前言

近些年來，在能源危機(jī)以及綠色環(huán)保的政策需求背景下，新能源汽車的發(fā)展獲得了廣泛關(guān)注，其中以氫氣為原料的質(zhì)子交換膜燃料電池汽車是具有效率及環(huán)保潛力的解決方案之一［1］，例如日本Mriai和韓國現(xiàn)代等商業(yè)化燃料電池汽車獲得了廣泛的關(guān)注。質(zhì)子交換膜燃料電池的主要工作原理為通過電化學(xué)反應(yīng)將化學(xué)能轉(zhuǎn)化為電能，具有高能效、無污染、快速響應(yīng)負(fù)載變化、高能量轉(zhuǎn)換效率和低運(yùn)行溫度等特點(diǎn)。極板是質(zhì)子交換膜燃料電池的關(guān)鍵部件之一，具有隔離并分配反應(yīng)氣體、收集電子以及結(jié)構(gòu)支撐等作用，根據(jù)材質(zhì)區(qū)分，極板主要分為石墨極板、金屬雙極板和復(fù)合材料極板，其中金屬雙極板憑借其特有的超薄、易加工、低成本等優(yōu)點(diǎn)受到人們的廣泛關(guān)注。金屬極板的成形難點(diǎn)在于其微流道的加工成形，對于金屬極板的成形工藝研究也多集中于如何提高金屬極板微流道的成形質(zhì)量［2］。

微流道的結(jié)構(gòu)尺寸與接近甚至達(dá)到金屬材料的晶粒尺寸數(shù)量級時(shí)，由于每個(gè)晶粒在變形中顯示出各向異性，在局部區(qū)域，塑性變形特征區(qū)別于常規(guī)尺寸成形，出現(xiàn)異常的不均勻性，這就是在微結(jié)構(gòu)變形中材料的成形性尺寸效應(yīng)［3-4］。對于微成形過程，尺寸效應(yīng)的存在損害微結(jié)構(gòu)零件的塑性成形過程，其主要體現(xiàn)在降低材料成形性，增大成形工藝的不穩(wěn)定性，易誘發(fā)成形缺陷，破壞結(jié)構(gòu)精度，以及加劇摩擦等［5-6］。微流道的成形過程需要材料在微小模具型腔內(nèi)部完全貼膜，由于模具型腔邊界約束，及接觸面摩擦影響，微成形過程的塑性變形行為更加復(fù)雜，變形抗力更大，工藝更加復(fù)雜。因此，須仔細(xì)探究微流道成形的工藝參數(shù)［7-8］。微流道結(jié)構(gòu)存在著多種的成形方式，如沖壓成形、軟模成形、電磁成形和液壓成形等，根據(jù)Mohammadtabar的研究［9］，液壓成形相比其他微流道結(jié)構(gòu)成形工藝能獲得更精密的幾何結(jié)構(gòu)，在液壓成形的基礎(chǔ)上他提出了一種兩步液壓成形方法，使用在凹模上進(jìn)行初始的液壓成形步驟，然后在凸模上完成液壓成形過程，實(shí)現(xiàn)高精度高幾何復(fù)雜性的微流道特征成形，并且研究了80、90以及100MPa對成形效果的影響。Belali-Owsia等［10］在對液壓成形、沖壓成形及銷釘混合成形3種成形方法的成形質(zhì)量研究后發(fā)現(xiàn)，隨液壓壓力的增加，雙極板的厚度分布更加均勻。Hung等［11］則通過使用復(fù)合材料對傳統(tǒng)液壓成形設(shè)備進(jìn)行升級，實(shí)現(xiàn)了250MPa高壓成形，將微流道特征的成形最大縱橫比從傳統(tǒng)液壓的0.31提高至0.468，論證了高壓對微流道結(jié)構(gòu)縱橫比的促進(jìn)作用。Palumbo等［12］對圓形、蛇形和多蛇形流場的鋁的微流道，進(jìn)行了設(shè)備改造，在液壓成形工藝的基礎(chǔ)上進(jìn)行不同溫度對成形效果影響的探究，摸索出了適合的溫?zé)嵋簤撼尚喂に噮?shù)。

目前在金屬雙極板材料選擇中，不銹鋼因其優(yōu)異的成形性獲得了研究人員的關(guān)注［13-15］，通過多種成形方式的摸索，基本上解決了不銹鋼雙極板流道加工的難題。但是隨著燃料電池產(chǎn)業(yè)的技術(shù)發(fā)展，不銹鋼雙極板難以滿足電池堆長壽命及高耐蝕性的要求，須增加額外的涂層材料和表面處理工藝，導(dǎo)致生產(chǎn)效率下降和制造成本提高［16］。鈦金屬密度低、比強(qiáng)度高，在氫燃料電池中具有優(yōu)良的耐蝕性，可以明顯降低雙極板質(zhì)量和體積，從而顯著提升電池的質(zhì)量比功率和體積比功率，且鈦金屬在長期服役運(yùn)行過程中產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物對質(zhì)子交換膜和催化劑的毒性較弱，有利于提升電池運(yùn)行的穩(wěn)定性和長使用壽命［17-18］。但超薄鈦板的室溫塑性相比不銹鋼材料較差，且回彈較為嚴(yán)重等問題，因此還需要對鈦板的微流道成形進(jìn)行研究。韓國的Kim等［19］采用動(dòng)態(tài)載荷沖壓成形制備了鈦金屬雙極板，由于鈦的延伸率更差，其成形流道深度與相同工藝成形的不銹鋼雙極板流道深度相比減少了20.7%。日本豐田公司開發(fā)了一種基于多臺壓力機(jī)和多道工序的沖壓工藝成形鈦金屬雙極板，并應(yīng)用于Mirai氫燃料電池車［20］。

國內(nèi)太原理工大學(xué)王琪、林鵬等［21-22］采用溫?zé)釠_壓和軟模成形實(shí)現(xiàn)了鈦金屬雙極板的微流道成形。哈爾濱工業(yè)大學(xué)郭斌、單忠德、徐杰等［23］對比研究了準(zhǔn)靜態(tài)成形、電磁成形和電磁預(yù)成形-準(zhǔn)靜態(tài)成形對鈦金屬雙極板成形性能的影響，發(fā)現(xiàn)電磁預(yù)成形-準(zhǔn)靜態(tài)成形的兩步?jīng)_壓方法提高了鈦金屬雙極板的極限深度、厚度均勻性和尺寸精度。華中科技大學(xué)韓小濤等［24］使用電磁成形制備了鈦金屬雙極板。上海交通大學(xué)來新民、彭林法等采用輥壓成形［25］、多工步?jīng)_壓成形［26］對鈦金屬雙極板微流道制備展開了研究。

為實(shí)現(xiàn)指導(dǎo)純鈦雙極板的成形，本文選擇了有利于加工和后續(xù)拼接的梯形截面微流道進(jìn)行液壓成形試驗(yàn)研究，采取直流道設(shè)計(jì)，材料上選擇0.1mm厚度TA2純鈦薄板。建立相關(guān)有限元模型，采用試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型準(zhǔn)確性。目前液壓成形研究多集中于液壓壓力對成形的影響，本文探究了液壓成形過程中容易調(diào)節(jié)的液壓參數(shù)［27］包括液體壓力、加載 速度及不同復(fù)雜加載路徑對成形流道深度及減薄率影響，為后續(xù)液壓成形純鈦雙極板提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

1、材料與試驗(yàn)方法

1.1試驗(yàn)材料與目標(biāo)工件

材料選擇0.1mm厚度TA2純鈦薄板，薄板的制備為多道次熱軋工藝并進(jìn)行氬氣退火。從薄板的厚度方向?yàn)橛^測面，獲得材料的初始微觀組織，如圖1所示。從圖1中可以看出，薄板晶粒均勻，處于完全退火態(tài)。考慮沿軋制方向成形性能最差［28］，可反映板材成形過程中最先失效情況，因此沿軋制方向取單向拉伸樣品，單向拉伸結(jié)果如圖2所示，TA2材料的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

目標(biāo)工件的結(jié)構(gòu)如圖3所示，其中：W為流道寬度；R為上圓角；r為下圓角；c為脊寬；b為底寬；θ為流道開角；h為流道深度，表2中詳細(xì)列舉出了圖中各項(xiàng)參數(shù)。

1.2板材成形性能檢測

在實(shí)際的零件成形過程中，板材的受力狀態(tài)是比較復(fù)雜的，成形過程中的破裂判定不能僅僅使用單向拉伸判定。使用成形極限圖（forminglimitdiagrams）來分析金屬薄板在各種應(yīng)變狀態(tài)時(shí)所能達(dá)到的極限應(yīng)變。根據(jù)GB/T29536—2013金屬管材成形極限圖（FLD）試驗(yàn)方法，使用BCS-50BR通用板材熱成形試驗(yàn)設(shè)備，試驗(yàn)前在試件表面使用腐蝕液印制2.5mm圓形網(wǎng)格進(jìn)行應(yīng)變測量，使用100mm半圓形沖頭及101mm凹模，對本文所使用的0.1mmTA2薄板得成形試驗(yàn)，為減少摩擦，在試件上涂抹工業(yè)白凡士林。樣品測試完畢后實(shí)物圖如圖4所示，獲得的成形極限圖結(jié)果如圖5所示。

1.3液壓成形原理及設(shè)備

本文將使用主動(dòng)充液成形技術(shù)，通過液體壓力進(jìn)行成形，試驗(yàn)原理如圖6（a）所示，液體作為傳力介質(zhì)代替剛性的凸模傳遞載荷，板材在液體壓力作用下貼靠凹模實(shí)現(xiàn)微結(jié)構(gòu)的成形。試驗(yàn)裝置及模具如圖6（b）所示，將板材放置在臺面上，確保板材大小大于成形范圍，合模后實(shí)現(xiàn)液室密封。通過控制液體流速閥，調(diào)節(jié)液室壓力，實(shí)現(xiàn)指定加載路徑成形，完成板材液壓成形試驗(yàn)。

2、有限元模擬

2.1有限元模型建立

使用有限元軟件對微結(jié)構(gòu)特征的主動(dòng)式充液過程進(jìn)行仿真模擬，為了減少計(jì)算時(shí)間，選擇具有代表性微結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行成形性驗(yàn)證，并且由于其存在對稱的特征，選擇代表性微結(jié)構(gòu)特征的一半進(jìn)行建模，在對稱面上設(shè)置對稱邊界條件，有限元模型如圖7所示。對實(shí)際零件中的微流道特征進(jìn)行提取建立成形模具模型，同時(shí)建立對應(yīng)壓邊圈，導(dǎo)出模具表面和壓邊圈為曲面實(shí)體；在成形過程中，TA2板材厚度很薄，在厚度方向的壁厚遠(yuǎn)小于其它方向的結(jié)構(gòu)尺寸的1/10，因此選用殼單元進(jìn)行模擬，設(shè)置為可變形的殼單元，并且在厚度方向設(shè)置5個(gè)積分點(diǎn)，考慮到其模型的復(fù)雜程度且本次有限元仿真不涉及極端非線性問題，使用四節(jié)點(diǎn)四邊形S4R為網(wǎng)格類型，網(wǎng)格尺寸為0.05mm，材料屬性如表1所示；凹模和壓邊圈認(rèn)為沒有變形，因此在模型中設(shè)為解析剛體，網(wǎng)格選擇四節(jié)點(diǎn)三維雙線性縮減積分（R3D4），該單元有著較好的兼容性，且在保證分析精度的同時(shí)也能考慮計(jì)算效率和模型的復(fù)雜性，凹模的網(wǎng)格尺寸為0.08mm，壓邊圈BINDER網(wǎng)格為0.1mm。

為實(shí)現(xiàn)對模型動(dòng)態(tài)加載的精確分析，模型的分析步類型選擇為DyanmicExplicit，時(shí)間設(shè)置與后文具體加載條件相對應(yīng)，為了確保計(jì)算精度和計(jì)算效率之間的平衡，對模型設(shè)置了適當(dāng)?shù)馁|(zhì)量縮放系數(shù)，質(zhì)量縮放的極限是確保動(dòng)能（ALLKE）不超過內(nèi)能（ALLIE）的10%，在每個(gè)模型計(jì)算完成后提取對應(yīng)參量驗(yàn)證，均符合能量要求。

模型接觸條件較為簡單，實(shí)際接觸面僅有兩對主從平面，對二者進(jìn)行接觸賦予，使用TangentialBehavior和NormalBehavior對接觸進(jìn)行定義，其中TangentialBehavior設(shè)置為Penalty，其中FricitionCoeff設(shè)置為0.1，NormalBehavior設(shè)置為‘Hard’Contact。 邊界條件中，成形過程中凹模保持不動(dòng)，為全約束；壓邊圈在成形過程中對其施加面載，壓力統(tǒng)一控制為20MPa。板料的主動(dòng)式液壓成形設(shè)置為面載，壓力輸入使用幅值曲線確定，曲線數(shù)值在具體研究內(nèi)容中進(jìn)行詳細(xì)描述。

2.2有限元模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

選擇液體壓力為45MPa進(jìn)行有限元模型的驗(yàn)證。試驗(yàn)操作中設(shè)置最大壓力為45MPa，加載時(shí)間控制為5s，液壓加載通過程序控制，壓邊使用模具合模壓力進(jìn)行，選擇20MPa為實(shí)際壓邊力。液壓成形后的試樣如圖8（a）所示，經(jīng)檢驗(yàn)試樣表面完好，沒有開裂的缺陷產(chǎn)生；成形試樣的尺寸檢測通過白光干涉的方法進(jìn)行，其基本原理為通過分束器將一束白光分成兩束波長相等光線，采集不同部位反射光線計(jì)算其光程差，實(shí)現(xiàn)物體表面的精確測量，測定結(jié)果輸出輪廓線上某一平面的XY位置，測試出試樣的表面輪廓如圖8（b）所示，對該區(qū)域內(nèi)進(jìn)行采樣，整理結(jié)果如圖8（c）所示。

按照上述試驗(yàn)內(nèi)容進(jìn)行仿真參數(shù)的調(diào)節(jié)，統(tǒng)一控制壓邊力、液體壓力、升壓時(shí)間，模擬結(jié)果如圖9（a）所示，隨機(jī)沿著長度方向提取成形輪廓，輪廓結(jié)果如圖9（b）所示。

為了對比所建立的有限元模型的準(zhǔn)確性，將試驗(yàn)和有限元獲得的輪廓結(jié)果進(jìn)行對比，通過對圖像進(jìn)行平移，將模擬結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果均統(tǒng)一放置在一個(gè)參考系中，比較其輪廓特征差異。模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比圖如圖10所示，實(shí)際成形高度為183μm，模擬成形深度為186μm，誤差率1.64%，且形狀基本相同。

將有限元模擬結(jié)果沿路徑方向?qū)穸冗M(jìn)行提取，同時(shí)將微結(jié)構(gòu)檢驗(yàn)零件進(jìn)行切割，冷鑲嵌，放入金相顯微鏡下觀測，同樣提取厚度，兩者對比如圖11所示。從結(jié)果可以看出：有限元模型及實(shí)際零件厚度變化趨勢相同，厚度最薄區(qū)域出現(xiàn)在微結(jié)構(gòu)傾角處；數(shù)值上最大厚度和最小厚度在仿真與試驗(yàn)研究中誤差均小于5%，經(jīng)驗(yàn)證有限元模型較為可靠。

考慮到實(shí)際意義，厚度研究選擇在減薄最嚴(yán)重區(qū)域進(jìn)行探究，下文中稱其為關(guān)鍵區(qū)域減薄率。

3、結(jié)果與討論

3.1液體壓力對成形的影響

在液壓成形微結(jié)構(gòu)特征過程中，液體內(nèi)壓力是影響成形質(zhì)量最主要的工藝參數(shù)，當(dāng)液體壓力過小時(shí)，無法使板材充分變形，成形深度將不足；而當(dāng)液體壓力過大時(shí)，板料又會因?yàn)樽冃文芰Σ蛔惝a(chǎn)生破裂。因此有必要研究該成形過程中的臨界液體壓力。

設(shè)置液體壓力為35、40、45和50MPa。模擬結(jié)果如圖12所示。從結(jié)果可以看出流道深度和最大減薄率受液體壓力顯著影響，流道深度分別為154、175、186和228μm，減薄率分別為7.968%、11%、12.1%和22.1%。研究結(jié)果與其他學(xué)者結(jié)果相同，液體壓力是最直接影響流道深度的因素。

選擇液體壓力為50MPa時(shí)模擬結(jié)果進(jìn)行討論，獲得的等效塑性應(yīng)變結(jié)果如圖13所示，從圖中沿著脊部到底部均勻地選擇8個(gè)點(diǎn)提取在變形過程中的應(yīng)變路徑變化情況，并將其帶入至TA2薄板成形極限圖中，判斷破裂情況，結(jié)果如圖14所示。從圖14可以看出，從脊部到底部過渡，應(yīng)變路徑逐漸往平面應(yīng)變狀態(tài)偏轉(zhuǎn)，這也說明在微結(jié)構(gòu)的液壓成形過程中，材料幾乎沒有沿著橫向流動(dòng)，沿著長度方向的拉長大部分由厚度減薄實(shí)現(xiàn)；同時(shí)從結(jié)果也可以看出，上圓角位置（位置3和位置4）在50MPa時(shí)會首先產(chǎn)生破裂，這一結(jié)果也和圖11的壁厚分布結(jié)果規(guī)律一致，也再次驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。

從結(jié)果可知，針對本文研究的該特定結(jié)構(gòu)和該特定材料來說，液壓成形的臨界壓力低于50MPa。可以為研究其他工藝參數(shù)提供參考。

3.2加載速率對成形的影響

探究加載速率對微結(jié)構(gòu)成形的影響，統(tǒng)一控制液體壓力為45MPa，通過輸入不同液體壓力隨時(shí)間變化曲線實(shí)現(xiàn)不同加載速率的設(shè)置，加載時(shí)間分別為1.5、5、10s，圖15為加載曲線示意圖。

將其對關(guān)鍵減薄區(qū)域（上圓角位置）的應(yīng)變路徑進(jìn)行提取，結(jié)果如圖16所示。從圖中可以看出，當(dāng)液體壓力為45MPa時(shí)，3種加載時(shí)間成形的微結(jié)構(gòu)試樣均沒有不會產(chǎn)生破裂缺陷，同時(shí)也可以看出，不同的加載速率對于同一位置的應(yīng)變路徑影響不大，三者幾乎重合。提取3種加載時(shí)間對應(yīng)的關(guān)鍵減薄區(qū)域的減薄率以及成形深度作為對比，結(jié)果如圖17所示。當(dāng)加載時(shí)間為1.5、5和10s時(shí)，減薄率分別為12%、12.1%和13.1%，流道深度分別為180、183.4、186.1μm，從結(jié)果可以看出，隨著加載速率的提高（即相同壓力下加載時(shí)間減小），成形深度略有下降，但是變化不大。加載速率的減緩可以給材料流動(dòng)提供充分的時(shí)間，可以促進(jìn)材料的變形，但是在普通液壓成形范圍內(nèi)的加載速率對成形結(jié)果的影響并不大，因此在實(shí)際成形中可以不用過多地考慮加載速率的影響。

3.3脈動(dòng)加載對成形的影響

研究復(fù)雜液壓加載方式對微結(jié)構(gòu)成形的影響，人工設(shè)置矩形波脈動(dòng)加載路徑（complex-1）和三角波脈動(dòng)加載路徑（complex-2），并且將線性加載路徑（linear）作為對比，3種加載路徑示意圖如圖18所示。雖然加載速率對成形影響不大，但在實(shí)際的生產(chǎn)過程中，短時(shí)間實(shí)現(xiàn)高壓容易出現(xiàn)過沖現(xiàn)象，難以控制，不具備實(shí)際的生產(chǎn)意義，但時(shí)間過長也不利于生產(chǎn)的效率，因此將時(shí)間設(shè)置為5s。文獻(xiàn)［29］在管材液壓成形中發(fā)現(xiàn)了脈動(dòng)加載有助于提高管材的成形極限，前文中發(fā)現(xiàn)雙極板在50MPa線性加載時(shí)產(chǎn)生破裂，為了驗(yàn)證脈動(dòng)加載是否有助于同樣提高板材的成形極限，因此這里脈動(dòng)加載峰值壓力選擇50MPa進(jìn)行對比。

同樣對關(guān)鍵減薄區(qū)域（上圓角位置）的應(yīng)變路徑進(jìn)行提取，結(jié)果如圖19所示。從圖中可以看出，同樣液體峰值壓力為50MPa時(shí)，復(fù)雜液壓加載方式對應(yīng)變路徑有較大的影響，采用線性加載會在上圓角位置產(chǎn)生破裂，而采用矩形波脈動(dòng)加載和三角波脈動(dòng)加載則不會。提取3種加載路徑對應(yīng)的關(guān)鍵減薄區(qū)域的減薄率以及成形深度作為對比，結(jié)果如圖20所示。當(dāng)加載路徑為complex-1、complex-2和linear時(shí)，減薄率分別為20%、20.3%和22.1%，成形深度分別為230.8、232.2、228μm。但是值得注意的是，線性加載路徑下試驗(yàn)中存在較大的破裂風(fēng)險(xiǎn)，而同樣不產(chǎn)生破裂的45MPa線性加載路徑的成形深度為186μm，因此脈動(dòng)加載路徑相比較線性加載路徑成形深度有較高的提高，提升幅度可達(dá)23.66%。原因是脈動(dòng)加載能夠使得材料產(chǎn)生周期性的回復(fù)，這使得板材和模具之間接觸力也是在變化的，這樣能夠改善板材成形過程中的摩擦潤滑，提高材料的流動(dòng)變形能力，提高了板材的成形能力同時(shí)還降低了減薄。因此在實(shí)際成形過程中，在設(shè)備能夠?qū)崿F(xiàn)脈動(dòng)加載設(shè)定的情況下，推薦考慮使用脈動(dòng)加載路徑。

4、結(jié)論

（1）微流道液壓成形過程中，材料幾乎沒有沿著橫向流動(dòng)，沿著長度方向的拉長大部分由厚度減薄實(shí)現(xiàn)，材料應(yīng)變路徑為平面應(yīng)變，且上圓角位置最容易破裂。

（2）液體壓力是影響成形質(zhì)量最主要的工藝參數(shù)，當(dāng)液體壓力過小時(shí)，無法使板材充分變形，成形深度將不足；而當(dāng)液體壓力過大時(shí)，板料又會因?yàn)樽冃文芰Σ蛔惝a(chǎn)生破裂。

（3）加載速率對應(yīng)變路徑的影響不大，隨著加載速率的提高，成形深度略有下降，但是變化不大。當(dāng)液體壓力為45MPa時(shí)，加載時(shí)間為1.5、5和10s，減薄率分別為12%、12.1%和13.1%，流道深度分別為180、183.4、186.1μm。

（4）脈動(dòng)加載特征的升壓-保壓-降壓循環(huán)過程，可在不超過材料臨界破裂應(yīng)變的前提下有效提高流道深度。線性加載路徑的成形深度為186μm，而采用矩形波脈動(dòng)加載成形深度為232.2μm，提升幅度可達(dá)23.66%。

參考文獻(xiàn)

[1] 歐陽明高 .我國節(jié)能與新能源汽車發(fā)展戰(zhàn)略與對策［J］.汽車工程， 2006， 28（4）： 317-321.

OUYANG M G.China's energy-saving and new energy vehicle development strategy and countermeasures ［J］.Automotive Engi?neering， 2006， 28（4）：317-321

[2] 任軍帥， 張英明， 譚江，等 .生物醫(yī)用鈦合金材料發(fā)展現(xiàn)狀及趨 勢［J］.材 料 導(dǎo) 報(bào) ： 納 米 與 新 材 料 專 輯 ， 2016， 30（2）：384-388.

REN J S， ZHANG Y M， TAN J， et al.Current status and trends in the development of titanium alloy materials for biomedical ap?plications［J］.Materials Herald， 2016， 30（2）： 384-388.

[3] XU Z， PENG L， LAI X.Investigation on the roll-to-plate micro?forming of riblet features with the consideration of grain size effect ［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Tech?nology， 2020， 109： 2055-2064.

[4] GU X， WANG X， MA Y， et al.Investigation on grain size effect and forming mechanism of laser shock hydraulic microforming of copper foil［J］.The International Journal of Advanced Manufactur?ing Technology， 2021， 114： 1049-1064.

[5] VOLLERTSEN F， BIERMANN D， HANSEN H N， et al.Size ef?fects in manufacturing of metallic components［J］.CIRP Annals，2009， 58（2）： 566-587.

[6] RAJA C P， RAMESH T.Influence of size effects and its key is?sues during microforming and its associated processes–a review ［J］.Engineering Science and Technology， an International Jour?nal， 2021， 24（2）： 556-570.

[7] WANG C， WANG C， XU J， et al.Interactive effect of microstruc?ture and cavity dimension on filling behavior in micro coining of pure nickel［J］.Scientific Reports， 2016， 6（1）： 23895.

[8] WANG H， GAO X， ZHU G， et al.Process analysis and hole type optimization of micro-groove multi-pass rolling［J］.The Interna?tional Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2022， 119（3）： 2201-2212.

[9] MOHAMMADTABAR N， BAKHSHI-JOOYBARI M， HOSSE?INIPOUR S J， et al.Feasibility study of a double-step hydroform?ing process for fabrication of fuel cell bipolar plates with slotted interdigitated serpentine flow field［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2016， 85： 765-777.

[10] BELALI-OWSIA M， BAKHSHI-JOOYBARI M， HOSSEINI?POUR S J， et al.A new process of forming metallic bipolar plates for PEM fuel cell with pin-type pattern［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2015， 77：1281-1293.

[11] HUNG J C， LIN C C.Fabrication of micro-flow channels for me? tallic bipolar plates by a high-pressure hydroforming apparatus［J］.Journal of Power Sources， 2012， 206： 179-184.

[12] PALUMBO G， PICCININNI A.Numerical–experimental investi? gations on the manufacturing of an aluminium bipolar plate for proton exchange membrane fuel cells by warm hydroforming［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technolo?gy， 2013， 69： 731-742.

[13] ELYASI M， GHADIKOLAEE H T， HOSSEINZADEH M.Fabri?cation of metallic bipolar plates in PEM fuel cell using semi-stamp rubber forming process［J］.The International Journal of Ad?vanced Manufacturing Technology， 2017， 92： 765-776.

[14] 肖罡， 李時(shí)春， 謝志益， 等 .燃料電池 316L 不銹鋼雙極板流道激光熔覆成形工藝［J］.機(jī)械工程材料， 2020， 44（11）：59-65.

XIAO G， LI S H， XIE Z Y， et al.Laser cladding molding process of 316L stainless steel bipolar plate runner for fuel cell［J］.Me?chanical Engineering Materials， 2020， 44（11）： 59-65.

[15] LENG Y， MING P， YANG D， et al.Stainless steel bipolar plates for proton exchange membrane fuel cells： materials， flow channel design and forming processes［J］.Journal of Power Sources，2020， 451： 227783.

[16] ANTUNES R A， OLIVEIRA M C L， ETT G， et al.Corrosion of metal bipolar plates for PEM fuel cells： a review［J］.International journal of hydrogen energy， 2010， 35（8）： 3632-3647.

[17] WOJTAS D， WIERZBANOWSKI K， CHULIST R， et al.Micro?structure-strength relationship of ultrafine-grained titanium man?ufactured by unconventional severe plastic deformation process ［J］.Journal of Alloys and Compounds， 2020， 837： 155576.

[18] MODANLOO V， TALEBI-GHADIKOLAEE H， ALIMIRZALOOV， et al.Fracture prediction in the stamping of titanium bipolar plate for PEM fuel cells［J］.International Journal of Hydrogen Energy， 2021， 46（7）： 5729-5739.

[19] KIM M J， JIN C K， KANG C G.The effect of different forming parameters on the depth of bipolar-plate channels in static-and dynamic-load stamping［J］.Proceedings of the Institution of Me?chanical Engineers， Part B： Journal of Engineering Manufacture，2015， 229（11）： 1976-1983.

[20] NAKAGAKI N.The newly developed components for the fuel cell vehicle， mirai［C］.SAE Paper 2015-01-1174.

[21] 李金哲，王琪，林鵬，等 .超薄鈦雙極板微流道精密成型工藝研究［J］.現(xiàn)代制造工程，2022（9）：9-14.

LI J Z， WANG Q， LIN P， et al.Research on microfluidic preci?sion molding process of ultra-thin titanium bipolar plates［J］.Modern Manufacturing Engineering， 2022（9）：9-14.

[22] 張彥杰，李渤渤，陶會發(fā)，等 .純鈦燃料電池雙極板軟模成形工藝研究［J］.精密成形工程，2022，14（4）：109-114.

ZHANG Y J， LI B B， TAO H F， et al.Research on soft mold forming process for bipolar plates of pure titanium fuel cell［J］.Precision Molding Engineering， 2022，14（4）：109-114.

[23] ZHU C， XU J， YU H， et al.Hybrid forming process combining electromagnetic and quasi-static forming of ultra-thin titanium sheets： formability and mechanism［J］.International Journal of Machine Tools And Manufacture， 2022， 180： 103929.

[24] DONG P， LI Z， FENG S， et al.Fabrication of titanium bipolar plates for proton exchange membrane fuel cells by uniform pres?sure electromagnetic forming［J］.International Journal of Hydro?gen Energy， 2021， 46（78）： 38768-38781.

[25] 倪軍，來新民，藍(lán)樹槐，等 .基于輥壓成形的質(zhì)子交換膜燃料電池金屬雙極板制造方法：CN200610118899.2［P］.CN1964114A.

NI J， LAI X M， LAN S H， et al.Fabrication method of metal bi?polar plates for proton exchange membrane fuel cells based on roll forming： CN200610118899.2［P］.CN1964114A.

[26] 李志鵬，徐竹田，彭林法，等 .超薄鈦板微流道多工步成形研究［J］.機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2020，36（4）：113-117.

LI Z P， XU Z T， PENG L F， et al.Research on microfluidic multi-step molding of ultra-thin titanium plates［J］.Mechanical Design and Research，2020，36（4）：113-117.

[27] 苑世劍 .現(xiàn)代液壓成形技術(shù)［M］.2 版 .北京：國防工業(yè)出版社，2016.

YUAN S J.Modern hydroforming technology ［M］.2nd ed.Bei?jing： Defense Industry Press，2016.

[28] XU Z， LI Z， ZHANG R， et al.Fabrication of micro channels for titanium PEMFC bipolar plates by multistage forming process［J］.International Journal of Hydrogen Energy， 2020.DOI：10.1016/j.ijhydene.2020.07.230

[29] ZHANG S H， YUAN A Y， XU Y， et al.Influence of new hydro?forming loading on formability in auto parts manufacturing［J］.Steel Research International， 2010， 81（9）：532-535.

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