徐 虹 夏 丁 谷諍巍 趙忠民

（1.吉林大學(xué)；2.一汽客車(chē)有限公司）

1 前言

為減輕汽車(chē)質(zhì)量和提高安全性，近年來(lái)汽車(chē)用鋼向高強(qiáng)度鋼方向發(fā)展已成為一種趨勢(shì)[1]。當(dāng)鋼板厚度分別減小0.05 mm、0.01 mm和0.15 mm時(shí)，車(chē)身減重分別為6%、12%和18%，這表明通過(guò)材料的輕量化來(lái)減輕汽車(chē)自重具有巨大潛力。在汽車(chē)輕量化技術(shù)方面，我國(guó)與國(guó)外存在一定差距，如鋁和超高強(qiáng)鋼的用量均比國(guó)外少約1/2[2]。超高強(qiáng)度鋼比鋁合金的性?xún)r(jià)比更高，采用超高強(qiáng)度鋼不僅可降低板厚，同時(shí)還具有提高汽車(chē)安全性的作用[3]。但是超高強(qiáng)度材料也帶來(lái)了如沖壓成型性差、回彈嚴(yán)重及模具受力惡劣[4]等問(wèn)題。

為減輕某汽車(chē)后縱梁加強(qiáng)板質(zhì)量，采用1.4 mm厚的新材料超高強(qiáng)鋼DP780代替2 mm厚的原材料高強(qiáng)度鋼B250P1，并基于CAE技術(shù)對(duì)比分析了采用2種材料時(shí)的凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑等因素對(duì)彎曲回彈的影響，解決了采用新材料時(shí)出現(xiàn)回彈增大的問(wèn)題。

2 成型工藝分析

某汽車(chē)后縱梁加強(qiáng)板為U形件，如圖1所示。其底面為平面，側(cè)壁向外傾斜3°（因無(wú)法控制回彈而保留下此角度），且兩端有切角，共有6個(gè)孔。根據(jù)零件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)制定的沖壓工藝流程為：落料沖孔—壓彎—斜楔沖孔。該件原來(lái)采用的材料為高強(qiáng)度鋼B250P1，主要缺陷為壓彎成型時(shí)側(cè)壁回彈。代替原材料的新材料為超高強(qiáng)鋼DP780，DP780是一種雙相鋼，具有優(yōu)良的力學(xué)性能和成型性能。2種材料的性能參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 2種材料性能參數(shù)

3 有限元模型的建立及參數(shù)選取

利用Catia的曲面造型工具完成模具型面設(shè)計(jì)，采用Dynaform軟件對(duì)其彎曲成型及回彈進(jìn)行模擬。選擇3參數(shù)的Barlat材料模型，該模型能很好地反映各向異性對(duì)沖壓成型的影響，其應(yīng)力應(yīng)變行為用Krupkowsky公式描述為：

式中，K為硬化系數(shù)；ε0為初始屈服應(yīng)力的應(yīng)變；εp為塑性應(yīng)變；n為硬化指數(shù)，硬化模式選擇冪指數(shù)硬化模型[5]。

圖2為后縱梁加強(qiáng)板有限元模型。

影響彎曲回彈的因素較多，研究表明[6，7]，凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑是對(duì)回彈影響最大的3個(gè)因素，因此本文主要對(duì)這3個(gè)因素進(jìn)行分析。

測(cè)量回彈有很多種方法，本文選取制件側(cè)壁小切角端部節(jié)點(diǎn)最大位移量為回彈響應(yīng)參數(shù)，該值可通過(guò)DYNAFORM后處理的位移圖功能直接得到，該數(shù)值越小，回彈越小。

4 有限元計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 模具間隙對(duì)回彈的影響

設(shè)置凸凹模間隙分別為 0.9t、1.0t、1.1t、1.3t、1.5t（t為料厚），壓邊力為3 t，凹模圓角Rd=5 mm,凸模圓角Rp=9mm，摩擦因數(shù)μ=0.125，繪制出2種材料的凸凹模間隙與回彈量關(guān)系曲線(xiàn)如圖3所示。由圖3可看出，2種材料的回彈量均隨凸凹模間隙的增加而增加，且DP780的回彈更大?？紤]到模具壽命，建議最佳間隙值為1.1t，此時(shí)的回彈量為2.7611 mm，但還是超出回彈量小于1 mm的精度要求。

4.2 壓邊力對(duì)回彈的影響

設(shè)置壓邊力分別為 3 t、4 t、5 t、6 t、7 t、10 t和13 t（只針對(duì) DP780），凸凹模間隙為 1.1t，凹模圓角Rd=5 mm，凸模圓角Rp=9 mm，摩擦因數(shù)μ=0.125，繪制出2種材料的壓邊力與回彈量關(guān)系曲線(xiàn)如圖4所示。由圖4可看出，2種材料的回彈量均隨壓邊力的增加而減小。比較而言，在相同壓邊力下，DP780的回彈更大；在相同回彈下，DP780的壓邊力更大；隨著壓邊力的增加，零件減薄率越來(lái)越大，拉裂趨勢(shì)逐漸增加，當(dāng)壓邊力過(guò)大，即該件在壓邊力為10 t和13 t時(shí)出現(xiàn)拉裂。由圖4可見(jiàn)，2種材料的壓邊力為7 t時(shí)回彈量最小。

4.3 凹模圓角對(duì)回彈的影響

設(shè)置凹模圓角分別為2 mm、3 mm、4 mm和 5 mm，壓邊力為3 t，凸凹模間隙為1.1t，凸模圓角RP=9 mm，摩擦因數(shù)μ=0.125，繪制出2種材料的凹模圓角與回彈量關(guān)系曲線(xiàn)如圖5所示。由圖5可看出，凹模圓角越小，2種材料的回彈越小，相同凹模圓角下，B250P1的回彈更小。對(duì)于超高強(qiáng)鋼，過(guò)小的凹模圓角半徑容易導(dǎo)致剪切斷裂[8]，這種斷裂模式與中碳鋼和低合金高強(qiáng)度鋼的局部頸縮斷裂明顯不同，因此凹模圓角不能過(guò)小，建議凹模圓角半徑取5 mm。

通過(guò)以上分析可知，DP780的回彈量大于B250P1的回彈量，因此必須控制超高強(qiáng)鋼的回彈。

5 回彈控制

通過(guò)上述分析可知，后縱梁加強(qiáng)板產(chǎn)生回彈的主要原因是底面和側(cè)壁塑性變形不充分，而超高強(qiáng)鋼DP780本身的高強(qiáng)度又加重了回彈。雖然優(yōu)化模具工藝及結(jié)構(gòu)參數(shù)可減小回彈，但減小程度有限，同時(shí)過(guò)小的模具間隙和凹模圓角半徑不僅會(huì)降低制件的表面質(zhì)量，而且也會(huì)大大降低模具壽命。因此，必須從產(chǎn)品設(shè)計(jì)開(kāi)始控制超高強(qiáng)鋼板的彎曲回彈，且在工藝上預(yù)先考慮可能的回彈并采取防治措施。如在產(chǎn)品設(shè)計(jì)時(shí)，在底面或側(cè)壁加筋或加臺(tái)階面，以使參與變形的金屬增多、塑性變形量增大，使底面（側(cè)壁）的變形牽制側(cè)壁（底面）的變形，從而控制制件整體的回彈量[9]。為此，在不改變?cè)a(chǎn)品功能和裝配關(guān)系的前提下修改了產(chǎn)品結(jié)構(gòu)，使其底面中部（大孔的位置）高于底面3 mm形成臺(tái)階面，修改后的后縱梁加強(qiáng)板3D模型如圖6所示。

對(duì)改變結(jié)構(gòu)后的后縱梁加強(qiáng)板重新進(jìn)行模擬，主要工藝及模具結(jié)構(gòu)參數(shù)為：壓邊力為7 t，凸凹模間隙設(shè)為1.1t，凹模圓角半徑為5 mm。得到零件側(cè)壁回彈量?jī)H為0.85 mm，其彎曲回彈分布云圖如圖7所示。

圖8 和圖9分別為修改零件結(jié)構(gòu)前、后的成型極限圖及厚度分布云圖。由圖8可看出，修改前、后零件都不存在起皺和開(kāi)裂等缺陷，安全區(qū)域覆蓋零件內(nèi)部的整個(gè)區(qū)域；由圖9可看出，修改前的主要變形區(qū)為側(cè)壁，底面變形很少；修改后的主要變形區(qū)為臺(tái)階面及兩邊的側(cè)壁，此時(shí)厚度減薄率僅為1.96%，遠(yuǎn)小于20%的極限減薄率[10]。綜合以上模擬結(jié)果可知，修改結(jié)構(gòu)后的后縱梁加強(qiáng)板回彈量小于1 mm，滿(mǎn)足了使用要求，同時(shí)厚度減少0.6 mm，質(zhì)量減輕30%。

6 結(jié)束語(yǔ)

運(yùn)用DYNAFORM軟件對(duì)原材料B250P1鋼（厚度2 mm）和替代材料DP780鋼（厚度1.4 mm）的某汽車(chē)后縱梁加強(qiáng)板彎曲成型工藝進(jìn)行了CAE分析，對(duì)比了凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑等因素對(duì)2種材料回彈的影響。針對(duì)超高強(qiáng)鋼件DP780回彈大的問(wèn)題，通過(guò)修改產(chǎn)品結(jié)構(gòu)即增加臺(tái)階面控制了回彈。

基于CAE技術(shù)的超高強(qiáng)鋼輕量化，改變了過(guò)去基于經(jīng)驗(yàn)和反復(fù)工藝試驗(yàn)的新材料試驗(yàn)手段，并通過(guò)模擬計(jì)算及工藝優(yōu)化，獲得了合理工藝方案，實(shí)現(xiàn)了將材料厚度減小0.6 mm、質(zhì)量減輕30%的輕量化目標(biāo)。

1 黃炫，張君媛，陸善彬，等.某轎車(chē)后排座椅骨架CAE分析及輕量化設(shè)計(jì).汽車(chē)技術(shù)，2010（5）：18～22.

2 馬鳴圖，M.F.Shi.先進(jìn)的高強(qiáng)鋼及其在汽車(chē)工業(yè)中的應(yīng)用.鋼鐵，2004，39（7）：68～72.

3 INTERNATIONAL IRON&STEEL INSTITUTE Committee on Automotive Applications,ADVANCED HIGH STRENGTH STEEL （AHSS） APPLICATION GUIDELINES,2005.

4 B Krause,E Severson,Stamping tools for UHSS get tougher:new automotive materials force tool material to shift into high gear,Fabricator.2004,34（4）:40～43.

5 劉偉，劉紅生，邢忠文，等.高強(qiáng)鋼板沖壓成型的回彈規(guī)律與工藝參數(shù)研究.材料科學(xué)與工藝，2010，18（6）：758～761.6 倪洪啟，張金萍，王樹(shù)強(qiáng)，等.超級(jí)鋼板U型彎曲回彈的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究.鍛壓技術(shù)，2009，34（1）:39～41.

7 朱東波，孫琨，李滌塵，等.板料成型回彈問(wèn)題研究新進(jìn)展.塑性工程學(xué)報(bào)，2000，7（1）:11～17.

8 Luo M,Wier zbicki T.Numer ical failure analysis of a stretch－bending test on dua－l phase steel sheets using a phenomeno logicalfracture model.IntJSolidsStruct,2010，47（22－23）:3084～3102.

9 王秀鳳，張永春.冷沖壓模具設(shè)計(jì)與制造.北京：北京航空航天大學(xué)出版社，2008.

10 王云，于進(jìn).板料拉深件的有限元分析及模具設(shè)計(jì).微特電機(jī)，2009（7）:62～64.