediction on forming limit inhot/ warm sheet hydroforming process [J]. Forging & StampingTechnology, 2016, 41 (4): 36 -40.[8] 郎利辉,王永铭,李惠丽.复杂薄壁微小截面环形件的充液成形技术研究[J].锻压技术, 2011, 36 (2): 34 -37.Lang L H, Wang Y M, Li H L. Research on multi - step hydro-forming of complicated thin wall circular part with small section[J]. Forging & Stamping Technology, 2011, 36 (2): 34 -37.[9] Lang L H, Zhang S T, Li T, et al. Investigation into the forming ofcomplicated parts with poor formability materials in cold/ warmsheet hydroforming [A]. Tube Hydroforming Techonolgy [C].Minemachi, 2007.[10] Lang L H, Danckert J, Nielsen K B. Study on hydromechanicaldeep drawing with uniform pressure onto the blank [J]. Interna-tional Journal of Machine Tools & Manufacture, 2004, 44 (5):495 -502.[11]李群一,聂绍珉,唐景林,等.矩形抛物面反光罩充液成形的研究[J].锻压技术, 2005, 33 (4): 12 -14.Li Q Y, Nie S M, Tang J L, et al. Research on hydroforming ofsquare parabolic reflector [J]. Forging & Stamping Technology,2005, 33 (4): 12 -14.[12]刘合军,郎利辉.高强度铝合金板材的温热介质充液成形研究[J].塑性工程学报, 2009, 16 (1): 32 -36.Liu H J, Lang L H. Investigation on warm/ hot hydro - forming ofhigh strength aluminum alloy sheet [J]. Journal of Plasticity Engi-neering, 2009, 16 (1): 32 -36.[13]杨踊,孙淑锋,刘慧茹.航空发动机复杂型面罩子钣充液成形技术[J].航空制造技术, 2010, 1 (1): 91 -99.Yang Y, Sun S F, Liu H R. Hydroforming technology of complexprofile cover sheet of aeroengine [J]. Aeronautical ManufacturingTechnology, 2010, 1 (1): 91 -99.[14]项辉宇,冷崇杰,张媛.覆盖件成形缺陷的数值仿真实例分析[J].计算机仿真, 2009, 26 (12): 226 -229.Xiang H Y, Leng C J, Zhang Y. Case analysis of numerical simu-lation for automobile panel forming defects [J]. Computer Simula-tion, 2009, 26 (12): 226 -229.[15]徐俊瑞.工艺参数对复杂曲面零件充液拉深成形的影响[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2009.Xu J R. Influence of Technological Parameters on HydroformingProcess of Complex Curved Surface Parts [D]. Harbin: HarbinInstitute of Technology, 2009.[16]郎利辉,许诺,王永铭. 321不锈钢V形件充液成形失稳控制研究[J].锻压技术, 2012, 37 (5): 51 -55.Lang L H, Xu N, Wang Y M. Research on failure control of hy-droforming for 321 stainless steel V - shaped components [J].Forging & Stamping Technology , 2012, 37 (5): 51 -55.[17]郎利辉.板材充液先进成形技术[M].北京:国防工业出版社, 2014.Lang L H. Innovative Sheet Hydroforming and Warm/ Hot Hydro-forming [D]. Beijing: National Defense Industry Press, 2014.[18]孔德帅,郎利辉,孙志莹,等.铝合金薄壁波纹板充液成形工艺研究[J].精密成形工程, 2015, 7 (3): 62 -66.Kong D S, Lang L H, Sun Z Y, et al. Hydroforming process of a-luminum alloy thin-wall corrugated sheet [J]. Journal of NetshapeForming Engineering, 2015, 7 (3): 62 -66.[19]孙志莹,郎利辉,孔德帅.铝合金马鞍形件充液成形工艺模拟分析[J].精密成形工程, 2015, 7 (1): 46 -50.Sun Z Y, Lang L H, Kong D S. Simulation analysis of hydroform-ing process for aluminum alloy saddle parts [J]. Journal of Net-shape Forming Engineering, 2015, 7 (1): 46 -50.[20] Mcdowell D L. Modelling and experiments in plasticity [J]. In-ternational Journal of Solids and Structures, 2000, 37 (1 - 2):293 -309.[21]肖景容,姜奎华.冲压工艺学[M].北京:机械工业出版社, 2010.Xiao J R, Jiang K H. Stamping Technology [M]. Beijing: ChinaMachine Press, 2010.06锻 压 技 术 第42卷万方数据