專利名稱：汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的制作方法
技術領域：
本發明屬于機械加工技術領域，具體的為一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝。
背景技術：
汽車制造業在我國國民經濟中具有舉足輕重的作用，近年來，我國的國民經濟高速發展，與此同時汽車工業也蓬勃發展。從汽車整車到部件的性能，都已經成為了目前工業研究的主要課題，而橋殼作為汽車的重要零件之一，橋殼不僅對汽車起著支撐作用，而且還是差速器、主減速器以及驅動車輪傳動裝置的外殼。汽車橋殼質量對整車性能的影響非常大，橋殼不僅需要具備足夠的強度、剛度和疲勞壽命，而且還應結構簡單，成本較低，質量輕，易于拆裝和維護。
汽車橋殼成型方法主要有以下幾種，其優缺點如下
鑄造成型工藝
優點易鑄造成形形狀復雜和壁厚不均的橋殼，剛度、強度較大；
缺點控制成形流動困難，易產生裂紋、氣孔，且重量大，后續加工復雜，焊接工序易產生裂紋、變形；
適用范圍主要適用于中、重型載重汽車的后橋殼生產。沖壓-焊接成型工藝
優點工藝性好，廢品率較低，可靠性高，容易制造，加工余量小，質量輕，精度高，價格較低，產品改型方便，易實現生產自動化；
缺點工序繁多，僅適合簡單的幾何形狀的橋殼生產，且生產得到的橋殼強度較低，耗資大；另外還具有對焊接要求高，質量難以保證，易產生裂紋、變形、漏孔的缺陷，并且焊接區容易域疲勞斷裂；
適用范圍適用范圍較廣，一般用于輕型車、農用車。擴張成形
優點擴張成型工藝是是沖壓-焊接成型工藝的派生，但其工作量減少，加工效率高，密封性好，得到的橋殼的剛度和強度高、重量輕；
缺點縱向開縫處易產生橫向裂紋，琵琶包處翻邊寬度不均勻，側面易起皺拉傷；
適用范圍主要適用于小轎車，輕、中型載重汽車。機械脹形
優點工作量減少，加工效率高，得到的后橋重量輕，可生產尺寸較高、形狀復雜的橋殼，且坯料利用率和生產效率均較高，后橋的綜合力學性能高；
缺點脹形力難以控制，脹形機理和過程復雜，易產生裂紋；
適用范圍主要適用于乘用車和輕中型載貨汽車。液壓脹形
優點材料利用率高，工序少，生產效率高，得到的橋殼強度和剛度高、且重量輕，易實現生產機械化和自動化生產；
缺點工藝仍不太成熟，對高壓液壓源要求高，易漏油和污染環境，投資初期耗費時間和資金；
適用范圍轎車、輕型和中型載重汽車。綜上，橋殼的實際生產要求盡量降低成本，保證其機械性能，同時還要盡量縮短研發周期，這就需要新工藝、新技術的研究來推動橋殼成形方法的快速發展。針對現有汽車橋殼成形方法的優缺點，并結合我國實際應用現狀，現有的汽車驅動橋后橋殼的加工成型工藝主要有主要問題和不足
1、我國實際應用的橋殼成形方法大部分為鑄造成型工藝和沖壓-焊接成型工藝，其它
成型方法由于技術、經濟等原因，應用較少，或正處于研究試驗階段；
2、機械脹形的脹形力難以控制，脹形機理和過程復雜，易產生裂紋，但坯料利用率、生產效率、綜合力學性能高；
3、液壓脹形工藝仍不太成熟，對高壓液壓源要求高，易漏油和污染環境，初期耗費時間和資金，但得到的橋殼強度和剛度高、重量輕，易實現生產機械化和自動化。有鑒于此，本發明旨在探索一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，該汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝不僅能夠實現汽車驅動橋的脹形生產，而且可以較好的控制汽車驅動橋連續脹形的全過程，得到的汽車驅動橋殼壁厚均勻、尺寸精度較高、重量較小、強度和剛度均較高，并具有較好的疲勞壽命，能夠有效保證汽車驅動橋裝配、使用要求。

發明內容
本發明要解決的技術問題是提出一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，該汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝能夠較好的控制汽車驅動橋連續脹形的全過程，能夠滿足脹形生產汽車驅動橋的要求。要實現上述技術目的，本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，包括如下步驟
I.一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于包括如下步驟
1)將開口后的橋殼工件放入脹形外模內；
2)將脹形內模從橋殼工件的一端內孔伸入到橋殼工件的脹形變形區處；
3)脹形外模合模，并將脹形外模的支撐機構壓在橋殼琵琶包的脹形變形區與非變形區之間的過渡面上；
4)位于上模塊與下模塊之間的多級高壓液壓缸向脹形內模施加垂直于橋殼工件軸向方向的脹形液壓力，所述多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為0-10L/min。5)卸載、退模。進一步，所述第4)步驟中，位于脹形內模兩端的兩個推力液壓缸向脹形內模施加相等且平行于橋殼工件軸向方向并用于防止脹形內模偏移的輔助推力，所述輔助推力通過連桿機構分解為作用在上模塊和下模塊上并垂直于橋殼工件軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，所述橋殼工件受到的脹形力為所述輔助推力垂直分力和脹形液壓力的合力；在橋殼工件脹形變形的屈服階段，所述輔助推力垂直分力單調遞增，所述脹形液壓力隨著橋殼工件的屈服應變規律變化；
在橋殼工件脹形變形的脹形階段，所述脹形液壓力和輔助推力垂直分力均單調遞增；在橋殼工件脹形變形的合模階段，所述輔助推力垂直分力遞增，所述脹形力達到設定值后保壓。進一步，橋殼工件在脹形變形的合模階段保壓15-40秒。進一步,所述橋殼工件的壁厚為I. 5_40mm。進一步，所述第I)步驟中，橋殼工件在放入脹形外模前，加熱至200-600°C。進一步，所述橋殼工件為局部加熱，加熱的區域為橋殼工件的脹形變形區。進一步，所述橋殼工件在常溫下脹形變形。 本發明的有益效果為
本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，利用多級高壓流量式液壓缸向上模塊和下模塊施加垂直于橋殼工件軸向方向的脹形液壓力，在脹形液壓力的作用下，上模塊和下模塊擠壓橋殼工件實現脹形；由于直接采用多級高壓流量式液壓缸施加橋殼工件脹形變形所需的脹形液壓力，且脹形液壓力直接作用在上模塊和下模塊上，能夠更加直接方便地通過控制脹形液壓力來控制橋殼工件的脹形變形；
通過在脹形內模的兩端設置推力液壓缸，在脹形的過程中提供輔助推力，輔助推力作用在連桿機構上，并通過雙鉸連桿分別作用在上模塊和下模塊上，使上模塊和下模塊受到垂直于橋殼工件軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，輔助推力平行分力可防止上模塊和下模塊在脹形變形過程中發生位置偏移，保證脹形后得到的橋殼琵琶包的質量，輔助推力垂直分力可為橋殼工件脹形變形提供輔助的脹形力；
在汽車驅動橋橋殼的脹形生產過程中，一般需要對橋殼工件進行加熱，以提高橋殼工件的塑性變形能力，并減小橋殼工件脹形變形所需的脹形力，加熱的溫度一般在200-600°C左右，然而由于液壓油在高溫下會變質，可能導致多級高壓流量式液壓缸輸出的脹形液壓力不足或不穩定，導致脹形無法順利進行，無法控制橋殼工件的脹形變形過程，本發明通過采用多級高壓流量式液壓缸，不僅能夠為橋殼工件脹形變形提供液壓脹形力，而且使液壓油在多級高壓流量式液壓缸的無桿腔內以一定速度流動，使液壓油在升溫變質前被排出多級高壓流量式液壓缸，保證多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的溫度維持在較低溫度水平，使多級高壓流量式液壓缸輸出的液壓脹形力穩定可控；
綜上，本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝通過控制多級高壓流量式液壓缸的液壓力，可較好的控制橋殼工件脹形變形的整個過程，能夠滿足脹形生產汽車驅動橋的要求。


圖I為適用于本發明汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置第一實施例在工件脹形變形完成后的結構示意 圖2為本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置在工件脹形變形前的結構示意圖；圖3為脹形內模結構示意 圖4為多級高壓流量式液壓缸的結構示意 圖5為適用于本發明汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置第二實施例在工件脹形變形完成后的結構示意 圖6為本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置在工件脹形變形前的結構示意 圖7為橋殼工件脹形變形過程中的脹形力的變化規律 圖8為橋殼工件脹形變形過程中的脹形液壓力的變化規律 圖9為橋殼工件脹形變形過程中的輔助推力垂直分力的變化規律圖。·
附圖標記說明
I-脹形內模；la_上模塊；lb-下模塊；2_脹形外模；3_推力液壓缸；4_推力液壓缸；5-橋殼工件；5a-橋殼琵琶包；5b-過渡面；6_多級高壓流量式液壓缸；6a-高壓活塞桿；6b-高壓液壓缸缸體；6c-無桿腔；6d-活塞桿腔；6e-分級油腔；6f-油口 ；6g-內擋環；6h-外擋環；6i-流通油口 ；6j-流通油口 ；7_鉸鏈座；8_雙鉸連桿；9_支架；10_支撐桿；
11-支撐頭；12_中空管；13_上外模；13a-上模腔；13b_上模腔支撐內壁；14-下外模；14a-下模腔；14b-下模腔支撐內壁。
具體實施例方式下面結合附圖對本發明的具體實施方式
作詳細說明。首先對適用于本發明汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置的具體實施方式
進行說明。如圖I所示，為適用于本發明汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置第一實施例在工件脹形變形完成后的結構示意圖；圖2為本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置在工件脹形變形前的結構示意圖。本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置，包括脹形內模I、脹形外模2和分別位于脹形內模I兩端并用于提供輔助合模力的推力液壓缸3和推力液壓缸4。如圖3所示，脹形內模I包括分別與橋殼琵琶包5a上下兩側內壁配合的上模塊Ia和下模塊lb，上模塊Ia和下模塊Ib之間設有至少一個作用在上模塊Ia和下模塊Ib上并提供脹形液壓力的多級高壓流量式液壓缸6，上模塊Ia和下模塊Ib的兩端分別通過連桿機構與推力液壓缸3和推力液壓缸4的活塞桿鉸接連接，如圖I所示，本實施例的推力液壓缸3位于脹形內模I的左側，推力液壓缸4位于脹形內模I的右側。優選的，連桿機構包括固定安裝在推力液壓缸活塞桿上的鉸鏈座7，鉸鏈座7與上模塊Ia和下模塊Ib之間分別通過雙鉸連桿8鉸接連接，采用該結構的連桿機構，雙鉸連桿8與推力液壓缸的活塞桿之間具有夾角，能夠將推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力分解為作用在上模塊Ia和下模塊Ib上并垂直于橋殼工件軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，且伴隨著橋殼工件脹形變形量的增大，連桿機構的雙鉸連桿8與推力液壓缸活塞桿之間的夾角增大,能夠增大輔助推力垂直分力。脹形外模2包括用于壓住位于橋殼琵琶包5a的脹形變形區與非變形區之間的過渡面5b的支撐機構。如圖I和圖2所示，本實施例的脹形外模2還包括支架9，支撐機構包括安裝在支架9上的支撐桿10和安裝在支撐桿10上的支撐頭11，本實施例的支撐頭11設置為4個，并分別位于橋殼琵琶包5a的兩端過渡面5b的上下兩側。支撐頭11壓在過渡面5b上，通過采用該結構的脹形外模2，通過支撐頭11壓住過渡面5b，能夠控制橋殼琵琶包5a在脹形變形過程的變形區域，防止工件的其他區域變形。優選的，支撐頭11與橋殼工件5的接觸面為與過渡面5b配合的曲面，能夠防止過渡面5b由于變形產生褶皺。推力液壓缸3和推力液壓缸4的活塞桿相向設置，兩活塞桿的軸線位于同一條直線上，且其中一個推力液壓缸的活塞桿上設有快速拆卸連接結構，本實施例的快速拆卸連接結構設置在推力液壓缸4的活塞桿上。通過設置快速拆卸連接結構，能夠將推力液壓缸4的活塞桿與脹形內模I、推力液壓缸3分開，便于在脹形前將脹形內模I放置于橋殼工件5的內孔中。如圖4所示，多級高壓流量式液壓缸6包括高壓活塞桿6a和至少兩級層疊套裝在 一起并呈伸縮結構的高壓液壓缸缸體6b，高壓活塞桿6a套裝在最內層的高壓液壓缸缸體6b上,位于最外層的高壓液壓缸缸體6b與高壓活塞桿6a之間組成無桿腔6c,位于最內層的高壓液壓缸缸體6b與高壓活塞桿6a之間組成活塞桿腔6d，相鄰兩級液壓缸缸體6b之間組成分級油腔6e，活塞桿腔6d和分級油腔6e上均設有與液壓源相連的油口 6f，無桿腔6c上設有用于液壓油流通的流通油口 6i和流通油口 6j。如圖I所示，本實施例的多級高壓流量式液壓缸6設置為2個，其中個多級高壓流量式液壓缸6的最外層高壓液壓缸缸體6b與下模塊Ib之間通過螺紋連接結構固定連接，高壓活塞桿6a通過螺紋緊固件固定安裝在上模塊Ia上；另一個多級高壓流量式液壓缸6的最外層高壓液壓缸缸體6b與上模塊Ia之間通過螺紋連接結構固定連接，高壓活塞桿6a通過螺紋緊固件固定安裝在下模塊Ib上。本實施例的多級高壓流量式液壓缸6包括三級層疊套裝在一起并呈伸縮結構的高壓液壓缸缸體6b。采用該結構的多級高壓流量式液壓缸6，在活塞桿6a向外提供液壓推力的過程中，無桿腔6c提供流通的液壓油，活塞桿腔6d和分級油腔6e均回油，可實現多級高壓流量式液壓缸6伸長并向外提供液壓力；同理，在活塞桿6a回縮時，無桿腔6c回油，活塞桿腔6d和分級油腔6e均進油，可實現活塞桿6a回縮。本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置在使用前，先將設置在推力液壓缸4活塞桿上的快速拆卸連接結構分開，將脹形內模I置于橋殼工件5內，然后再將該推力液壓缸4活塞桿通過快速拆卸連接結構連接，做好橋殼工件5脹形變形的準備工作。通過安裝在上模塊Ia和下模塊Ib之間的多級高壓流量式液壓缸6，多級高壓流量式液壓缸6向上模塊Ia和下模塊Ib提供脹形液壓力，上模塊Ia和下模塊Ib分別向橋殼工件5上下兩側分開，擠壓橋殼工件5，實現脹形。通過在脹形內模I的兩端設置推力液壓缸3和推力液壓缸4，在脹形的過程中提供輔助推力，輔助推力在連桿機構的作用下分解為作用在上模塊Ia和下模塊Ib上并與橋殼工件5軸向方向垂直的輔助推力垂直分力和與橋殼工件5軸向方向平行的輔助推力平行分力，輔助推力平行分力能夠防止上模塊Ia和下模塊Ib在脹形過程中發生位置偏移，保證脹形后得到的橋殼琵琶包5a的質量。通過設置脹形外模2，能夠準確控制橋殼工件5脹形變形的位置，即控制橋殼工件5在過渡面5b處開始脹形變形，如此便可實現橋殼琵琶包的脹形。
由于用于生產汽車驅動橋橋殼的橋殼工件5的內孔直徑一般都較小,而橋殼琵琶包5a向兩側脹形變形的變形比率較大，傳統的液壓缸不僅無法滿足小空間的安裝使用要求，而且無法提供滿足變形量所需的液壓力行程。本實施例的多級高壓流量式液壓缸6，通過將高壓液壓缸缸體6b設置為相互層疊套裝在一起的至少兩層，不僅能夠有效縮小安裝所需的空間，而且高壓液壓缸缸體6b之間組成伸縮結構，通過高壓液壓缸缸體6b的伸長和縮短，能夠有效提高多級高壓流量式液壓缸6的液壓力行程，能夠滿足使用要求。在汽車驅動橋橋殼的脹形生產過程中，一般需要對橋殼工件5進行加熱，以提高橋殼工件5的塑性變形能力，并減小橋殼工件5脹形變形所需的脹形力，加熱的溫度一般在200-600°C左右，然而由于液壓油在高溫下會變質，可能導致多級高壓流量式液壓缸6輸出的脹形液壓力不足或不穩定，導致脹形無法進行，本實施例的多級高壓流量式液壓缸6通過在無桿腔6c內設置用于液壓油流通的兩個流通油口，高壓液壓油從其中一個流通油口進入無桿腔6c，并從另一個流通油口流出無桿腔6c，在提供所需的液壓力的同時，使液壓油保持一定速率的流通，防止液壓油溫度過高。 通過將上模塊Ia和下模塊Ib的兩端分別通過連桿機構與推力液壓缸3和推力液壓缸4的活塞桿鉸接，推力液壓缸3和推力液壓缸4能夠同步相向地向脹形內模I提供輔助推力，在連桿機構的作用下，將輔助推力液壓缸的輔助推力分解為作用在上模塊Ia和下模塊Ib上并垂直于橋殼工件軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，并在多級高壓流量式液壓缸6的脹形液壓力的作用下，上模塊Ia和下模塊Ib分別向橋殼工件5上下兩側分開，擠壓橋殼工件5，實現脹形。通過設置脹形外模2，能夠準確控制橋殼工件5脹形變形的位置，即控制橋殼工件5在過渡面處開始脹形變形，如此便可實現橋殼琵琶包5a的脹形。作為本實施例上述技術方案的優選，未設置快速拆卸連接結構的推力液壓缸的活塞桿上設有中通的中心孔，且該推力液壓缸的缸體上和與該推力液壓缸相連的鉸鏈座7上均設有與中心孔同軸的通孔，中心孔和通孔內設有用于安裝油口 6f與液壓源之間以及流通油口與液壓源之間的液壓油管的中空管12。如圖I和圖2所示，本實施例的中心孔設置在推力液壓缸3的活塞桿上，相應的，推力液壓缸3的缸體和與推力液壓缸3相連的鉸鏈座7上設有通孔，中空管12延伸穿過中心孔和通孔，油口 6f與液壓源之間的液壓油管均布置在中空管12內。由于橋殼工件5的內徑較小,在推力液壓缸的活塞桿和連桿機構等結構占據大量的空間后，油口 6f與液壓源之間的液壓油管的布置空間不足，通過設置延伸穿過推力液壓缸3和鉸鏈座7的中空管，能夠實現將液壓油管布置在中空管12內，并為多級高壓流量式液壓缸6提供高壓液壓油。作為本實施例上述技術方案的優選，相鄰兩級液壓缸缸體6b之間以及高壓活塞桿6a與最內層液壓缸缸體6b之間,位于外層的液壓缸缸體6b的頂部設有徑向向內延伸的內擋環6g,位于內層的液壓缸缸體6b/高壓活塞桿6a的底部設有徑向向外延伸的并與內擋環6g配合的外擋環6h,內擋環6g與內層液壓缸缸體的外周壁之間設有密封結構,外擋環6h與外層液壓缸缸體的內周壁之間設有密封結構。采用該結構的多級高壓流量式液壓缸6，內擋環6g和外擋環6h之間形成限位機構，防止相鄰的兩級液壓缸缸體6b以及最內層液壓缸缸體6b與高壓活塞桿6a之間脫離。優選的，油口 6f設置在內擋環6g上，防止多級高壓流量式液壓缸6在伸縮過程中，液壓缸缸體6b與油口 6f之間干涉，設置在所述無桿腔6c上的流通油口 6i和流通油口 6j分別設置在最外層液壓缸缸體6b底部和高壓活塞桿6a上，通過將流通油口 6i和流通油口 6 j分別設置在最外層液壓缸缸體6b底部和高壓活塞桿6a，能夠提高液壓油的流通性能，防止無桿腔6c內液壓油局部溫度過高。第二實施例
如圖5所示，為適用于本發明汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置第二實施例在工件脹形變形完成后的結構示意圖；圖6為本實施例的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形裝置在工件脹形變形前的結構示意圖。本實施例的脹形外模2包括上外模13和下外模14，上外模13和下外模14上分別設有與橋殼琵琶包5a上下兩側外壁形狀結構相同的上模腔13a和下模腔14a，支撐機構即為上模腔13a和下模腔14a分別與橋殼琵琶包5a過渡面5b對應的上模腔支撐內壁13b和下模腔支撐內壁14b，采用該結構的脹形外模2，不僅能夠有效控制橋殼工件5在脹形過程中的變形區域，而且還能夠更好的控制脹形后的橋殼琵琶包5a的外形結構。優選的，上外 模13和下外模14閉合時，上模腔13a和下模腔14a組成與橋殼琵琶包5a的外壁形狀結構相同的脹形腔，采用該結構的脹形外模2，采用將上外模13和下外模14閉合后進行脹形，便于上外模13和下外模14之間定位，更便于向脹形外模2施加合模力。本實施例的多級高壓流量式液壓缸6設置為I個，但是本領域的技術人員應當知道，多級高壓流量式液壓缸6還可根據實際需要并排設置為兩個或兩個以上，其原理和設置為一個或兩個的多級高壓流量式液壓缸6相同。本實施例的其他結構與第一實施例相同，不再--累述。下面對本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的具體實施方式
作詳細說明。本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，包括如下步驟
O將開口后的橋殼工件5放入脹形外模2內；
2)將脹形內模I從橋殼工件5的一端內孔伸入到橋殼工件5的脹形變形區處，在實際操作過程中，首先將一個推力液壓缸4的活塞桿通過快速拆卸連接結構斷開，并將多級高壓流量式液壓缸6完全收縮，將脹形內模I和從另一個推力液壓缸3 —端的內孔伸入到橋殼工件內，再利用快速拆卸連接結構將推力液壓缸4的活塞桿快速連接；
3)脹形外模2合模，并將脹形外模2的支撐機構壓在橋殼琵琶包5a的脹形變形區與非變形區之間的過渡面5b上，通過在脹形外膜2上設置支撐機構，能夠控制橋殼工件5的脹形變形，即橋殼工件5的脹形變形區位于兩端的過渡面5b之間；
4)位于上模塊與下模塊之間的多級高壓液壓缸向脹形內模施加垂直于橋殼工件軸向方向的脹形液壓力，所述多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為......m/s。5)卸載，退模。優選的，所述第4)步驟中，位于脹形內模I兩端的推力液壓缸3和推力液壓缸4向脹形內模施加相等且平行于橋殼工件5軸向方向的輔助推力，輔助推力通過連桿機構分解為作用在上模塊Ia和下模塊Ib上并垂直于橋殼工件5軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，橋殼工件受到的脹形力為輔助推力垂直分力和脹形液壓力的合力；如圖7-9所示，O-tl為橋殼工件彈性變形階段，tl-t2時間段為橋殼工件5脹形變形的屈服階段，t2-t3時間段為在橋殼工件5脹形變形的脹形階段，t3-t4時間段為橋殼工件5脹形變形的脹形階段，t4-t5為橋殼工件脹形變形完成后的卸載階段。在橋殼工件5脹形變形的屈服階段，輔助推力垂直分力單調遞增，脹形液壓力隨著橋殼工件5的屈服應變規律變化；
在橋殼工件5脹形變形的脹形階段，脹形液壓力和輔助推力垂直分力均單調遞增； 在橋殼工件5脹形變形的合模階段，輔助推力垂直分力遞增，脹形力達到設定值后保壓。優選的，橋殼工件5在脹形變形完成后，保壓15 40秒，通過保壓，能夠防止橋殼工件5在退模后在內應力作用下發生變形，保證產品質量。本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，利用多級高壓流量式液壓 缸6向上模塊Ia和下模塊Ib施加垂直于橋殼工件5軸向方向的脹形液壓力，在脹形液壓力的作用下，上模塊Ia和下模塊Ib擠壓橋殼工件5實現脹形。由于直接采用多級高壓流量式液壓缸6施加橋殼工件5脹形變形所需的脹形液壓力，且脹形液壓力直接作用在上模塊Ia和下模塊Ib上，能夠更加直接方便地通過控制脹形液壓力來控制橋殼工件5的脹形變形。通過在脹形內模I的兩端設置推力液壓缸3和推力液壓缸4，在脹形的過程中提供輔助推力，輔助推力作用在連桿機構上，并通過雙鉸連桿8分別作用在上模塊Ia和下模塊Ib上,使上模塊Ia和下模塊Ib受到垂直于橋殼工件5軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件5軸向方向的輔助推力平行分力，輔助推力平行分力可防止上模塊Ia和下模塊Ib在脹形變形過程中發生位置偏移，保證脹形后得到的橋殼琵琶包5a的質量，輔助推力垂直分力可為橋殼工件5脹形變形提供輔助的脹形力。由幾何關系可知，輔助推力T與輔助推力垂直分力T1的關系為
T1=TtanΘ/2
式中，Θ為雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角。在汽車驅動橋橋殼的脹形生產過程中，一般需要對橋殼工件5進行加熱，以提高橋殼工件5的塑性變形能力，并減小橋殼工件5脹形變形所需的脹形力，加熱的溫度一般在200-600°C左右，然而由于液壓油在高溫下會變質，可能導致多級高壓流量式液壓缸6輸出的脹形液壓力不足或不穩定，導致脹形無法順利進行，無法控制橋殼工件5的脹形變形過程，本發明通過采用多級高壓流量式液壓缸6，不僅能夠為橋殼工件5脹形變形提供液壓脹形力，而且使液壓油在多級高壓流量式液壓缸6的無桿腔6c內以一定速度流動，使液壓油在升溫變質前被排出多級高壓流量式液壓缸6，保證多級高壓流量式液壓缸6內的液壓油的溫度維持在較低溫度水平，使多級高壓流量式液壓缸6輸出的液壓脹形力穩定可控；
綜上，本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝通過控制多級高壓流量式液壓缸6的液壓力，可較好的控制橋殼工件5脹形變形的整個過程，能夠滿足脹形生產汽車驅動橋的要求。進一步,橋殼工件5的壁厚一般為I. 5_40mm,橋殼工件5在可以米用兩種方式進行脹形變形，分別為熱脹形方式和冷脹形方式。熱脹形方式為橋殼工件5在放入脹形外模2前,加熱至200-600°C,通過加熱,能夠提高橋殼工件5的塑性變形能力，使得橋殼工件5脹形變形所需的脹形力更小，節約投資成本。優選的，橋殼工件5為局部加熱，加熱的區域為橋殼工件5的脹形變形區，本實施例采用中頻感應加熱方式對橋殼工件5進行加熱，采用局部加熱方式，可節約能源。冷脹形方式為橋殼工件5在常溫下脹形變形。采用熱脹形方式和冷脹形方式均可實現橋殼工件5的脹形變形，但是由于在冷脹形方式下，橋殼工件5為常溫，其塑性變形能力較差，在同等條件下所需的脹形變形的力比熱脹形方式大。下面通過具體實施例對本發明的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝的實施方式作詳細說明。第I實施例
本實施例的橋殼工件5的壁厚為I. 5mm，其具體的脹形變形的工藝參數如下
I、熱脹形方式
I)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至600°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為 5L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為200(Γ2200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為0ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為90(Γ1600ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為0ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為280(Γ3000ΚΝ后，保壓15s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為0ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等。即橋殼工件5脹形變形所需的脹形力全部由多級高壓液壓缸提供，推力液壓缸3和推力液壓缸4對脹形內模不產生作用力。2)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至400°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為10L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為230(Γ2500并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為ΟΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為100(Γ1800ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為ΟΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為300(Γ3200ΚΝ后，保壓30s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為0KN，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等。即橋殼工件5脹形變形所需的脹形力全部由多級高壓液壓缸提供，推力液壓缸3和推力液壓缸4對脹形內模不產生作用力。3)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至200°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為7L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為320(Γ3500并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為ΟΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力與脹形力相等；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為200(Γ2800ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為1000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為115(Γ2700ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為410(Γ4300ΚΝ后，保壓40s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為2000ΚΝ，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至240(Γ2650ΚΝ后保壓。·2、冷脹形方式，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為OL/min，此時液壓油不流動
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為580(Γ6100ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為550(Γ5850ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為500(Γ5600ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為250(Γ5300ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至630(Γ6500ΚΝ后，保壓35s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至370(Γ4000ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。第2實施例
本實施例的橋殼工件5的壁厚為8mm，其具體的脹形變形的工藝參數如下
I、熱脹形方式
I)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至600°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為 3L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為795(Γ8100ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為760(Γ7850ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為600(Γ7500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為350(Γ7250ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至825(Γ8500ΚΝ后，保壓25s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至570(Γ6000ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至400°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為6L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為925(Γ9500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多 級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為900(Γ9200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為770(Γ9000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為520(Γ8700ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至980(Γ10000ΚΝ后，保壓40s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至725(Γ7500ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。3)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至200°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為8L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為1500(Γ15500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為1470(Γ15300ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為1300(Γ14500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為1040(Γ14300ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至1700(Γ17800ΚΝ后，保壓35s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為5000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至1280(Γ13600ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2、冷脹形方式，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為lL/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為3250(Γ33000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為3220(Γ32800ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為2950(Γ31500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為2700(Γ31200ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的 脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至3400(Γ35000ΚΝ后，保壓30s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為5000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至2980(Γ30800ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。第3實施例
本實施例的橋殼工件5的壁厚為16mm，其具體的脹形變形的工藝參數如下
I、熱脹形方式
I)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至600°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為 4L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為1590(Γ16200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為1560(Γ16000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為1200(Γ15000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為945(Γ14800ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至1650(Γ17000ΚΝ后，保壓15s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至1390(Γ14500ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至400°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為7L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為1850(Γ19000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為1820(Γ18700ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為1540(Γ18000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為1280(Γ17800ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至1960(Γ20000ΚΝ后，保壓25s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為4000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至1620(Γ16600ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持 恒定。3)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至200°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為9L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為3000(Γ31000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為2970(Γ30800ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為2600(Γ29000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為2340(Γ28800ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至3400(Γ35600ΚΝ后，保壓18s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為8000ΚΝ，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至2720(Γ28900ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2、冷脹形方式，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為O. 5L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為6500(Γ66000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為6470(Γ65800ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為5900(Γ63000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為5640(Γ62800ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至6800(Γ70000ΚΝ后，保壓36s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為8000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至6120(Γ63300ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。本實施例的汽車驅動橋整體符合內高壓脹形工藝還可僅僅采用多級高壓液壓缸對脹形內模施加脹形力，此時脹形液壓力等于橋殼工件所需的脹形力，即脹形液壓力的變化規律與脹形力的變化規律相同，不在一一累述。第4實施例
本實施例的橋殼工件5的壁厚為25mm，其具體的脹形變形的工藝參數如下
I、熱脹形方式
I)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至600°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為 8L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為2480(Γ25300ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為2450(Γ25000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為1870(Γ23400ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為1620(Γ23200ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至2570(Γ26600ΚΝ后，保壓28s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至2320(Γ24000ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至400°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為6L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為2890(Γ29700ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為2860(Γ29500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為2400(Γ28200ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為2150(Γ27900ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至3060(Γ31300ΚΝ后，保壓32s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為4000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至2720(Γ27900ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。3)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至200°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為4L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為4680(Γ48400ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為4660(Γ48200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為4060(Γ45300ΚΝ， 其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為3810(Γ45000ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至5310(Γ55600ΚΝ后，保壓40s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為10000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至4470(Γ47200ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2、冷脹形方式，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為2L/min
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為10150(Γ103100ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為10130(Γ102800ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為9220(Γ98500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為8960(Γ98200ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至10620(Γ109400ΚΝ后，保壓32s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為10000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至9780(Γ100000ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。本實施例的汽車驅動橋整體符合內高壓脹形工藝還可僅僅采用多級高壓液壓缸對脹形內模施加脹形力，此時脹形液壓力等于橋殼工件所需的脹形力，即脹形液壓力的變化規律與脹形力的變化規律相同，不在一一累述。第5實施例本實施例的橋殼工件5的壁厚為40mm，其具體的脹形變形的工藝參數如下
I、熱脹形方式
I)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至600°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為 4L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為3970(Γ40500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為3940(Γ40200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為3000(Γ37500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模 塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為2740(Γ37200ΚΝ，而輔助推力垂直分力 Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至4120(Γ42500ΚΝ后，保壓38s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為4000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至3780(Γ39200ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至400°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為5L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為4620(Γ47500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為4590(Γ47200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為3850(Γ45000ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為3590(Γ44800ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至4900(Γ50000ΚΝ后，保壓40s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為4000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至4560(Γ46600ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。3)橋殼工件5在脹形變形時被加熱至200°C，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為6L/min ；
在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為7500(Γ77500ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為7470(Γ77200ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為6500(Γ72500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為6240(Γ72200ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至8500(Γ89000ΚΝ后，保壓35s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為12000KN,輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至7490(Γ78900ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。2、冷脹形方式，多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為8L/min 在橋殼工件5變形的屈服階段，橋殼工件所需的脹形力的最大值為16250(Γ165000ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力的最大值為16220(Γ164800ΚΝ并隨著橋殼工件屈服應變規律波動；
在橋殼工件5變形的脹形階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增為14750(Γ157500ΚΝ，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為3000ΚΝ，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸遞增為14490(Γ157200ΚΝ，而輔助推力垂直分力Tl=TtanQ/2，由于雙鉸連桿8與橋殼工件5軸向方向的夾角Θ隨著橋殼工件5的脹形變形逐漸增大，則輔助推力垂直分力Tl在橋殼工件5脹形階段單調遞增；；
在橋殼工件5變形的合模階段，橋殼工件5所需的脹形力逐漸遞增至170000ΚΝ后，保壓40s，其中推力液壓缸3和推力液壓缸4的輔助推力為12000KN，輔助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐漸增大，多級高壓液壓缸作用下上模塊Ia和下模塊Ib上的脹形液壓力逐漸變化至15990(Γ164900ΚΝ后保壓，保壓過程中，Θ的大小不變，即輔助推力垂直分力也保持恒定。本實施例的汽車驅動橋整體符合內高壓脹形工藝還可僅僅采用多級高壓液壓缸對脹形內模施加脹形力，此時脹形液壓力等于橋殼工件所需的脹形力，即脹形液壓力的變化規律與脹形力的變化規律相同，不在一一累述。
權利要求
1.一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于包括如下步驟 1)將開口后的橋殼工件放入脹形外模內； 2)將脹形內模從橋殼工件的一端內孔伸入到橋殼工件的脹形變形區處； 3)脹形外模合模，并將脹形外模的支撐機構壓在橋殼琵琶包的脹形變形區與非變形區之間的過渡面上； 4)位于上模塊與下模塊之間的多級高壓液壓缸向脹形內模施加垂直于橋殼工件軸向方向的脹形液壓力，所述多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為0 10L/min ； 5)卸載、退模。
2.根據權利要求I所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于所述第4)步驟中，位于脹形內模兩端的兩個推力液壓缸向脹形內模施加相等且平行于橋殼工件軸向方向并用于防止脹形內模偏移的輔助推力，所述輔助推力通過連桿機構分解為作用在上模塊和下模塊上并垂直于橋殼工件軸向方向的輔助推力垂直分力和平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力平行分力，所述橋殼工件受到的脹形力為所述輔助推力垂直分力和脹形液壓力的合力； 在橋殼工件脹形變形的屈服階段，所述輔助推力垂直分力單調遞增，所述脹形液壓力隨著橋殼工件的屈服應變規律變化； 在橋殼工件脹形變形的脹形階段，所述脹形液壓力和輔助推力垂直分力均單調遞增； 在橋殼工件脹形變形的合模階段，所述輔助推力垂直分力遞增，所述脹形力達到設定值后保壓。
3.根據權利要求2所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于橋殼工件在脹形變形的合模階段保壓15-40秒。
4.根據權利要求3所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于所述橋殼工件的壁厚為I. 5-40mm。
5.根據權利要求4所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于所述第I)步驟中，橋殼工件在放入脹形外模前，加熱至200-60(TC。
6.根據權利要求5所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于所述橋殼工件為局部加熱，加熱的區域為橋殼工件的脹形變形區。
7.根據權利要求3所述的汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，其特征在于所述橋殼工件在常溫下脹形變形。
全文摘要
一種汽車驅動橋整體復合內高壓流量式脹形工藝，包括如下步驟1)將開口后的橋殼工件放入脹形外模內；2)將脹形內模從橋殼工件的一端內孔伸入到橋殼工件的脹形變形區處；3)脹形外模合模，并將脹形外模的支撐機構壓在過渡面上；4)位于脹形內模兩端的兩個推力液壓缸向脹形內模施加相等且平行于橋殼工件軸向方向的輔助推力，位于上模塊與下模塊之間的多級高壓流量式液壓缸向脹形內模施加垂直于橋殼工件軸向方向的脹形液壓力；脹形內模的上模塊和下模塊在脹形液壓力的作用下分別擠壓橋殼工件位于開口兩側的內壁，橋殼工件在脹形內模和脹形外模的作用下脹形變形，脹形液壓力大于輔助推力；所述多級高壓流量式液壓缸內的液壓油的流速為0~10L/min。
文檔編號B21D53/88GK102886458SQ201210357400
公開日2013年1月23日 申請日期2012年9月24日 優先權日2012年9月24日
發明者王春濤, 龔仕林, 徐 明, 雷亞, 周雄, 陳超, 楊治明, 劉復元, 董季玲, 歐忠文, 胡玉梅 申請人:重慶科技學院, 龔仕林