郎利輝，丁少行，楊希英，孫志瑩，黃祥煜，佟振宇

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，北京 100191； 2.北京比亞迪模具有限公司，北京 101111)

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2015107

汽車后備箱門內(nèi)板充液成形數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證*

郎利輝1，丁少行1，楊希英1，孫志瑩1，黃祥煜2，佟振宇2

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，北京 100191； 2.北京比亞迪模具有限公司，北京 101111)

對汽車后備箱門內(nèi)板的充液成形-局部沖壓成形復(fù)合工藝過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析拉延筋高度、液室壓力、壓邊間隙和初始反脹高度等工藝參數(shù)對板件的減薄率的影響，最終獲得一組最優(yōu)的工藝參數(shù)，并據(jù)此制作了樣件，試驗(yàn)結(jié)果表明零件合格，驗(yàn)證了充液成形工藝及其數(shù)值模擬技術(shù)的可行性。

汽車覆蓋件；充液成形；數(shù)值模擬

前言

板材充液成形技術(shù)是利用液體介質(zhì)代替剛性凹?；蛲鼓?，依靠液體介質(zhì)壓力使板材成形的一種工藝。在成形過程中，液體壓力使坯料緊緊貼在凸模上，增大坯料與凸模之間的有益摩擦力，形成“摩擦保持”效果；合適的液室壓力可使液體從板料法蘭和凹模之間溢出，減小坯料與凹模之間的有害摩擦力，形成“流體潤滑”效果?！澳Σ帘３帧焙汀傲黧w潤滑”效果均有利于零件的拉深成形，可大大提高零件的成形極限。近幾年來，由于結(jié)構(gòu)輕量化、整體化、精密化、精品化和復(fù)合成形技術(shù)的需要，充液成形技術(shù)得到迅速發(fā)展，尤其在汽車、航空航天等領(lǐng)域[1-6]。

與一般沖壓件相比，汽車覆蓋件具有材料薄、形狀復(fù)雜、自由曲面多、結(jié)構(gòu)尺寸大和表面質(zhì)量要求高等特點(diǎn)[7-8]。對于大型汽車覆蓋件，傳統(tǒng)沖壓制造工藝一般需要多步成形工序，制造過程較繁瑣。利用充液成形技術(shù)制造該類零件可減少成形工序，避免多次定位，減少工序與工序間不必要的時(shí)間浪費(fèi)，提高生產(chǎn)效率。另外，充液成形工藝可有效提高板材成形性，產(chǎn)品尺寸精度高，表面質(zhì)量好。針對該類汽車大型覆蓋件，研究充液成形中的失穩(wěn)形式，工藝參數(shù)對成形失穩(wěn)的影響規(guī)律，以及避免失穩(wěn)的方法，為以后此類零件的充液成形工藝提供指導(dǎo)作用。

1 零件外形尺寸及材料

本文中研究的零件是汽車后備箱門內(nèi)板件，外形尺寸如圖1所示，長1 553.21mm，寬1 290.86mm，高383.12mm，具有大尺寸、弱剛度、局部小特征多和曲面法蘭等特點(diǎn)。

零件材料為深沖鋼SPCEN，板料厚度為0.8mm，材料力學(xué)性能如表1所示。SPCEN板材具有優(yōu)良沖壓成形性能，成形零件具有表面光潔平滑特性，適于制造各種沖壓零件，用途廣泛。

表1 材料的性能參數(shù)

2 充液成形工藝分析及有限元模型

該零件的傳統(tǒng)生產(chǎn)工藝為多道次拉深成形，為了減少成形工序，提高成形質(zhì)量和節(jié)約成本，可以采用充液成形-局部沖壓成形復(fù)合工藝，對局部難成形小特征部位進(jìn)行剛性模整形，兼具兩種工藝的優(yōu)點(diǎn)，并且降低充液成形的設(shè)備噸位。由圖1側(cè)視圖可以看出，該零件外形似V形，故稱此時(shí)零件方向?yàn)閂向。該零件充液成形有多種方式，包括主動(dòng)成形與被動(dòng)成形，V向與Λ向成形。經(jīng)大量數(shù)值模擬與理論研究發(fā)現(xiàn)：V向充液成形容易發(fā)生起皺失穩(wěn)，起皺狀況不易消除；Λ向主動(dòng)成形局部減薄量大，且成形不充分。因此，采用Λ向被動(dòng)充液成形方式。

本試驗(yàn)采用已被金屬成形工業(yè)廣泛應(yīng)用的dynaform軟件，其求解器是非線性動(dòng)態(tài)顯示算法的LS-DYNA。模型中，凸、凹模及壓邊圈視為剛性體，采用剛性4節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格單元進(jìn)行離散化處理，板材采用4節(jié)點(diǎn)BT殼單元。由于有“摩擦保持”和“流體潤滑”作用，坯料與凹模、壓邊圈和凸模的摩擦因數(shù)分別設(shè)置為0.005、0.10和0.15。采用定間隙壓邊方式。經(jīng)優(yōu)化后的坯料大小為1 770mm×1 580mm。有限元模型如圖2所示。

3 充液成形過程數(shù)值模擬

3.1 拉延筋對減薄率的影響

當(dāng)零件形狀不規(guī)則時(shí)，在拉深成形中零件變形復(fù)雜，各部分所受應(yīng)力往往差別很大，坯料沿凹?？诘牧鲃?dòng)速度不均衡，以致極易出現(xiàn)破裂和起皺等缺陷[9]。如何改善進(jìn)料阻力對于提高產(chǎn)品質(zhì)量顯得至關(guān)重要。拉延筋具有穩(wěn)定、有效、靈活和均勻控制壓料力的優(yōu)點(diǎn)，其作用包括調(diào)節(jié)進(jìn)料阻力分布、降低壓料面精度要求、增加零件剛性、糾正板料的不平整缺陷、提高板料表面質(zhì)量和可在一定程度上降低壓床噸位等[10]。

設(shè)置合適的液室壓力加載曲線、反脹高度和較小的壓邊間隙，不設(shè)置拉延筋，所得模擬結(jié)果如圖3所示。在坯料尺寸充足、壓邊間隙較小的情況下，坯料兩側(cè)被凸模拉進(jìn)液室而使得成形失敗，可知本試驗(yàn)需設(shè)置拉延筋，增加進(jìn)料阻力以及避免起皺的產(chǎn)生。

根據(jù)充液成形過程中板料流動(dòng)規(guī)律，拉延筋主要布置在法蘭直邊，如圖4所示白色線條部分。本文中采用半圓形拉延筋，如圖5所示，拉延筋的幾何外形(如凸筋圓角、凸筋高度和凹槽圓角等)對進(jìn)料阻力起至關(guān)重要的作用。本試驗(yàn)固定半圓形拉延筋其他幾何形狀，只通過調(diào)節(jié)凸筋高度H來達(dá)到尋求最佳進(jìn)料阻力的目的[11]。

采用最優(yōu)液室壓力加載曲線(圖6)，壓邊間隙為0.94mm，反脹高度為5mm，拉延筋圓角半徑為2.5mm，筋高度分別設(shè)置為2、2.5、3、3.5、4、4.5和5mm。不同筋高度下，充液成形后的零件最大減薄率模擬結(jié)果如圖7所示。由圖可見，最大減薄率隨著筋高度的增加而增大，這是由于隨著筋高度的增加，板料經(jīng)過拉延筋時(shí)的彎曲反彎曲變形力增大而致使進(jìn)料阻力增大導(dǎo)致的。當(dāng)筋高為2.5、3和3.5mm時(shí)，最大減薄率最小，但如圖8所示，零件上、下底部中間起皺，而筋高度為4、4.5、5mm時(shí)無起皺現(xiàn)象發(fā)生。由此確定最優(yōu)筋高度為4mm。

3.2 液室壓力對減薄率的影響

在充液拉深過程中，液室壓力起著至關(guān)重要的作用，合適的液室壓力形成的“摩擦保持”和“流體潤滑”效果可以改善拉深過程中的應(yīng)力應(yīng)變狀況，提高材料的拉深極限，有效抑制傳統(tǒng)拉深中凸模圓角破裂、懸空區(qū)起皺等缺陷[12]。

3.2.1 初始反脹壓力對減薄率的影響

取最優(yōu)拉延筋高度4mm，固定成形壓力為4MPa，壓邊間隙為0.94mm，反脹高度為5mm，改變初始反脹壓力以研究其對減薄率的影響，不同初始反脹壓力加載路徑如圖9所示。

圖10為數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可見，隨著初始反脹壓力的增大，最大減薄率先減小后增加。之所以會(huì)出現(xiàn)這種情況，是因?yàn)楫?dāng)初始反脹壓力較小時(shí)，坯料沒有在成形初期緊緊貼在凸模上形成初期“摩擦保持”效果，也沒有在凸凹模之間充分脹形以達(dá)到為成形過程補(bǔ)料的效果；當(dāng)初始反脹壓力過大時(shí)，成形初期板材因脹形過量、彎曲反彎曲應(yīng)力應(yīng)變大導(dǎo)致減薄量已經(jīng)很大。由圖10可確定最優(yōu)初始脹形壓力為1MPa。

3.2.2 成形壓力對減薄率的影響

取最優(yōu)拉延筋高度4mm，固定初始反脹壓力為1MPa，壓邊間隙為0.94mm，反脹高度為5mm，改變成形壓力以研究其對減薄率的影響，不同成形壓力加載路徑如圖11所示。

圖12為數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可見，隨著成形壓力的增大，最大減薄率先減小后增加。之所以會(huì)出現(xiàn)這種情況，是因?yàn)楫?dāng)成形壓力較小時(shí)，充液成形過程相當(dāng)于普通沖壓過程，沒有在成形過程中形成“摩擦保持”效果；當(dāng)成形壓力較大時(shí)，因凸凹模之間有很大的空隙，過大的成形壓力致使在成形過程中板料過分脹形，同時(shí)也增加了板料與壓邊圈的有害摩擦力。此種結(jié)果與文獻(xiàn)[13]中液室壓力變化有一定的范圍的結(jié)論相一致。由圖12可確定最優(yōu)成形壓力為4MPa。

3.3 壓邊間隙對減薄率的影響

由于在充液成形過程中難以嚴(yán)格控制壓邊力以滿足不同液室壓力下的壓邊力要求，因此采用定壓邊間隙的方式。

取最優(yōu)拉延筋高度4mm，固定初始反脹壓力為1MPa，成形壓力為4MPa，反脹高度為5mm，改變壓邊間隙從0.88～0.96mm，間隔0.01mm，以研究其對減薄率的影響。

圖13為數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可見，隨著壓邊間隙的增大，最大減薄率先減小后增加。壓邊間隙的大小影響著進(jìn)料阻力，控制成形失穩(wěn)的發(fā)生。過小的壓邊間隙會(huì)增大進(jìn)料阻力，在凸模下行過程中板料由凹模圓角流入模腔中的阻力加大，板料應(yīng)力應(yīng)變增大，板料減薄嚴(yán)重；過大的壓邊間隙無法建立起液室壓力，同時(shí)因?yàn)榉ㄌm區(qū)在成形過程中受切向應(yīng)力，過大的壓邊間隙會(huì)增加法蘭起皺的趨勢。起皺失穩(wěn)會(huì)增加進(jìn)料阻力，加大板材減薄量，并且不利于后續(xù)加工和縮短模具壽命。由圖13可確定最優(yōu)壓邊間隙是0.94mm。

3.4 反脹高度對減薄率的影響

初始反脹關(guān)鍵工藝參數(shù)有初始反脹壓力和初始反脹高度，優(yōu)化后的初始反脹壓力為1MPa，下面探究初始反脹高度對減薄率的影響。

取最優(yōu)拉延筋高度4mm，固定初始反脹壓力為1MPa，成形壓力為4MPa，壓邊間隙為0.94mm，改變反脹高度值從0～9mm，間隔1mm，以研究其對減薄率的影響。

圖14為數(shù)值模擬結(jié)果。由圖可見，隨著初始反脹高度的增大，最大減薄率先減小后增加。反脹高度對反脹量有很大的影響，反脹高度過高或過低對壁厚的減薄都不利。當(dāng)反脹高度太小時(shí)，坯料不能充分脹形，聚料少，導(dǎo)致在充液成形后期料不足而加大壁厚減薄率；當(dāng)反脹高度太大時(shí)，脹形過量，初始脹形應(yīng)變大，板料減薄率加大，如圖15所示。由圖14可確定最優(yōu)初始反脹高度為5mm，對應(yīng)的最大減薄率達(dá)最小，為19.61%。圖16和圖17分別是初始反脹高度為5mm和9mm時(shí)充液成形初期壁厚減薄率分布云圖。由圖16可以看出，充液成形初期最大壁厚減薄率為18.82%，而圖17中，初始反脹高度為9mm時(shí)最大壁厚減薄率為21.99%，比初始反脹高度為5mm時(shí)大3.17%。

由以上的分析可知，優(yōu)化后的工藝參數(shù)為拉延筋高度為4mm，初始反脹壓力為1MPa，成形壓力為4MPa，壓邊間隙為0.94mm，初始反脹高度為5mm。最優(yōu)液室壓力加載曲線如圖16所示。在優(yōu)化后的工藝參數(shù)下模擬的坯料邊線流料行為如圖18所示，進(jìn)料阻力設(shè)置合理，流料光滑均勻；壁厚減薄率分布云圖如圖19所示，最大減薄率為19.61%。模擬結(jié)果顯示了本工藝的合理性。

4 試驗(yàn)

在優(yōu)化的工藝參數(shù)下進(jìn)行充液成形-局部沖壓成形復(fù)合工藝試驗(yàn)，所得合格零件如圖20所示，證明了本充液成形工藝的可行性。當(dāng)壓邊間隙較小時(shí)，零件將發(fā)生開裂，圖21是在壓邊間隙為0.84mm時(shí)獲得的兩側(cè)開裂零件。當(dāng)壓邊間隙較大時(shí)，零件法蘭易起皺，圖22是在壓邊間隙為1.0mm時(shí)獲得的法蘭起皺零件。圖23是在反脹高度過大時(shí)制得的零件，可見凸凹模之間聚料多，出現(xiàn)起皺現(xiàn)象。

5 結(jié)論

(1) 大型復(fù)雜曲面法蘭薄板充液成形關(guān)鍵工藝參數(shù)包括拉延筋幾何外形、液室壓力、壓邊間隙和反脹高度。在本文優(yōu)化的工藝參數(shù)下制得了合格零件。

(2) 液室壓力過大或過小都會(huì)減小成形零件的壁厚；壓邊間隙過小會(huì)加大進(jìn)料阻力，壓邊間隙過大易發(fā)生法蘭起皺失穩(wěn)；反脹高度過大或過小也加大零件壁厚減薄。

(3) 充液成形-局部沖壓成形復(fù)合工藝，兼具兩種工藝的優(yōu)點(diǎn)。充液成形減少成形道次，局部沖壓成形可以成形充液成形無法形成的小特征，降低充液成形設(shè)備的噸位。

(4) 以有限元為基礎(chǔ)的數(shù)值模擬技術(shù)可以對成形工藝進(jìn)行分析和優(yōu)化，加深對成形過程的理解。試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性，表明了數(shù)值模擬技術(shù)對工藝參數(shù)的確定有重要的指導(dǎo)作用。

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Numerical Simulation and Test Verification of Hydroformingfor the Inner Panel of Vehicle Trunk Door

Lang Lihui1, Ding Shaohang1, Yang Xiying1, Sun Zhiying1, Huang Xiangyu2& Tong Zhenyu2

1.SchoolofMechanicalEngineeringandAutomation,BeihangUniversity,Beijing100191; 2.BeijingBYDMouldCo.,Ltd.,Beijing101111

A numerical simulation on the compound technology process combining hydroforming and local stamping for the inner panel of trunk door is conducted to analyze the effects of drawbead height，cavity pressure， blankholder gap and initial pre-bulge height on the thinning rate of panel. According to the analysis, a set of optimal process parameters are obtained, based on which a sample panel is produced and qualified by test, verifying the feasibility of hydrofroming process and its numerical simulation technique.

automotive closure panels; hydroforming; numerical simulation

*工信部國際科技合作項(xiàng)目(2010DFA52030)和國家自然科學(xué)基金(1175024)資助。

原稿收到日期為2013年6月3日，修改稿收到日期為2013年10月7日。