专利名称：汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的制作方法
技术领域：
本发明属于机械加工技术领域，具体的为一种汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺。
背景技术：
汽车制造业在我国国民经济中具有举足轻重的作用，近年来，我国的国民经济高速发展，与此同时汽车工业也蓬勃发展。从汽车整车到部件的性能，都已经成为了目前工业研究的主要课题，而桥壳作为汽车的重要零件之一，桥壳不仅对汽车起着支撑作用，而且还是差速器、主减速器以及驱动车轮传动装置的外壳。汽车桥壳质量对整车性能的影响非常大，桥壳不仅需要具备足够的强度、刚度和疲劳寿命，而且还应结构简单，成本较低，质量轻，易于拆装和维护。汽车桥壳成型方法主要有以下几种，其优缺点如下
铸造成型工艺
优点易铸造成形形状复杂和壁厚不均的桥壳，刚度、强度较大；
缺点控制成形流动困难，易产生裂纹、气孔，且重量大，后续加工复杂，焊接工序易产生裂纹、变形；
适用范围主要适用于中、重型载重汽车的后桥壳生产。冲压-焊接成型工艺
优点工艺性好，废品率较低，可靠性高，容易制造，加工余量小，质量轻，精度高，价格较低，产品改型方便，易实现生产自动化；
缺点工序繁多，仅适合简单的几何形状的桥壳生产，且生产得到的桥壳强度较低，耗资大；另外还具有对焊接要求高，质量难以保证，易产生裂纹、变形、漏孔的缺陷，并且焊接区容易域疲劳断裂；
适用范围适用范围较广，一般用于轻型车、农用车。扩张成形
优点扩张成型工艺是是冲压-焊接成型工艺的派生，但其工作量减少，加工效率高，密封性好，得到的桥壳的刚度和强度高、重量轻；
缺点纵向开缝处易产生横向裂纹，琵琶包处翻边宽度不均匀，侧面易起皱拉伤；
适用范围主要适用于小轿车，轻、中型载重汽车。机械胀形
优点工作量减少，加工效率高，得到的后桥重量轻，可生产尺寸较高、形状复杂的桥壳，且坯料利用率和生产效率均较高，后桥的综合力学性能高；
缺点胀形力难以控制，胀形机理和过程复杂，易产生裂纹；
适用范围主要适用于乘用车和轻中型载货汽车。液压胀形
优点材料利用率高，工序少，生产效率高，得到的桥壳强度和刚度高、且重量轻，易实现生产机械化和自动化生产；
缺点工艺仍不太成熟，对高压液压源要求高，易漏油和污染环境，投资初期耗费时间和资金；
适用范围轿车、轻型和中型载重汽车。综上，桥壳的实际生产要求尽量降低成本，保证其机械性能，同时还要尽量缩短研发周期，这就需要新工艺、新技术的研究来推动桥壳成形方法的快速发展。针对现有汽车桥壳成形方法的优缺点，并结合我国实际应用现状，现有的汽车驱动桥后桥壳的加工成型工艺主要有主要问题和不足
1、我国实际应用的桥壳成形方法大部分为铸造成型工艺和冲压-焊接成型工艺，其它成型方法由于技术、经济等原因，应用较少，或正处于研究试验阶段；· 2、机械胀形的胀形力难以控制，胀形机理和过程复杂，易产生裂纹，但坯料利用率、生产效率、综合力学性能高；
3、液压胀形工艺仍不太成熟，对高压液压源要求高，易漏油和污染环境，初期耗费时间和资金，但得到的桥壳强度和刚度高、重量轻，易实现生产机械化和自动化。有鉴于此，本发明旨在探索一种汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，该汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺不仅能够实现汽车驱动桥的胀形生产，而且可以较好的控制汽车驱动桥连续胀形的全过程，得到的汽车驱动桥壳壁厚均匀、尺寸精度较高、重量较小、强度和刚度均较高，并具有较好的疲劳寿命，能够有效保证汽车驱动桥装配、使用要求。
发明内容
本发明要解决的技术问题是提出一种汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，该汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺能够较好的控制汽车驱动桥连续胀形的全过程，能够满足胀形生产汽车驱动桥的要求。要实现上述技术目的，本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，包括如下步骤
1)将开口后的桥壳工件放入胀形外模内；
2)将胀形内模从桥壳工件的一端内孔伸入到桥壳工件的胀形变形区处；
3)胀形外模合模，并将胀形外模的支撑机构压在桥壳琵琶包的胀形变形区与非变形区之间的过渡面上；
4)位于上模块与下模块之间的多级高压液压缸向胀形内模施加垂直于桥壳工件轴向方向的胀形液压力；
5)卸载、退模。进一步，所述第4)步骤中，位于胀形内模两端的两个推力液压缸向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力，所述辅助推力通过连杆机构分解为作用在上模块和下模块上并垂直于桥壳工件轴向方向的辅助推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述辅助推力垂直分力和胀形液压力的合力；
在桥壳工件胀形变形的屈服阶段，所述辅助推力垂直分力单调递增，所述胀形液压力随着桥壳工件的屈服应变规律变化；在桥壳工件胀形变形的胀形阶段，所述胀形液压力和辅助推力垂直分力均单调递增；在桥壳工件胀形变形的合模阶段，所述辅助推力垂直分力递增，所述胀形力达到设定值后保压。进一步，桥壳工件在胀形变形的合模阶段保压15-40秒。进一步,所述桥壳工件的壁厚为I. 5_40mm。进一步，所述第I)步骤中，桥壳工件在放入胀形外模前，加热至200-600°C。进一步，所述桥壳工件为局部加热，加热的区域为桥壳工件的胀形变形区。进一步，所述桥壳工件在常温下胀形变形。本发明的有益效果为 本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，利用多级高压液压缸向上模块和下模块施加垂直于桥壳工件轴向方向的胀形液压力，在胀形液压力的作用下，上模块和下模块挤压桥壳工件实现胀形；由于直接采用多级高压液压缸施加桥壳工件胀形变形所需的胀形液压力，且胀形液压力直接作用在上模块和下模块上，能够更加直接方便地通过控制胀形液压力来控制桥壳工件的胀形变形；
通过在胀形内模的两端设置推力液压缸，在胀形的过程中提供辅助推力，辅助推力作用在连杆机构上，并通过双铰连杆分别作用在上模块和下模块上，使上模块和下模块受到垂直于桥壳工件轴向方向的辅助推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力平行分力，辅助推力平行分力可防止上模块和下模块在胀形变形过程中发生位置偏移，保证胀形后得到的桥壳琵琶包的质量，辅助推力垂直分力可为桥壳工件胀形变形提供辅助的胀形力；
综上，本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺通过控制多级高压液压缸的液压力，可较好的控制桥壳工件胀形变形的整个过程，能够满足胀形生产汽车驱动桥的要求。
图I为适用于本发明汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置第一实施例在桥壳工件胀形变形后的结构示意 图2为本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置在桥壳工件胀形变形前的结构示意 图3为胀形内模结构示意 图4为多级多级高压液压缸的结构示意 图5为适用于本发明汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置第二实施例在桥壳工件胀形变形后的结构示意 图6为本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置在工件胀形变形前的结构示意 图7为桥壳工件胀形变形过程中的胀形力的变化规律 图8为桥壳工件胀形变形过程中的胀形液压力的变化规律 图9为桥壳工件胀形变形过程中的辅助推力垂直分力的变化规律图。附图标记说明
I-胀形内模；la-上模块；lb-下模块；2_胀形外模；3_推力液压缸；4_推力液压缸；5-桥壳工件；5a-桥壳琵琶包；5b-过渡面；6_多级高压液压缸；6a-高压活塞杆；6b_高压液压缸缸体；6c-无杆腔；6d-活塞杆腔；6e-分级油腔；6f-油口 ；6g-内挡环；6h_外挡环；7-铰链座；8_双铰连杆；9-支架；10-支撑杆；11-支撑头；12-中空管；13-上外模；13a_上模腔；13b-上模腔支撑内壁；14_下外模；14a-下模腔；14b_下模腔支撑内壁。
具体实施例方式下面结合附图对适用于本发明汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置的具体实施方式
作详细说明。第一实施例
如图I所示，为适用于本发明汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置第一实施例在桥壳工件胀形变形后的结构示意图；图2为本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置在桥壳工件胀形变形前的结构示意图。 本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压流量式胀形装置，包括胀形内模I、胀形外模2和分别位于胀形内模I两端并用于提供辅助推力的推力液压缸3和推力液压缸4。如图3所示，胀形内模I包括分别与桥壳琵琶包5a上下两侧内壁配合的上模块Ia和下模块lb，上模块Ia和下模块Ib之间设有至少一个作用在上模块Ia和下模块Ib上并提供内高压胀形力的多级高压液压缸6，上模块Ia和下模块Ib的两端分别通过连杆机构与推力液压缸3和推力液压缸4的活塞杆铰接连接，如图I所示，本实施例的推力液压缸3位于胀形内模I的左侧，推力液压缸4位于胀形内模I的右侧。优选的，连杆机构包括固定安装在推力液压缸活塞杆上的铰链座7，铰链座7与上模块Ia和下模块Ib之间分别通过双铰连杆8铰接连接，采用该结构的连杆机构，双铰连杆8与推力液压缸的活塞杆之间具有夹角，能够将推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力分解为上模块Ia和下模块Ib所需的垂直于推力方向的辅助推力垂直分力和平行于推力方向的辅助推力平行分力，且伴随着工件胀形变形量的增大，连杆机构的双铰连杆8与推力液压缸活塞杆之间的夹角增大，能够增大辅助推力垂直分力。胀形外模2包括用于压住位于桥壳琵琶包5a的胀形变形区与非变形区之间的过渡面5b的支撑机构。如图I和图2所示，本实施例的胀形外模2还包括支架9，支撑机构包括安装在支架9上的支撑杆10和安装在支撑杆10上的支撑头11，本实施例的支撑头11设置为4个，并分别位于桥壳琵琶包5a的两端过渡面5b的上下两侧。支撑头11压在过渡面5b上，通过采用该结构的胀形外模2，通过支撑头11压住过渡面5b，能够控制桥壳琵琶包5a在胀形变形过程的变形区域，防止工件的其他区域变形。优选的，支撑头11与桥壳工件5的接触面为与过渡面5b配合的曲面，能够防止过渡面5b由于变形产生褶皱。推力液压缸3和推力液压缸4的活塞杆相向设置，两活塞杆的轴线位于同一条直线上，且其中一个推力液压缸的活塞杆上设有快速拆卸连接结构，本实施例的快速拆卸连接结构设置在推力液压缸4的活塞杆上。通过设置快速拆卸连接结构，能够将推力液压缸4的活塞杆与胀形内模I、推力液压缸3分开，便于在胀形前将胀形内模I放置于桥壳工件5的内孔中。如图4所示，多级高压液压缸6包括高压活塞杆6a和至少两级层叠套装在一起并呈伸缩结构的高压液压缸缸体6b，高压活塞杆6a套装在最内层的高压液压缸缸体6b上，位于最外层的高压液压缸缸体6b与高压活塞杆6a之间组成无杆腔6c，位于最内层的高压液压缸缸体6b与高压活塞杆6a之间组成活塞杆腔6d，相邻两级液压缸缸体6b之间组成分级油腔6e，无杆腔6c、活塞杆腔6d和分级油腔6e上均设有与液压源相连的油口 6f。如图I所示，本实施例的多级高压液压缸6设置为2个，其中个多级高压液压缸6的最外层高压液压缸缸体6b与下模块Ib之间通过螺纹连接结构固定连接，高压活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在上模块Ia上；另一个多级高压液压缸6的最外层高压液压缸缸体6b与上模块Ia之间通过螺纹连接结构固定连接，高压活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在下模块Ib上。虽然本实施例的多级高压式液压缸6并排设置为两个，但是本领域的技术人员应当知道，多级高压式液压缸6还可根据实际需要并排设置为I个或2个以上，其原理和设置为一个的多级高压式液压缸6相同。本实施例的多级高压液压缸6包括三级层叠套装在一起并呈伸缩结构的高压液压缸缸体6b。采用该结构的多级高压式液压缸6，在高压活塞杆6a向外提供液压推力的过程中，无杆腔6c进油，活塞杆腔6d和分级油腔6e均回油，可实现多级高压式液压缸6伸长并向外提供液压力；同理，在高压活塞杆6a回缩时，无杆腔6c回油，活塞杆腔6d和分级油腔 6e均进油，可实现高压活塞杆6a回缩。本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压胀形装置在使用前，先将设置在推力液压缸4活塞杆上的快速拆卸连接结构分开，将胀形内模I置于桥壳工件5内，然后再将该推力液压缸4活塞杆通过快速拆卸连接结构连接，做好桥壳工件5胀形变形的准备工作。通过安装在上模块Ia和下模块Ib之间的多级高压液压缸6，多级高压液压缸6向上模块Ia和下模块Ib提供内高压胀形力，上模块Ia和下模块Ib分别向桥壳工件5上下两侧分开，挤压桥壳工件5，实现胀形。通过在胀形内模I的两端设置推力液压缸3和推力液压缸4，在胀形的过程中提供辅助推力，辅助推力在连杆机构的作用下分解为上模块Ia和下模块Ib所需的辅助推力垂直分力和辅助推力平行分力，辅助推力平行分力能够防止上模块Ia和下模块Ib在胀形过程中发生位置偏移，保证胀形后得到的桥壳琵琶包5a的质量。通过设置胀形外模2，能够准确控制桥壳工件5胀形变形的位置，即控制桥壳工件5在过渡面5b处开始胀形变形，如此便可实现桥壳琵琶包的胀形。由于用于生产汽车驱动桥桥壳的桥壳工件5的内孔直径一般都较小,而桥壳琵琶包5a向两侧胀形变形的变形比率较大，传统的液压缸不仅无法满足小空间的安装使用要求，而且无法提供满足变形量所需的液压力行程。本实施例的多级高压液压缸6，通过将高压液压缸缸体6b设置为相互层叠套装在一起的至少两层，不仅能够有效缩小安装所需的空间，而且高压液压缸缸体6b之间组成伸缩结构，通过高压液压缸缸体6b的伸长和缩短，能够有效提高多级高压液压缸6的液压力行程，能够满足使用要求。通过将上模块Ia和下模块Ib的两端分别通过连杆机构与推力液压缸3和推力液压缸4的活塞杆铰接，推力液压缸3和推力液压缸4能够同步相向地向胀形内模I提供辅助推力，在连杆机构的作用下，将推力液压缸的辅助推力分解为上模块Ia和下模块Ib所需的辅助推力垂直分力和辅助推力平行分力，并在多级高压液压缸6对上模块Ia和下模块Ib施加的胀形液压力的作用下，上模块Ia和下模块Ib分别向桥壳工件5上下两侧分开，挤压桥壳工件5，实现胀形。通过设置胀形外模2，能够准确控制桥壳工件5胀形变形的位置，即控制桥壳工件5在过渡面处开始胀形变形，如此便可实现桥壳琵琶包5a的胀形。
作为本实施例上述技术方案的优选，未设置快速拆卸连接结构的推力液压缸的活塞杆上设有中通的中心孔，且该推力液压缸的缸体上和与该推力液压缸相连的铰链座7上均设有与中心孔同轴的通孔，中心孔和通孔内设有用于安装油口 6f与液压源之间以及流通油口与液压源之间的液压油管的中空管12。如图I和图2所示，本实施例的中心孔设置在推力液压缸3的活塞杆上，相应的，推力液压缸3的缸体和与推力液压缸3相连的铰链座7上设有通孔，中空管12延伸穿过中心孔和通孔，油口 6f与液压源之间的液压油管均布置在中空管12内。由于桥壳工件5的内径较小,在推力液压缸的活塞杆和连杆机构等结构占据大量的空间后，油口 6f与液压源之间的液压油管的布置空间不足，通过设置延伸穿过推力液压缸3和铰链座7的中空管，能够实现将液压油管布置在中空管12内，并为多级高压液压缸6提供高压液压油。作为本实施例上述技术方案的优选，相邻两级高压液压缸缸体6b之间以及高压活塞杆6a与最内层高压液压缸缸体6b之间,位于外层的高压液压缸缸体6b的顶部设有径向向内延伸的内挡环6g,位于内层的高压液压缸缸体6b/高压活塞杆6a的底部设有径向向外延伸的并与内挡环6g配合的外挡环6h,内挡环6g与内层高压液压缸缸体的外周壁之间 设有密封结构，外挡环6h与外层高压液压缸缸体的内周壁之间设有密封结构。采用该结构的多级高压液压缸6，内挡环6g和外挡环6h之间形成限位机构，防止相邻的两级高压液压缸缸体6b以及最内层高压液压缸缸体6b与高压活塞杆6a之间脱离。优选的，油口 6f设置在内挡环6g上，防止多级高压液压缸6在伸缩过程中，高压液压缸缸体6b与油口 6f之间干涉。如图I所示，多级高压液压缸6的最外层高压液压缸缸体6b固定安装在下模块Ib上，高压活塞杆6a固定安装在上模块Ia上，设置在无杆腔6c上的油口 6f位于最外层高压液压缸缸体6b的底部，下模块Ib上设有与无杆腔6c油口 6f相通的油路。第二实施例
如图5所示，为适用于本发明汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置第二实施例在桥壳工件胀形变形后的结构示意图；图6为本实施例的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形装置在工件胀形变形前的结构示意图。本实施例的胀形外模2包括上外模13和下外模14，上外模13和下外模14上分别设有与桥壳琵琶包5a上下两侧外壁形状结构相同的上模腔13a和下模腔14a，支撑机构即为上模腔13a和下模腔14a分别与桥壳琵琶包5a过渡面5b对应的上模腔支撑内壁13b和下模腔支撑内壁14b，采用该结构的胀形外模2，不仅能够有效控制桥壳工件5在胀形过程中的变形区域，而且还能够更好的控制胀形后的桥壳琵琶包5a的外形结构。优选的，上外模13和下外模14闭合时，上模腔13a和下模腔14a组成与桥壳琵琶包5a的外壁形状结构相同的胀形腔，采用该结构的胀形外模2，采用将上外模13和下外模14闭合后进行胀形，便于上外模13和下外模14之间定位，更便于向胀形外模2施加合模力。本实施例的多级高压液压缸6也设置为2个，但是本领域的技术人员应当知道，多级高压液压缸6还可根据实际需要并排设置为两个或两个以上，其原理和设置为一个或两个的多级高压液压缸6相同。本实施例的其他结构与第一实施例相同，不再--累述。下面对本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的具体实施方式
作详细说明。
本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，包括如下步骤
1)将开口后的桥壳工件放入胀形外模内；
2)将胀形内模I从桥壳工件5的一端内孔伸入到桥壳工件5的胀形变形区处，在实际操作过程中，首先将一个推力液压缸4的活塞杆通过快速拆卸连接结构断开，并将多级高压液压缸6完全收缩,将胀形内模I和从另一个推力液压缸3 —端的内孔伸入到桥壳工件内，再利用快速拆卸连接结构将推力液压缸4的活塞杆快速连接；
3)胀形外模2合模，并将胀形外模2的支撑机构压在桥壳琵琶包5a的胀形变形区与非变形区之间的过渡面5b上，通过在胀形外膜2上设置支撑机构，能够控制桥壳工件5的胀形变形，即桥壳工件5的胀形变形区位于两端的过渡面5b之间； 4)位于上模块Ia与下模块Ib之间的多级高压液压缸6向胀形内模I施加垂直于桥壳工件5轴向方向的胀形液压力，即仅由多级高压液压缸6向胀形内模I施加桥壳工件5胀形变形所需的胀形力；
5)卸载，退模。优选的，所述第4)步骤中，位于胀形内模I两端的推力液压缸3和推力液压缸4向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件5轴向方向的辅助推力，辅助推力通过连杆机构分解为作用在上模块Ia和下模块Ib上并垂直于桥壳工件5轴向方向的辅助推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力平行分力，桥壳工件受到的胀形力为辅助推力垂直分力和胀形液压力的合力；
如图7-9所示，Ο-tl为桥壳工件弹性变形阶段，tl-t2时间段为桥壳工件5胀形变形的屈服阶段，t2-t3时间段为在桥壳工件5胀形变形的胀形阶段，t3-t4时间段为桥壳工件5胀形变形的胀形阶段，t4-t5为桥壳工件胀形变形完成后的卸载阶段。在桥壳工件5胀形变形的屈服阶段，辅助推力垂直分力单调递增，胀形液压力随着桥壳工件5的屈服应变规律变化；
在桥壳工件5胀形变形的胀形阶段，胀形液压力和辅助推力垂直分力均单调递增； 在桥壳工件5胀形变形的合模阶段，辅助推力垂直分力递增，胀形力达到设定值后保压。优选的，桥壳工件5在胀形变形完成后，保压15 40秒，通过保压，能够防止桥壳工件5在退模后在内应力作用下发生变形，保证产品质量。本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，利用多级高压液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴向方向的胀形液压力，在胀形液压力的作用下，上模块Ia和下模块Ib挤压桥壳工件5实现胀形。由于直接采用多级高压液压缸5施加桥壳工件胀形变形所需的胀形液压力，且胀形液压力直接作用在上模块Ia和下模块Ib上，能够更加直接方便地通过控制胀形液压力来控制桥壳工件的胀形变形。通过在胀形内模I的两端设置推力液压缸3和推力液压缸4，在胀形的过程中提供辅助推力，辅助推力作用在连杆机构上，并通过双铰连杆8分别作用在上模块Ia和下模块Ib上,使上模块Ia和下模块Ib受到垂直于桥壳工件5轴向方向的辅助推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力平行分力，辅助推力平行分力可防止上模块Ia和下模块Ib在胀形变形过程中发生位置偏移，保证胀形后得到的桥壳琵琶包的质量，辅助推力垂直分力可为桥壳工件胀形变形提供辅助的胀形力。
由几何关系可知，辅助推力T与辅助推力垂直分力T1的关系为
T1=T · tan Θ /2
式中，Θ为双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角。综上，本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺通过控制多级高压液压缸的液压力，可较好的控制桥壳工件5胀形变形的整个过程，能够满足胀形生产汽车驱动桥的要求。进一步,桥壳工件5的壁厚一般为I. 5-40mm,桥壳工件5在可以米用两种方式进行胀形变形，分别为热胀形方式和冷胀形方式。热胀形方式为桥壳工件5在放入胀形外模2前,加热至200-600°C,通过加热,能够提高桥壳工件5的塑性变形能力，使得桥壳工件5胀形变形所需的胀形力更小，节约投资成本。优选的，桥壳工件5为局部加热，加热的区域为桥壳工件5的胀形变形区，本实施例 采用中频感应加热方式对桥壳工件5进行加热，采用局部加热方式，可节约能源。冷胀形方式为桥壳工件5在常温下胀形变形。采用热胀形方式和冷胀形方式均可实现桥壳工件5的胀形变形，但是由于在冷胀形方式下，桥壳工件5为常温，其塑性变形能力较差，在同等条件下所需的胀形变形的力比热胀形方式大。下面通过具体实施例对本发明的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺的实施方式作详细说明。第I实施例
本实施例的桥壳工件5的壁厚为I. 5mm，其具体的胀形变形的工艺参数如下
I、热胀形方式
I)桥壳工件5在胀形变形时被加热至600°C
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为200(Γ2200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为90(Γ1600ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为280(Γ3000ΚΝ后，保压15s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等。即桥壳工件5胀形变形所需的胀形力全部由多级高压液压缸提供，推力液压缸3和推力液压缸4对胀形内模不产生作用力。2)桥壳工件5在胀形变形时被加热至400°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为230(Γ2500并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为100(Γ1800ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为300(Γ3200ΚΝ后，保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等。即桥壳工件5胀形变形所需的胀形力全部由多级高压液压缸提供，推力液压缸3和推力液压缸4对胀形内模不产生作用力。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为320(Γ3500并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为0ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力与胀形力相等；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为200(Γ2800ΚΝ，其 中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为1000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为115(Γ2700ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为410(Γ4300ΚΝ后，保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为2000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至240(Γ2650ΚΝ后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为580(Γ6100ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为550(Γ5850ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为500(Γ5600ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为250(Γ5300ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至630(Γ6500ΚΝ后，保压35s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至370(Γ4000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。第2实施例
本实施例的桥壳工件5的壁厚为8mm，其具体的胀形变形的工艺参数如下
I、热胀形方式
I)桥壳工件5在胀形变形时被加热至600°C
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为795(Γ8100ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为760(Γ7850ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为600(Γ7500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为350(Γ7250ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至825(Γ8500ΚΝ后，保压25s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至570(Γ6000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2)桥壳工件5在胀形变形时被加热至400°C ； 在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为925(Γ9500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为900(Γ9200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为770(Γ9000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为520(Γ8700ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至980(Γ10000ΚΝ后，保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至725(Γ7500ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为1500(Γ15500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为1470(Γ15300ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为1300(Γ14500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为1040(Γ14300ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1700(Γ17800ΚΝ后，保压35s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为5000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至1280(Γ13600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2、冷胀形方式
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为3250(Γ33000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为3220(Γ32800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为2950(Γ31500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为2700(Γ31200ΚΝ，而辅助推力垂直分力 Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3400(Γ35000ΚΝ后，保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为5000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至2980(Γ30800ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。第3实施例
本实施例的桥壳工件5的壁厚为16mm，其具体的胀形变形的工艺参数如下
I、热胀形方式
I)桥壳工件5在胀形变形时被加热至600°C
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为1590(Γ16200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为1560(Γ16000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为1200(Γ15000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为945(Γ14800ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1650(Γ17000ΚΝ后，保压15s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至1390(Γ14500ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2)桥壳工件5在胀形变形时被加热至400°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为1850(Γ19000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为1820(Γ18700ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为1540(Γ18000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为1280(Γ17800ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1960(Γ20000ΚΝ 后，保压25s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为4000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至1620(Γ16600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为3000(Γ31000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为2970(Γ30800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为2600(Γ29000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为2340(Γ28800ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=TtanQ/2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3400(Γ35600ΚΝ后，保压18s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为8000ΚΝ，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至2720(Γ28900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2、冷胀形方式
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为6500(Γ66000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为6470(Γ65800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为5900(Γ63000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为5640(Γ62800ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至6800(Γ70000ΚΝ后，保压36s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为8000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至6120(Γ63300ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。本实施例的汽车驱动桥整体符合内高压胀形工艺还可仅仅采用多级高压液压缸对胀形内模施加胀形力，此时胀形液压力等于桥壳工件所需的胀形力，即胀形液压力的变化规律与胀形力的变化规律相同，不在一一累述。第4实施例
本实施例的桥壳工件5的壁厚为25mm，其具体的胀形变形的工艺参数如下
I、热胀形方式
I)桥壳工件5在胀形变形时被加热至600°C
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为2480(Γ25300ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为2450(Γ25000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为1870(Γ23400ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为1620(Γ23200ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至2570(Γ26600ΚΝ后，保压28s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至2320(Γ24000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。·
2)桥壳工件5在胀形变形时被加热至400°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为2890(Γ29700ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为2860(Γ29500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为2400(Γ28200ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为2150(Γ27900ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3060(Γ31300ΚΝ后，保压32s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为4000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至2720(Γ27900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为4680(Γ48400ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为4660(Γ48200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为4060(Γ45300ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为3810(Γ45000ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至5310(Γ55600ΚΝ后，保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为10000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至4470(Γ47200ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2、冷胀形方式
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为10150(Γ103100ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为10130(Γ102800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为9220(Γ98500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为8960(Γ98200ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至10620(Γ109400ΚΝ后，保压32s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为10000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至9780(Γ100000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。本实施例的汽车驱动桥整体符合内高压胀形工艺还可仅仅采用多级高压液压缸对胀形内模施加胀形力，此时胀形液压力等于桥壳工件所需的胀形力，即胀形液压力的变化规律与胀形力的变化规律相同，不在一一累述。第5实施例
本实施例的桥壳工件5的壁厚为40mm，其具体的胀形变形的工艺参数如下
I、热胀形方式
I)桥壳工件5在胀形变形时被加热至600°C
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为3970(Γ40500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000KN，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为3940(Γ40200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为3000(Γ37500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为2740(Γ37200ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至4120(Γ42500ΚΝ后，保压38s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为4000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐 渐变化至3780(Γ39200ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2)桥壳工件5在胀形变形时被加热至400°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为4620(Γ47500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为4590(Γ47200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为3850(Γ45000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为3590(Γ44800ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=TtanQ/2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至4900(Γ50000ΚΝ后，保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为4000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至4560(Γ46600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为7500(Γ77500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为7470(Γ77200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为6500(Γ72500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为6240(Γ72200ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至8500(Γ89000ΚΝ后，保压35s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为12000KN,辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至7490(Γ78900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。2、冷胀形方式
在桥壳工件5变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为16250(Γ165000ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力的最大值为16220(Γ164800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件5变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增为 14750(Γ157500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为3000ΚΝ，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐递增为14490(Γ157200ΚΝ，而辅助推力垂直分力Tl=TtanQ/2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角Θ随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大，则辅助推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；；
在桥壳工件5变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至170000ΚΝ后，保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的辅助推力为12000KN，辅助推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级高压液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的胀形液压力逐渐变化至15990(Γ164900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即辅助推力垂直分力也保持恒定。本实施例的汽车驱动桥整体符合内高压胀形工艺还可仅仅采用多级高压液压缸对胀形内模施加胀形力，此时胀形液压力等于桥壳工件所需的胀形力，即胀形液压力的变化规律与胀形力的变化规律相同，不在一一累述。
权利要求
1.一种汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于包括如下步骤 1)将开口后的桥壳工件放入胀形外模内； 2)将胀形内模从桥壳工件的一端内孔伸入到桥壳工件的胀形变形区处； 3)胀形外模合模，并将胀形外模的支撑机构压在桥壳琵琶包的胀形变形区与非变形区之间的过渡面上； 4)位于上模块与下模块之间的多级高压液压缸向胀形内模施加垂直于桥壳工件轴向方向的胀形液压力； 5)卸载、退模。
2.根据权利要求I所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于所述第4)步骤中，位于胀形内模两端的两个推力液压缸向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力，所述辅助推力通过连杆机构分解为作用在上模块和下模块上并垂直于桥壳工件轴向方向的辅助推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的辅助推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述辅助推力垂直分力和胀形液压力的合力； 在桥壳工件胀形变形的屈服阶段，所述辅助推力垂直分力单调递增，所述胀形液压力随着桥壳工件的屈服应变规律变化； 在桥壳工件胀形变形的胀形阶段，所述胀形液压力和辅助推力垂直分力均单调递增； 在桥壳工件胀形变形的合模阶段，所述辅助推力垂直分力递增，所述胀形力达到设定值后保压。
3.根据权利要求2所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于桥壳工件在胀形变形的合模阶段保压15-40秒。
4.根据权利要求3所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于所述桥壳工件的壁厚为I. 5-40mm。
5.根据权利要求4所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于所述第I)步骤中，桥壳工件在放入胀形外模前，加热至200-600°C。
6.根据权利要求5所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于所述桥壳工件为局部加热，加热的区域为桥壳工件的胀形变形区。
7.根据权利要求3所述的汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，其特征在于所述桥壳工件在常温下胀形变形。
全文摘要
本发明公开了一种汽车驱动桥整体复合内高压式胀形工艺，包括如下步骤包括如下步骤1)将开口后的桥壳工件放入胀形外模内；2)将胀形内模从桥壳工件的一端内孔伸入到桥壳工件的胀形变形区处；3)胀形外模合模，并将胀形外模的支撑机构压在桥壳琵琶包的胀形变形区与非变形区之间的过渡面上；4)位于上模块与下模块之间的多级高压液压缸向胀形内模施加垂直于桥壳工件轴向方向的胀形液压力；5)卸载、退模。
文档编号B21D53/88GK102886459SQ20121035740
公开日2013年1月23日 申请日期2012年9月24日 优先权日2012年9月24日
发明者王春涛, 龚仕林, 徐 明, 刘复元, 周雄, 陈超, 董季玲, 欧忠文, 胡玉梅, 杜维先, 杨治明 申请人:重庆科技学院, 龚仕林