蔣磊，張雄飛，王龍，趙磊，趙春暉，逯若東

（1.東風本田汽車有限公司新車型中心，武漢 430056；2.寶山鋼鐵股份有限公司汽車板銷售部，上海 201999）

壓邊力是板料成形過程中的重要工藝參數之一，合適的壓邊力能夠有效抑制零件起皺，而過大的壓邊力則會導致零件開裂[1—3]。與恒定壓邊力相比，變壓邊力一方面不僅可以提高零件的拉延極限、尺寸精度以及成形穩(wěn)定性，而且還可減少或消除零件拉延過程中的開裂、起皺等缺陷[4—5]。變壓邊力是指在板料成形過程中，壓邊力大小隨壓邊圈行程和位置變化而改變的一種壓邊力加載方式[6—7]。由于汽車覆蓋件形狀復雜、表面質量要求高、尺寸精度不易控制，恒定壓邊力工況條件下，難以獲得較好的成形質量[8—10]，一般需要運用變壓邊力成形技術來提高汽車覆蓋件成形裕度，改善其成形質量。

針對變壓邊力成形在汽車覆蓋件上的應用，國內外相關學者結合有限元分析方法進行了一系列研究。Satoshi Kitayama 等[11]運用面響應法確定了 S-railshaped 型零件最佳變壓邊力方案，降低了零件的扭曲回彈。Yixiong Feng 等[12]建立了一種隨機采樣變壓邊力工況條件的支持向量回歸近似模型，為深拉延型零件最優(yōu)工藝參數求解提供了理論依據。韓磊[13]提出了一種新的基于板料邊緣節(jié)點收縮量的壓邊圈分區(qū)方法，并采用BP 神經網絡結合遺傳算法優(yōu)化得出各分區(qū)的合理變壓邊力加載曲線，降低了盒型零件拉延開裂風險。莫文佳等[14]通過板料的平均彎矩構建了板料回彈控制準則，提出了基于回彈控制的高強度薄板拉深變壓邊力優(yōu)化設計方法。上述研究表明，借助有限元分析軟件對變壓邊力加載模型及工藝參數進行優(yōu)化，能夠有效提高零件拉延成形質量。

文中以某車型側圍外板為研究對象，采用變壓邊力加載方式對其拉延成形性進行分析。首先在AutoForm 軟件中模擬不同變壓邊力工況條件下的側圍外板成形性，篩選出成形效果最好的變壓邊力加載模型，然后將最優(yōu)變壓邊力加載模型用于實際沖壓成形，最終零件實物獲得良好的成形質量。

1 變壓邊力工作原理

壓邊力是為了防止拉延成形過程中材料在法蘭及轉角區(qū)域產生起皺，保證材料能夠均勻穩(wěn)定流動而施加的均布載荷。對于單動拉延成形，壓邊力是時間與壓邊圈位移的函數：

式中：Fb為壓邊力；t為時間；S為壓邊圈位移。根據理論分析和試模驗證可知，在拉延成形過程中，壓邊圈處于不同位置時，材料發(fā)生失穩(wěn)起皺的趨勢也不盡相同，因此，對處于不同位置的壓邊圈，其所需的最佳壓邊力也應當是隨之變化的。變壓邊力技術正是采用了這樣一種原理，即在零件拉延成形過程中隨時間及壓邊圈位置的變化來改變壓邊力大小。在汽車覆蓋件實際生產應用中，可利用伺服壓力機來實現變壓邊力的技術方案。

2 初始成形仿真

2.1 精細化工藝模面設計

拉延工藝模面設計是側圍外板沖壓成形的工藝難點，圖1 為某車型側圍外板產品幾何模型，將其導入CATIA V5 平臺，運用創(chuàng)成式曲面設計（Generative surface design，GSD）模塊進行側圍外板拉延工藝模面三維造型設計。

圖1 側圍外板產品幾何模型Fig.1 Geometry model of side outer panel product

工藝模面設計順序依次為壓料面設計、工藝補充面設計、拉延筋設計、頂桿布局設計和坯料線設計。為了提高工藝模面設計精度，拉延凸模、凹模以及壓邊圈三維造型需要分別單獨設計。此外，為了抑制B、C 柱以及加油口周邊外觀面的畸變，降低拉延成形后的回彈，還需要運用模面工程（Die face engineering，DFE）技術對工藝模面進行關鍵面強壓、回彈補償、凹模圓角避空、壓機變形補償等模面后處理設計，從而達到提高拉延工藝模面設計精度，減少模具制造調試工作量的目的。最終設計定版的側圍外板精細化拉延工藝模面如圖2 所示。

2.2 成形性有限元分析

將側圍外板精細化拉延工藝模面的凸模、凹模、壓邊圈、坯料線、拉伸墊頂桿中心點以及沖壓坐標系分別以IGS 格式導出，然后導入至AutoForm 軟件建立有限元模型，如圖3 所示。實際沖壓生產時，是由壓機拉伸墊通過若干個頂桿進行壓邊力的加載與傳遞，因此，在進行成形性有限元分析時，為了能與實際生產條件保持一致，壓邊力加載類型選用氣墊頂桿式（Cushion pin），并按模具結構形式，將壓邊圈有效厚度（Effective binder thickness）設定為200 mm，工具體剛度（Tool stiffness）設置為25 MPa/mm，壓邊圈支撐類型選擇“Force controlled”。

圖2 側圍外板精細化拉延工藝模面Fig.2 Refined drawing process surface of side outer panel

圖3 側圍外板拉延有限元模型Fig.3 Finite element model for side outer panel

文中所研究的側圍外板材料牌號為 JAC270D-45/45，料厚為0.7 mm，等同于寶鋼DC04D-ZF。根據材料力學性能試驗得出主要材料屬性為：彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為165 MPa，抗拉強度為327 MPa，斷面伸長率≥39.3%，厚向異性指數為1.6，加工硬化指數為0.18。利用材料真實屬性制作用于側圍外板有限元分析用的材料參數庫，并設置相應的成形工藝參數，之后即可提交求解器進行計算。初始分析采用恒定壓邊力，側圍外板成形工藝參數如下：摩擦因數為0.15，滑塊行程為900 mm，沖壓速度為280 mm/s，壓邊力為2600 kN，壓邊圈行程為240 mm，單元格類型為EPS11。

有限元分析的準確性很大程度上取決于材料模型能否真實反映變形材料的屈服特性。以往金屬薄板成形仿真多采用Hill-48 屈服模型，該模型僅需要較少的材料參數就可以確定屈服模型的準確表達式，在有限元分析過程中有著較快的求解運算速度，因此被廣泛應用于汽車覆蓋件沖壓成形仿真。由于未將彎曲和反彎曲成形中的不同變形行為納入評價范圍，基于Hill-48 屈服模型的有限元分析難以實現與實際試模結果的高度吻合，故需要采用含有剪切應力分量的Hill-90 屈服模型，由于Hill-90 屈服模型中既包含了材料的厚向異性指數，又包含了不同方向的屈服應力，更好地描述了單向屈服應力以及厚向異性指數的變化，具有更高的靈活性，可很好解決Hill-48 屈服模型在實踐應用上的不足之處。Hill-90 屈服模型函數為：

式中：σb為雙軸屈服應力；τ為剪切應力；a，b，m為恒不等于0 的材料常數，通常通過測定材料0°，45°，90°方向的屈服應力和各向異性指數獲得。

材料硬化曲線選用基于Swift & Hockett-Sherby公式擬合的硬化曲線，其表達式如式（3）所示：

式中：σ為真實應力；α為0～1 的混合權重因子；C為Swift 材料常數、強度系數；εpl為等效塑性應變；ε0為Swift 材料常數、初始屈服應變；m為Swift 材料常數、應變硬化指數；σsat為Hockett-Sherby 材料常數、流動應力飽和值；σi為Hockett-Sherby 材料常數、初始屈服應力；p為Hockett-Sherby 材料常數、流動應力飽和指數。

基于恒定壓邊力的成形仿真結果的FLD、成形性、減薄率分別如圖4a—c 所示。由圖4 可知，側圍外板后三角窗和后門洞下部轉角區(qū)域發(fā)生輕微開裂，該區(qū)域減薄率分別為23.7%和21.4%，超出零件拉延序20%減薄率的上限基準，不能滿足成形需求。

圖4 側圍外板恒定壓邊力仿真結果Fig.4 Side outer panel simulation result based on constant blank holder force

在仿真過程中，通過改變恒定壓邊力數值，可以發(fā)現滿足側圍外板成形性的壓邊力邊界條件為2000～2600 kN，即當壓邊力大于2600 kN 時，零件會發(fā)生嚴重開裂，壓邊力小于2000 kN 時，零件會出現明顯起皺，因此，在恒定壓邊力工況條件下，側圍外板成形裕度較低，難以獲得穩(wěn)定的最佳成形效果，需要采用變壓邊力技術對其成形性展開進一步研究。

3 變壓邊力成形研究

3.1 變壓邊力加載方式

不同變壓邊力加載方式對側圍外板成形質量的影響不盡相同，結合基于不同數值恒定壓邊力有限元分析結果以及變壓邊力工作原理，文中選取9 種不同的變壓邊力加載方式進行側圍外板成形仿真，各變壓邊力加載方式如圖5 所示。

3.2 變壓邊力有限元分析結果

通過有限元分析結果中的FLD、成形性、減薄率、增厚率、起皺因子等評價項目，可以判斷不同壓邊力工況條件下的側圍外板拉延成形效果。上述9種不同變壓邊力加載方式的有限元分析結果統(tǒng)計如表1 所示。

由上述有限元分析結果對比可知，類型9（見圖5i）的變壓邊力加載方式為側圍外板最優(yōu)變壓邊力工況條件，其開裂、起皺風險均得到較好地控制，成形性良好，滿足側圍外板拉延成形的質量要求?；陬愋? 的變壓邊力工況條件的工藝參數設置及仿真結果如圖6 所示。

表1 不同壓邊力加載方式下的有限元分析結果Tab.1 Finite element analysis result of loading at variable blank holder forces

圖5 變壓邊力加載方式Fig.5 Loading methods of variable blank holder force

圖6 類型9 變壓邊力工藝參數與仿真結果Fig.6 Type 9 variable blank holder force parameters and simulation result

由圖6d 可知，恒定壓邊力工況條件下存在開裂風險的后三角窗以及后門洞下部轉角區(qū)域在類型9變壓邊力工況條件下，成形性得到顯著改善，減薄率分別由23.7%和21.4%降至19.7%和18.9%，零件拉延開裂風險消除。

綜上分析，側圍外板在壓邊圈閉合階段以及成形初始階段，需要加載較大的壓邊力，以抑制壓料面皺紋，同時調節(jié)材料向凹模內流動的速度，防止材料過早過快地進行凹模后發(fā)生失穩(wěn)。隨著大部分凸模區(qū)域成形完成以及拉延深度的不斷增加，材料內部產生了較大的拉伸變形，并逐步趨近減薄極限，側圍外板拉延開裂的風險隨之增大，此時適當減小壓邊力可以降低側圍外板拉延開裂風險。在側圍外板成形終了階段，絕大多數產品特征造型均已成形出來，在此階段進一步減小壓邊力也不會導致側圍外板產生明顯起皺，從而使側圍外板最終獲得最佳的成形質量。

4 變壓邊力試模驗證

根據側圍外板基于類型9 的變壓邊力成形仿真結果進行實際試模。試模設備為日立造船（H&F）的23 000 kN 伺服壓力機，如圖7a 所示，采用液壓拉伸墊，拉伸墊最大行程為300 mm，可提供最大壓邊力為4000 kN。利用類型9 的變壓邊力加載曲線對伺服壓力機液壓拉伸墊進行伺服曲線示教，得到如圖7b所示的連續(xù)性變壓力伺服曲線。

最終調試穩(wěn)定得到如圖8a 所示的拉延工序件，在試模過程中同步展開板料FLD 網格測試，材料等效厚度減薄率及網格應變分別如圖8b 和c 所示。從零件實物照片中可以看出，側圍外板拉延成形質量良好，試模結果與仿真結果高度吻合。由材料等效厚度減薄率可知零件的最大減薄率、最大增厚率部位均與有限元分析保持一致，最大減薄率位于后三角窗區(qū)域，實際減薄率為19.8%，最大增厚率位于后保轉角區(qū)域，實際增厚率為6.7%，滿足側圍外板大批量生產要求，證明了變壓邊力技術方案提高成形裕度的可行性。

圖7 試模設備與變壓力伺服曲線Fig.7 Servo press and variable blank holder force loading curve

圖8 側圍外板拉延工序件與FLD 網格測試結果Fig.8 Drawing panel of side outer panel and FLD test result

5 結論

1）針對側圍外板在恒定壓邊力工況條件下發(fā)生開裂的問題，借助AutoForm 軟件，運用變壓邊力技術原理，分析對比了9 種不同類型的變壓邊力加載方式，從中優(yōu)選出最佳的變壓邊力工況條件，并用于實際試模驗證，獲得了良好的成形質量。

2）將變壓邊力加載曲線通過示教程序嵌入至伺服壓力機，可得到連續(xù)性變化的液壓拉伸墊伺服曲線，實現了側圍外板變壓邊力技術的實際生產應用，拓寬了側圍外板拉延成形裕度，提高了側圍外板大批量生產的零件質量穩(wěn)定性，對于同類技術的推廣和應用擴大化具有一定指導意義。