专利名称：汽车驱动桥整体复合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胀形工艺，该汽车驱动桥整体复合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胀形工艺，该汽车驱动桥整体复合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胀形工艺，包括如下步骤
I. 一种汽车驱动桥整体复合胀形工艺，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)利用位于胀形内模两端的推力装置分别向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件轴向方向的推力；利用压力发生装置向上模块和下模块施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力；所述推力在连杆机构的作用下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推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述推力垂直分力和压力的合力，所述桥壳工件在胀形力的作用下胀形变形；
5)卸载，退模。进一步，桥壳工件在胀形变形完成后，保压15 40秒。进一步,所述桥壳工件的壁厚为I. 5_40mm。进一步，所述桥壳工件采用热胀形变形方式，且在所述第I)步骤中，桥壳工件在放入胀形外模前，被加热至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胀形工艺通过采用推力装置分别向胀形内模两端施加相向且大小相等并平行于桥壳工件轴向方向的推力，推力通过连杆机构作用在上模块和下模块上，并被分解为作用在上模块和下模块上的垂直于桥壳工件轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件的推力平行分力；推力垂直分力与压力发生装置作用在在上模块和下模块上的压力共同挤压上模块和下模块，使桥壳工件受到的应力强度大于其屈服强度，桥壳工件在上模块和下模块的挤压作用下发生胀形变形；本发明的汽车驱动桥整体复合胀形工艺主要有以下两种胀形变形方式
O内高压式胀形变形方式压力发生装置向上模块与下模块施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力为桥壳工件胀形所需的主要胀形力，推力装置对胀形内模产生的推力作为辅助胀形力，在以压力为主的胀形力的作用下，桥壳工件发生胀形变形；在推力平行分力的作用下，能够防止上模块和下模块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 的质量；
2)推力式胀形变形方式推力装置向胀形内模施加的推力为桥壳工件胀形变形所需的主要胀形力，而压力发生装置作用在上模块和下模块上的压力主要作为辅助连杆机构在胀形开始时张开的辅助胀形力，连杆机构张开可以增大推力垂直分力；在以推力垂直分力为主的胀形力的作用下桥壳工件发生胀形变形，实现胀形；在推力平行分力的作用下，能够防止上模块和下模块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的质量；综上，本发明的汽车驱动桥整体复合胀形工艺通过推力和压力，可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胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第一实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为机械推杆式胀形方式；
图2为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意 图3为本实施例胀形内模结构示意 图4为本实施例多级液压缸实施例结构示意 图5为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第二实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为螺旋推力式胀形方式；
图6为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意 图7为采用推力式胀形变形方式时桥壳工件胀形变形过程中的胀形力的变化规律图；图8为采用推力式胀形变形方式时桥壳工件胀形变形过程中的辅助液压力的变化规律 图9为采用推力式胀形变形方式时桥壳工件胀形变形过程中的胀形推力垂直分力的变化规律 图10为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第三实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为内高压式胀形方式；
图11为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意图；图12为本实施例胀形内模结构示意 图13为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第四实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为内高压流量式胀形方式；
图14为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意 图15为本实施例的多级液压缸实施例的结构示意 图16为采用内高压式胀形变形方式时桥壳工件胀形变形过程中的胀形力的变化规律
图17为采用内高压式胀形变形方式桥壳工件胀形变形过程中的辅助液压力的变化规律图； 图18为采用内高压式胀形变形方式时桥壳工件胀形变形过程中的胀形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_多级液压缸；6a-活塞杆；6b_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；6i_流通油口 ；6j_流通油口 ；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；17-螺杆。
具体实施例方式下面结合附图对本发明的具体实施方式
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胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第一实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为机械推杆式胀形方式；图2为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在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胀形装置包括胀形内模I、胀形外模2和用于向胀形内模I施加胀形力的胀形力发生装置。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的两端分别通过连杆机构铰接连接。胀形力发生装置包括压力发生装置和推力发生装置，压力发生装置位于上模块Ia与下模块Ib之间并向上模块Ia与下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴向方向的压力,推力发生装置包括分别位于胀形内模I两端的两个推力装置，两推力装置分别向胀形内模施加相向的并平行于桥壳工件5轴向方向的推力。如图I和图2所示，本实施例的两个推力装置为分别位于胀形内模I两端并用于提供推力的推力液压缸3和推力液压缸4，推力液压缸3和推力液压缸4分别向胀形内模的两端施加液压推力。本实施例的压力发生装置为设置在上模块Ia和下模块Ib之间的至少一个用于多级液压缸6,多级液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴线方向的液压力。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。如图3所示，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的推力分解为上模块Ia和下模块Ib所需的垂直于桥壳工件5轴向方向的胀形力，且伴随着桥壳工件5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，能够增大胀形力。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，多级液压缸6包括活塞杆6a和至少两级层叠套装在一起并呈伸缩结构的液压缸缸体6b,活塞杆6a套装在最内层的液压缸缸体6b上,位于最外层的液压缸缸体6b与活塞杆6a之间组成无杆腔6c,位于最内层的液压缸缸体6b与活塞杆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，本实施例的多级液压缸6设置为I个，且本实施例的多级液压缸6包括三级层叠套装在一起并呈伸缩结构的液压缸缸体6b。采用该结构的多级液压缸6，在活塞杆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，可实现多级液压缸6伸长并向外提供液压力；同理，在活塞杆6a回缩时，无杆腔6c回油，活塞杆腔6d和分级油腔6e均进油，可实现活塞杆6a回缩。本实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置在使用前，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提供推力，在连杆机构的作用下，将推力液压缸的推力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轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件5轴向方向的推力平行分力，即在推力垂直分的作用下，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。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,导致连杆机构与推力液压缸的活塞杆轴线的夹角很小，由推力液压缸的推力分解为的胀形力的大小很小，而挤压桥壳工件5变形所需的力一般较大，如果仅仅采用连杆机构连接推力液压缸和胀形内模1，可能导致上模块Ia和下模块Ib无法顺利地向桥壳工件5的上下两侧张开，即无法实现胀形，此时需要在上模块Ia和下模块Ib之间设置辅助上模块Ia和下模块Ib张开的多级液压缸6。多级液压缸6能够提供上模块Ia和下模块Ib分开或合拢的液压力，同时还能提供上模块la、下模块Ib与桥壳工件5内壁之间的合模力。由于卡壳工件5的内孔直径很小，而桥壳琵琶包5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。本实施例的多级液压缸6，通过将液压缸缸体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，而且液压缸缸体6b之间组成伸缩结构，通过液压缸缸体6b的伸长和缩短，能够有效提高多级液压缸6的液压力行程，能够满足使用要求。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，相邻两级液压缸缸体6b之间以及活塞杆6a与最内层液压缸缸体6b之间,位于外层的液压缸缸体6b的顶部设有径向向内延伸的内挡环6g,位于内层的液压缸缸体6b/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与内层液压缸缸体的外周壁之间设有密封结构,外挡环6h与外层液压缸缸体的内周壁之间设有密封结构。米用该结构的多级液压缸6,内挡环6g和外挡环6h之间形成限位机构，防止相邻的两级液压缸缸体6b以及最内层液压缸缸体6b与活塞杆6a之间脱离。优选的，油口 6f设置在内挡环6g上，防止多级液压缸6在伸缩过程中，液压缸缸体6b与油口 6f之间干涉。如图I所示，多级液压缸6的最外层液压缸缸体6b固定安装在下模块Ib上，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。本实施例的多级液压缸6设置为一个，但是本领域的技术人员应当知道，多级液压缸6还可根据实际需要并排设置为多个，其原理和设置为一个的多级液压缸6相同。本实施例的压力发生装置除了采用多级液压缸6的结构形式，还可采用其他方式实现对上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴向方向的合模力，如可以米用弹性元件等方式实现在胀形初期将上模块Ia和下模块Ib分开，以增大双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角。第二实施例
图5为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第二实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为螺旋推力式胀形方式；图6为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意图。本实施例的两个推力装置为分别位于胀形内模I两端并用于提供推力的推力液压缸3和推力液压缸4,推力液压缸3和推力液压缸4分别向胀形内模的两端施加液压推力。本实施例的压力发生装置为设置在上模块Ia和下模块Ib之间的至少一个用于多级液压缸6,多级液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴线方向的液压力，本实施例的多级液压缸6的结构与第一实施例的多级液压缸6的结构相同,不再累述。本实施例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的推力分解为上模块Ia和下模块Ib所需的垂直于桥壳工件5轴向方向的胀形力，且伴随着桥壳工件5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，能够增大胀形力。本实施例的两铰链座7之间设有自旋螺杆机构，自旋螺杆机构包括螺杆17，螺杆 17—端安装在其中一个铰链座7上，另一端安装在设置于另一个铰链座7上的螺旋底座上，螺杆17与螺旋底座在力的作用下相互旋转并自动调节位于两铰链座7之间的螺杆17长度。在桥壳工件5胀形变形过程中，可能存在由于液压力不稳定而造成上模块Ia和下模块Ib振动，导致桥壳工件5胀形变形可控性能不好，通过设置自旋螺杆机构，在桥壳工件5胀形变形过程中，通过螺杆17与螺旋底座之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸3和推力液压缸4的活塞杆推进速度相匹配，当出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件5的胀形变形过程更加平稳可控。本实施例的其他结构与第一实施例相同，不再--累述。下面介绍采用第一实施例或第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置实施本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的具体实施方式
。本发明的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，包括如下步骤
O将开口后的桥壳工件5放入胀形外模2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)利用位于胀形内模I两端的推力装置分别向胀形内模I施加相等且平行于桥壳工件5轴向方向的推力；利用压力发生装置向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力；推力在连杆机构的作用下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轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述推力垂直分力和压力的合力，所述桥壳工件在胀形力的作用下胀形变形；
采用第一实施例和第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置对桥壳工件进行胀形时，推力垂直分力和压力的变化规律如下
如图7-9所示，O-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，推力垂直分力单调递增，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，压力单调递减，推力垂直分力单调递增；
在桥壳工件5胀形变形的合模阶段，所述推力垂直分力递增，所述胀形力达到设定值后保压； 5)卸载、退模。另外，当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置对桥壳工件进行胀形时，用于维持桥壳工件5稳定胀形变形的自旋螺杆机构在推力装置推进的过程中，被驱动旋转，使位于两铰链座7之间的螺杆17长度的变化速率与两铰链座7之间的相对运动速率相等。由于液压力存在不稳定性，液压力的波动导致上模块Ia和下模块Ib振动，导致桥壳工件5胀形变形可控性能不好，本发明的汽车驱动桥整体复合机械螺旋式胀形工艺采用自旋螺杆机构，在桥壳工件胀形变形过程中，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控。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机械螺旋式胀形工艺通过采用机械螺旋式胀形装置，利用推力液压缸3和推力液压缸4向胀形内模施加平行于桥壳工件5轴向方向的推力，推力作用在连杆机构上，并通过连杆8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轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，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。由于桥壳工件5内孔的口径很小,导致连杆8在桥壳工件5发生变形的初始状态下与桥壳工件5轴向方向的夹角很小,这导致推力垂直分力较小,而桥壳工件5在初始状态下所需的胀形力较大，可能会导致无法使桥壳工件产生胀形变形，通过设置多级液压缸，对胀形内模直接施加垂直于桥壳工件5轴向方向的压力,在推力垂直分力和压力的共同作用下，桥壳工件5受到的应力强度大于等于桥壳工件的屈服强度,使桥壳工件5产生胀形变形；随着桥壳工件5变形比率的增大,连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角逐渐增大，由推力分解得到的推力垂直分力增大，此时压力可逐渐减小；有几何关系可知，推力T与推力垂直分力T1的关系为
T1=TtanΘ/2
式中，Θ为连杆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机械螺旋式胀形工艺通过控制推力液压缸和辅助液压缸6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胀形工艺采用第一实施例和第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为0ΚΝ，多级液压缸6作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为200(Γ2200ΚΝ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在90(Γ1600ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为1000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至150(Γ60ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
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280(Γ3000ΚΝ后，保压15s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为2000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至110(Γ1300ΚΝ后保压。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(Γ2500ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为230(Γ2500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至100(Γ1800ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为1000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力递减至16(Γ1700ΚΝ，而推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，由于双铰连杆8与桥壳工件5轴向方向的夹角0随着桥壳工件5的胀形变形逐渐增大,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至300(Γ3200ΚΝ，后保 压20s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为2500KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至90(Γ1100ΚΝ后保压。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为320(Γ3500ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为320(Γ3500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至200(Γ2800ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为1000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至115(Γ2700ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至410(Γ4300ΚΝ，后保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为2500KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至200(Γ2200ΚΝ后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为580(Γ6100ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为2000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为560(Γ5900ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至500(Γ5600ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为2000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至330(Γ5400ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至630(Γ6500ΚΝ，后保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为4000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至290(Γ3100ΚΝ后保压，由于推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2，保
压过程中Θ值不变，即推力垂直分力的大小保持恒定。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力3000ΚΝ，多级液压缸6作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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至600(Γ7500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为5000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至180(Γ7000ΚΝ，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
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的推力为7000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至230(Γ2600ΚΝ后保压。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为900(Γ9200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至770(Γ9000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为5000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至350(Γ8600ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至980(Γ10000ΚΝ，后 保压35s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为7000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至390(Γ4100ΚΝ后保压。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为1500(Γ15500ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为1470(Γ15300ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1300(Γ14500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为5000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至880(Tl4000KN，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1700(Γ17800ΚΝ，后保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为14000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至520(Γ6000ΚΝ后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为3250(Γ33000ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为3220(Γ32800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至2950(Γ31500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为5000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至3100(Γ25300ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3400(Γ35000ΚΝ，后保压15s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为25000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1300(Γ14000ΚΝ后保压，由于推力垂直分力Tl=TtanQ/2，保压过程中Θ值不变，即推力垂直分力的大小保持恒定。
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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力3000ΚΝ，多级液压缸6作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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至1200(Γ15000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为8000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力递减至520(Tl4300KN，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
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25s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为12000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至6400 6900ΚΝ后保压。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为1820(Γ18700ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1540(Γ18000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为8000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至860(Tl7300KN，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至1960(Γ20000ΚΝ，后保压15s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为15000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至700(Γ7400ΚΝ后保压。 3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为3000(Γ31000ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为2970(Γ30800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至2600(Γ29000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为8000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至1920(Γ28300ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3400(Γ35600ΚΝ，后保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为30000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至880(Tl0400KN后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为6500(Γ66000ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为6470(Γ65800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至5900(Γ63000ΚΝ范围内递增，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为8000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至5220(Γ62300ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至6800(Γ70000ΚΝ，后保压40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为50000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至2600(Γ28000ΚΝ后保压，由于推力垂直分力Tl=TtanQ/2，保压过程中Θ值不变，即推力垂直分力的大小保持恒定。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力3000ΚΝ，多级液压缸6作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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至1870(Γ23400ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为10000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至1030(Γ22500ΚΝ，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
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32s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为20000ΚΝ，推力垂直分力Tl=TtanQ/2并逐渐增大，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至9000 9700ΚΝ后保压。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为2860(Γ29500ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至2400(Γ28200ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为10000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至1560(Γ27300ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3060(Γ31300ΚΝ，后保压18s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为30000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至540(Γ6000ΚΝ后保压。3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为4680(Γ48400ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为4660(Γ48200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至4060(Γ45300ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为10000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至3220(Γ44400ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至5310(Γ55600ΚΝ，后保压38s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为40000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1950(Γ22000ΚΝ后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为10150(Γ103100ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为10130(Γ102800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至9220(Γ98500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为10000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至8370(Γ97600ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至10620(Γ109400ΚΝ，后保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为80000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至3910(Γ42200ΚΝ后保压，由于推力垂直分力Tl=TtanQ/2，保压过程中Θ值不变，即推力垂直分力的大小保持恒定。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力3000ΚΝ，多级液压缸6作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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至3000(Γ37500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为12000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至1990(Γ36400ΚΝ，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
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40s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为30000ΚΝ，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力变化至1600(Tl7300KN 后保压。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并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为4590(Γ47200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至3850(Γ45000ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为12000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至2840(Γ43900ΚΝ，而推力垂直分力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,则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至4900(Γ50000ΚΝ，后保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为40000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1540(Tl6400KN后保压。
3)桥壳工件5在胀形变形时被加热至200°C ；
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为7500(Γ77500ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为7470(Γ77200ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至6500(Γ72500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为12000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至5490(Γ71400ΚΝ，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；
当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至8500(Γ89000ΚΝ，后保压20s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为60000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至3460(Γ38600ΚΝ后保压。2、冷胀形方式
在桥壳工件变形的屈服阶段，桥壳工件所需的胀形力的最大值为16250(Γ165000ΚΝ并随桥壳工件壳屈服应变规律波动，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为16220(Γ164800ΚΝ并随着桥壳工件屈服应变规律波动；
在桥壳工件变形的胀形阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至14750(Γ157500ΚΝ，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为12000ΚΝ，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递减至13740(Tl56400KN，而推力垂直分力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，则推力垂直分力Tl在桥壳工件5胀形阶段单调递增；当采用第二实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，在桥壳工件5变形的胀形阶段，推力液压缸3和推力液压缸4的推进会带动自旋螺杆机构，通过螺杆17与螺旋底座18之间的旋转配合，螺杆17的长度变化速度与推力液压缸的活塞杆推进速度相匹配，当推力液压缸或多级液压缸出现液压力不稳定时，由于螺杆17的作用，上模块Ia和下模块Ib能够保持稳定，使得桥壳工件的胀形变形过程更加平稳可控；
在桥壳工件变形的合模阶段，桥壳工件5所需的胀形力逐渐递增至17000(Γ175000ΚΝ，后保压30s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为105000KN，多级液压缸作用在上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至8180(Γ86900ΚΝ后保压，由于推力垂直分力Tl=TtanQ/2，保压过程中Θ值不变，即推力垂直分力的大小保持恒定。第三实施例
如图10所示，为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第三实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为内高压式胀形方式；图11为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在工件胀形变形前的结构示意图。 如图10和图11所示，本实施例的两个推力装置为分别位于胀形内模I两端并用于提供胀形推力的推力液压缸3和推力液压缸4，推力液压缸3和推力液压缸4分别向胀形内模的两端施加液压推力。本实施例的压力发生装置为设置在上模块Ia和下模块Ib之间的至少一个用于多级液压缸6,多级液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴线方向的液压力。如图10所示，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。本实施例的多级液压缸6与第一实施例相同,本实施例的多级液压缸6并排设置为2个,如图12所不,其中一个多级液压缸6的最外层液压缸缸体6b与下模块Ib之间通过螺纹连接结构固定连接，活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在上模块Ia上；另一个多级液压缸6的最外层液压缸缸体6b与上模块Ia之间通过螺纹连接结构固定连接，活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在下模块Ib上。本实施例的其他结构与第一实施例相同，但是在胀形过程中，本实施例的多级液压缸6对上模块Ia和下模块Ib施加的垂直于桥壳工件5轴线方向的压力为使桥壳工件5发生胀形变形的主要胀形力，推力液压缸3和推力液压缸4对胀形内模I施加的推力主要作为上模块Ia和下模块Ib的辅助合模力。在以多级液压缸6的压力为主的胀形力的作用下，桥壳工件5发生胀形变形，实现胀形。在平行分力的作用下，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的质量。本实施例的推力发生装置除了采用推力液压缸的结构形式之外，还可采用现有的其他机械结构同时对胀形内模I两端施加推力，不再一一累述。
第四实施例
如图13所示，为适用于本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的汽车驱动桥整体复合胀形装置第四实施例在工件胀形变形完成后的结构示意图，表现为内高压流量式胀形方式；图14为本实施例汽车驱动桥整体复合胀形装置在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胀形装置包括胀形内模I、胀形外模2和用于向胀形内模I施加胀形力的胀形力发生装置。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的两端分别通过连杆机构铰接连接。胀形力发生装置包括压力发生装置和推力发生装置，压力发生装置位于上模块Ia与下模块Ib之间并向上模块Ia与下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴向方向的压力,推力发生装置包括分别位于胀形内模I两端的两个推力装置，两推力装置分别向胀形内模施加相向的并平行于桥壳工件5轴向方向的推力。 如图13和图14所示，本实施例的两个推力装置为分别位于胀形内模I两端并用于提供辅助合模力的推力液压缸3和推力液压缸4,推力液压缸3和推力液压缸4分别向胀形内模的两端施加液压推力。本实施例的压力发生装置为设置在上模块Ia和下模块Ib之间的至少一个用于多级液压缸6,多级液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴线方向的液压力。如图15所示，本实施例的多级液压缸6包括活塞杆6a和至少两级层叠套装在一起并呈伸缩结构的液压缸缸体6b,活塞杆6a套装在最内层的液压缸缸体6b上,位于最外层的液压缸缸体6b与活塞杆6a之间组成无杆腔6c,位于最内层的液压缸缸体6b与活塞杆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，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，无杆腔6c上设有用于液压油流通的流通油口6i和流通油口 6j。如图9所示，本实施例的多级液压缸6设置为2个，其中个多级液压缸6的最外层液压缸缸体6b与下模块Ib之间通过螺纹连接结构固定连接，活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在上模块Ia上；另一个多级液压缸6的最外层液压缸缸体6b与上模块Ia之间通过螺纹连接结构固定连接，活塞杆6a通过螺纹紧固件固定安装在下模块Ib上。本实施例的多级液压缸6包括三级层叠套装在一起并呈伸缩结构的液压缸缸体6b。本实施例的其他结构与第一实施例相同，不再--累述。同理，本实施例的推力发生装置除了采用推力液压缸的结构形式之外，还可采用现有的其他机械结构同时对胀形内模I两端施加推力，不再一一累述。下面介绍采用第三实施例或第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置实施本发明汽车驱动桥整体复合胀形工艺的具体实施方式
。本发明的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，包括如下步骤
O将开口后的桥壳工件5放入胀形外模2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；
4)利用位于胀形内模I两端的推力装置分别向胀形内模I施加相等且平行于桥壳工件5轴向方向的推力；利用压力发生装置向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力；推力在连杆机构的作用下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轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述推力垂直分力和压力的合力，所述桥壳工件在胀形力的作用下胀形变形；
采用第三实施例和第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置对桥壳工件进行胀形时，推力垂直分力和压力的变化规律如下
如图16-18所示，O-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，推力垂直分力单调递增，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，压力和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，推力垂直分力递增，胀形力达到设定值后保压。5)卸载、退模。另外，当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置对桥壳工件进行胀形时，压力发生装置采用多级液压缸，且多级液压缸内的液压油的流速为0-10L/min。在汽车驱动桥桥壳的胀形生产过程中，一般需要对桥壳工件5进行加热，以提高桥壳工件5的塑性变形能力，并减小桥壳工件5胀形变形所需的胀形力，加热的温度一般在200-600°C左右，然而由于液压油在高温下会变质，可能导致多级液压缸6输出的压力不足或不稳定，导致胀形无法顺利进行，无法控制桥壳工件5的胀形变形过程，本发明通过采用多级液压缸6，不仅能够为桥壳工件5胀形变形提供液压胀形力，而且使液压油在多级液压缸6的无杆腔6c内以一定速度流动，使液压油在升温变质前被排出多级液压缸6，保证多级液压缸6内的液压油的温度维持在较低温度水平，使多级液压缸6输出的液压胀形力稳定可控。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流量式胀形工艺，利用多级液压缸6向上模块Ia和下模块Ib施加垂直于桥壳工件5轴向方向的压力,在压力的作用下,上模块Ia和下模块Ib挤压桥壳工件5实现胀形。由于直接采用多级液压缸6施加桥壳工件5胀形变形所需的压力，且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压力来控制桥壳工件5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推力，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轴向方向的推力垂直分力和平行于桥壳工件5轴向方向的推力平行分力，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5a的质量，推力垂直分力可为桥壳工件5胀形变形提供辅助的胀形力。由几何关系可知，推力T与推力垂直分力T1的关系为
T1=TtanΘ/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流量式胀形工艺通过控制多级液压缸6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胀形工艺采用第三实施例和第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置的实施方式作详细说明。第6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的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等；
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的推力为0ΚΝ,多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等；
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的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为10L/min。即桥壳工件5胀形变形所需的胀形力全部由多级液压缸提供，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的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等；
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的推力为OKN,多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等；
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的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等。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。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为7L/min。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的推力为0ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力与胀形力相等；
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的推力为1000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为115(Γ2700ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为2000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至240(Γ2650ΚΝ后保压。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为5L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为250(Γ5300ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为3000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至370(Γ4000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为OL/min。
第7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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为350(Γ7250ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为3000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至570(Γ6000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为8L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为520(Γ8700ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为3000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至725(Γ7500ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为5L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为1040(Tl4300KN，而推力垂直分力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的推力为5000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1280(Γ13600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的 流速为7L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为2700(Γ31200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为5000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至2980(Γ30800ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为lL/min。第8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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为945(Tl4800KN，而推力垂直分力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的推力为3000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1390(Γ14500ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为4L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为1280(Tl7800KN，而推力垂直分力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的推力为4000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至1620(Γ16600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为9L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为2340(Γ28800ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为8000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至2720(Γ28900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为3L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为5640(Γ62800ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为8000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至6120(Γ63300ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为O. 5L/min。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液压缸对胀形内模施加胀形力，此时压力等于桥壳工件所需的胀形力，即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9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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为1620(Γ23200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为3000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至2320(Γ24000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为9L/min。
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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为2150(Γ27900ΚΝ，而推力垂直分力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3 060(Γ31300ΚΝ后，保压32s，其中推力液压缸3和推力液压缸4的推力为4000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至2720(Γ27900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为6L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为3810(Γ45000ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为10000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至4470(Γ47200ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为3L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为8960(Γ98200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为10000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至9780(Γ100000ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为2L/min。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液压缸对胀形内模施加胀形力，此时压力等于桥壳工件所需的胀形力，即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10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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为2740(Γ37200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为4000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至3780(Γ39200ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为7L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为3590(Γ44800ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为4000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至4560(Γ46600ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为5L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为6240(Γ72200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为12000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至7490(Γ78900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为4L/min。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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力的最大值为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的推力为3000ΚΝ，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐递增为14490(Γ157200ΚΝ，而推力垂直分力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的推力为12000KN，推力垂直分力Tl=Ttan Θ /2并逐渐增大，多级液压缸作用下上模块Ia和下模块Ib上的压力逐渐变化至15990(Γ164900ΚΝ后保压，保压过程中，Θ的大小不变，即推力垂直分力也保持恒定。当采用第四实施例的汽车驱动桥整体复合胀形装置时，多级液压缸内的液压油的流速为5L/min。 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液压缸对胀形内模施加胀形力，此时压力等于桥壳工件所需的胀形力，即压力的 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)利用位于胀形内模两端的推力装置分别向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件轴向方向的推力；利用压力发生装置向上模块和下模块施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力；所述推力在连杆机构的作用下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推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述推力垂直分力和压力的合力，所述桥壳工件在胀形力的作用下胀形变形； 5)卸载，退模。
2.根据权利要求1所述的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，其特征在于桥壳工件在胀形变形完成后，保压15 40秒。
3.根据权利要求2所述的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，其特征在于所述桥壳工件的壁厚为1. 5-40mm。
4.根据权利要求3所述的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，其特征在于所述桥壳工件采用热胀形变形方式，且在所述第I)步骤中，桥壳工件在放入胀形外模前，被加热至200-600。。。
5.根据权利要求4所述的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，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。
6.根据权利要求3所述的汽车驱动桥整体复合胀形工艺，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；4)利用位于胀形内模两端的推力装置分别向胀形内模施加相等且平行于桥壳工件轴向方向的推力；利用压力发生装置向上模块和下模块施加垂直于桥壳工件轴向方向的压力；所述推力在连杆机构的作用下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推力垂直分力和平行于桥壳工件轴向方向的推力平行分力，所述桥壳工件受到的胀形力为所述推力垂直分力和压力的合力，所述桥壳工件在胀形力的作用下胀形变形；5)卸载，退模。
文档编号B21D31/04GK102886427SQ20121035746
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
发明者徐 明, 龚仕林, 刘复元, 肖大志, 周雄, 林顺洪, 陈超, 杨治明, 董季玲, 欧忠文, 胡玉梅 申请人:重庆科技学院, 龚仕林