花維維，張振東，周 焱

（上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093）

隨著汽車(chē)工業(yè)的快速發(fā)展，汽車(chē)的安全性、經(jīng)濟(jì)性及環(huán)保性能越來(lái)越受到重視，車(chē)身輕量化是最佳解決方法之一［1-2］。由于國(guó)內(nèi)企業(yè)對(duì)汽車(chē)用高強(qiáng)度鋼的使用經(jīng)驗(yàn)不足，缺少性能數(shù)據(jù)，給高強(qiáng)度鋼廣泛應(yīng)用帶來(lái)了較大困難［3］。高強(qiáng)度鋼板在成形過(guò)程中存在許多問(wèn)題，如起皺、破裂、回彈等。

汽車(chē)艙邊梁后段在板材成形時(shí)出現(xiàn)回彈現(xiàn)象。回彈對(duì)于汽車(chē)沖壓件來(lái)說(shuō)是較難解決的問(wèn)題，現(xiàn)階段僅利用軟件來(lái)分析理論回彈補(bǔ)償量，并在產(chǎn)品上增加加強(qiáng)筋以控制回彈，但這樣仍不能完全控制回彈?；貜検菑澢遁d過(guò)程產(chǎn)生的反向彈性變形，其直接影響沖壓件的尺寸精度。本文通過(guò)對(duì)回彈機(jī)理進(jìn)行分析，并對(duì)汽車(chē)艙邊梁后段進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真，通過(guò)調(diào)整拉延筋參數(shù)使板型的最大減薄率控制在允許范圍內(nèi)。最后，對(duì)艙邊梁后段進(jìn)行回彈結(jié)果分析，運(yùn)用補(bǔ)償回彈法使產(chǎn)品達(dá)到精度要求。

1 鋼板回彈原理及模型

1.1 鋼板回彈原理

鋼板回彈是指金屬薄板在完成形狀改變后，載荷卸去時(shí)，彈性變形部分恢復(fù)使得成形后零件的形狀、尺寸發(fā)生與延伸路徑相反方向的變化［4］。鋼板回彈產(chǎn)生的原因有：①金屬板的內(nèi)層（壓應(yīng)力）和外層（拉應(yīng)力）發(fā)生塑性變形，而中性層仍然處于彈性變形階段，載荷卸去時(shí)，產(chǎn)生彈性回彈；②金屬板整體已完成塑性變形，但變形過(guò)程中無(wú)法避免地會(huì)存在小部分彈性變形，載荷卸去時(shí)，彈性變形部分依舊會(huì)發(fā)生彈性恢復(fù)，產(chǎn)生回彈。板材彎曲變形時(shí)切應(yīng)力分布如圖1所示，金屬薄板在彎矩M的作用下會(huì)發(fā)生變形，內(nèi)層CD段金屬發(fā)生壓縮變形，外層AB段金屬發(fā)生伸長(zhǎng)變形。金屬薄板的變形程度隨著M增大而增大。由彈性變形過(guò)渡到塑性變形的過(guò)程分為3個(gè)階段：a為彈性變形、b為彈塑性變形、c為純塑性變形［5-6］。

1.2 鋼板模型

汽車(chē)左右艙邊梁后段的鋼板連接左右艙邊梁至駕駛艙前圍地板，它除受到機(jī)艙碰撞時(shí)向后的傳導(dǎo)力外，其形狀也影響駕駛艙踏板限位支架等零件的空間布置及位移。本文建立了鋼板結(jié)構(gòu)模型和數(shù)學(xué)模型。

圖1 板材彎曲變形時(shí)切應(yīng)力分布Fig.1 Shear stress distribution when the sheet was bending

1.2.1 鋼板結(jié)構(gòu)模型

鋼板模型零件長(zhǎng)度為1193 mm，寬度為167 mm，高度為274 mm，厚度為2 mm。艙邊梁后段鋼板三維模型如圖2所示。零件成形深度較大，截面變化復(fù)雜。

圖2 艙邊梁后段鋼板三維模型Fig.2 Three-dimensional model of the rear section steel of cabin edge beam

1.2.2 鋼板數(shù)學(xué)模型

板材成形是一種擬靜態(tài)的變形過(guò)程，這一變形過(guò)程由各物質(zhì)點(diǎn)在空間的運(yùn)動(dòng)構(gòu)成，各物質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)可由位移來(lái)描述。本文采用有限元格式進(jìn)行空間離散［7］，平衡方程可簡(jiǎn)化為

式中：Rint、Rext分別為作用在節(jié)點(diǎn)的內(nèi)力向量和外力向量；Rci、Rce分別為接觸作用產(chǎn)生的節(jié)點(diǎn)內(nèi)力向量和外力向量。

由于Rint和Rci是位移的復(fù)雜非線性函數(shù)，利用方程不能直接求解出位移U，必須將外載荷劃分成一系列的載荷增量，將非線性方程組線性化。

從t時(shí)刻給定的平衡狀態(tài)出發(fā)，施加載荷增量后產(chǎn)生變形，t+Δt時(shí)刻的平衡方程為

式中，Δ為各參數(shù)在Δt內(nèi)的增量。

式（2）左邊展開(kāi)成Taylor級(jí)數(shù)，略去高階項(xiàng)，得到關(guān)于位移增量ΔU的線性方程，即

采用Newton-Raphson方法求解式（3）。不平衡力

通過(guò)迭代使不平衡力滿足給定的收斂條件Rres≤Tres，Tres為檢驗(yàn)迭代過(guò)程的不平衡殘余值允許值，通常取Tres= 10-5～10-3。

2 艙邊梁后段的工藝分析及動(dòng)態(tài)仿真

由于高強(qiáng)度板材的高屈服強(qiáng)度和高抗拉強(qiáng)度，在其拉延成形過(guò)程后，還必須考慮板坯形狀、材料性能、制件形狀等因素的影響，以及回彈對(duì)模具設(shè)計(jì)的影響，考慮工序間的幾何、變形、應(yīng)力狀態(tài)的相關(guān)性與繼承性。運(yùn)用軟件對(duì)零件沖壓過(guò)程的完整工序進(jìn)行仿真。高強(qiáng)度板材沖壓成形全過(guò)程仿真流程如圖3所示。

圖3 高強(qiáng)度板材沖壓成形全過(guò)程仿真流程Fig.3 Flow chart of entire process simulation for sheet forming

2.1 材料的選擇

針對(duì)不同材料建立其碰撞仿真模型。在40%偏置碰撞試驗(yàn)輸入條件下，計(jì)算前端吸能區(qū)零件結(jié)構(gòu)及強(qiáng)度要求。不同材料對(duì)碰撞的影響如圖4所示，其中HC指高強(qiáng)度鋼，DP指雙相鋼，數(shù)值分別表示屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。

圖4 不同材料對(duì)碰撞的影響Fig.4 Impact of different materials on the collision

隨著材料牌號(hào)的降低，前圍入侵量增加，HC500-780DP、HC420-780DP和HC340-590DP三種材料前圍入侵量分別為113.7、133.3和143.9。

不同材料牌號(hào)的艙邊梁后段零件車(chē)身加速度峰值均有不同程度改變。車(chē)身加速度對(duì)比，如圖5所示。其中B柱指位于前門(mén)和后門(mén)之間的柱子。

圖5 車(chē)身加速度對(duì)比Fig.5 Comparison of the body acceleration

相同結(jié)構(gòu)下，采用三種不同材料的B柱左右兩側(cè)加速度峰值分別為35.1和35.0 m·s-2、36.7和35.8 m·s-2、37.0和37.8 m·s-2。通過(guò)對(duì)比分析得出，板材的強(qiáng)度越高，車(chē)身加速度峰值越小，其偏置碰撞的侵入量越小，因此強(qiáng)度更高的HC500-780DP型號(hào)鋼材為最合適的零件用材料。

2.2 工藝仿真

在AutoForm軟件中完成初步數(shù)據(jù)搭建。工藝補(bǔ)充面的合格與否在很大程度上影響零件質(zhì)量的好壞，它可以使零件在拉成形時(shí)各處均勻變形。工藝補(bǔ)充分為內(nèi)工藝補(bǔ)充和外工藝補(bǔ)充兩部分。完成工藝補(bǔ)充和壓料面模型如圖6所示。

圖6 艙邊梁后段工藝補(bǔ)充和壓料面模型Fig.6 Addendum and binder model in the rear section of cabin edge beam

在AutoForm軟件的過(guò)程生產(chǎn)器中Tools版面分別定義凹模、料面壓、凸模，以獲得拉深模具。艙邊梁后段模具如圖7所示。凹模的單邊間隙值為板厚的110%，拉深件采用厚度為2 mm的毛坯板料，因此單邊間隙值取為2.2 mm。

圖7 艙邊梁后段模具Fig.7 Mould of the rear section of cabin edge beam

3 仿真結(jié)果分析

采用HC500-780DP高強(qiáng)度鋼，摩擦因數(shù)取0.15，壓邊力為8 × 105N，壓邊圈行程為100 mm。利用AutoForm軟件中Incremental模塊進(jìn)行模擬，通過(guò)設(shè)定經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，利用軟件進(jìn)行試計(jì)算，得到成形極限圖和減薄率圖。圖8為首次成形極限圖。圖9為減薄率圖。

根據(jù)最大減薄率和成形極限圖中拉延破裂情況判斷出圈內(nèi)易出現(xiàn)破裂問(wèn)題，因此可通過(guò)選擇大致符合壓料面的預(yù)彎料以及調(diào)整拉延筋進(jìn)行修正。圓形拉延筋結(jié)構(gòu)和參數(shù)如圖10所示，原參數(shù)為R1= 6 mm、R2= 4 mm、L= 18 mm、D= 7 mm，為使零件成形應(yīng)變符合要求，調(diào)整后參數(shù)變更為R1= 6 mm、R2= 5 mm、L= 20 mm、D= 7 mm。重新生成的零件成形極限圖如圖11所示。

兩組方案減薄率對(duì)比如圖12所示。該材料的最大減薄率要求為18.0%，第一方案中最大減薄率為21.3%，值嚴(yán)重超標(biāo)。對(duì)拉延筋參數(shù)進(jìn)行調(diào)整后，拉延成形減薄率控制在10.0%左右，翻邊整形后最大減薄率也僅為12.5%。第二方案仿真結(jié)果表明，其減薄率在許可范圍內(nèi)。

圖10 圓形拉延筋結(jié)構(gòu)和參數(shù)Fig.10 Structure and parameters of circular drawbead

圖12 兩組方案減薄率對(duì)比（單位：mm）Fig.12 Comparison of thinning ratio for two schemes

4 驗(yàn)證分析

板材沖壓成形全過(guò)程仿真技術(shù)能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)出工藝方案的可行性，但其缺陷是不能分析環(huán)境因素（如溫度）對(duì)沖壓成形過(guò)程的影響，特別是高強(qiáng)度鋼板在拉延時(shí)產(chǎn)生的高溫會(huì)使材料性能發(fā)生局部改變，造成一次加工硬化，延伸率下降；翻邊整形時(shí)又產(chǎn)生二次硬化，延伸率不足以支持材料展開(kāi)，導(dǎo)致產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定，易開(kāi)裂。翻邊整形工序仿真分析顯示，材料部最大減薄率為12.5%，產(chǎn)品符合要求。實(shí)際翻邊整形時(shí)二次加工硬化的產(chǎn)生導(dǎo)致產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定，出現(xiàn)翻邊開(kāi)裂缺陷的故障率為35%。

在拉延工序中增加工藝鼓包，以緩解材料流動(dòng)過(guò)快現(xiàn)象，并在翻邊開(kāi)裂處增加缺口，以改進(jìn)產(chǎn)品性能。具體修模尺寸如圖13所示。減少修邊線，增大圓弧角度，使其移到鼓包最大圓弧處，釋放走料空間，使得翻邊刀塊不接觸開(kāi)裂點(diǎn)。在拉延工序中增加工藝鼓包，以減少翻邊整形時(shí)二次硬化的程度和溫度對(duì)翻邊整形的影響，從而提高翻邊整形時(shí)產(chǎn)品的穩(wěn)定性。調(diào)試結(jié)果表明，該方法可滿足要求。

圖13 修模尺寸Fig.13 Dimension of die repairing

5 結(jié) 論

（1）通過(guò)不同材料的碰撞對(duì)比和車(chē)身加速度對(duì)比，選出性能最優(yōu)的HC500-780DP鋼材。

（2）利用AutoForm軟件搭建鋼板模型平臺(tái)，確定零件的沖壓方向與工藝補(bǔ)充、壓料面的模型。

（3）利用Incremental模塊進(jìn)行模擬，通過(guò)設(shè)定經(jīng)驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行軟件試計(jì)算，得到了成形極限圖和減薄率圖，通過(guò)調(diào)整壓料面和拉延筋的相關(guān)尺寸，使鋼板的工藝性能得到優(yōu)化。

（4）對(duì)比仿真和實(shí)驗(yàn)分析結(jié)果，仿真分析結(jié)果中減薄率在允許范圍內(nèi)，但實(shí)際過(guò)程中翻邊二次加工硬化導(dǎo)致產(chǎn)品不穩(wěn)定。采用增加工藝鼓包的方法可改進(jìn)產(chǎn)品性能，并彌補(bǔ)仿真過(guò)程未考慮到的條件所造成的缺陷，使得鋼板工藝性能得到優(yōu)化。