丁華鋒，潘俊杰，晏洋，金先志，李紅兵，胡澤奇，周昌鈺

DP780高強鋼U形彎曲回彈影響因素及優(yōu)化

丁華鋒1,2，潘俊杰1，晏洋2，金先志1，李紅兵1，胡澤奇1，周昌鈺1

（1.湖北文理學(xué)院 汽車與交通工程學(xué)院，湖北 襄陽，441053；2.湖北三環(huán)鍛造有限公司，湖北 襄陽，441700）

研究DP780高強鋼不同參數(shù)對其U形彎曲回彈的影響。在室溫下對DP780鋼板材進行拉伸試驗，獲得其應(yīng)力應(yīng)變曲線。采用U形彎曲模具模型，利用ABAQUS有限元仿真軟件對U形彎曲回彈進行分析，研究摩擦因數(shù)、壓邊力、沖壓速度和凹凸模間隙對U形彎曲回彈的影響規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上設(shè)計正交試驗以優(yōu)化影響參數(shù)。在較小的摩擦因數(shù)下，回彈是有微小波動的，繼續(xù)增大摩擦因數(shù)，回彈呈現(xiàn)減小的趨勢；回彈隨著壓邊力的增大先增大后減?。粵_壓速度的改變對回彈的影響不是很大；隨著凹凸模間隙的增加，回彈逐漸增大。通過正交試驗得到4個參數(shù)對回彈程度的影響，最佳參數(shù)組合為5531，以此參數(shù)組合得出的側(cè)壁角1和法蘭角2最接近90°，回彈效果最好。

DP780高強鋼；U形彎曲回彈；有限元仿真；正交試驗

國際鋼鐵協(xié)會將屈服強度在210～550 MPa范圍內(nèi)的鋼定義為高強度鋼，高強鋼不僅具有較高的抗拉強度，而且在汽車的輕量化、碰撞吸能和成形性等方面都有很好的實用性，這些優(yōu)異的性能使其在現(xiàn)代汽車上得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]。采用試驗方法研究U形彎曲回彈影響因素具有成本高、效率低的優(yōu)點，隨著計算機和數(shù)值計算方法的快速發(fā)展，有限元仿真成為一種解決實際問題的有效手段，有限元仿真法成本低、周期短，在預(yù)測回彈問題方面快速發(fā)展，對汽車工業(yè)中沖壓成形具有一定的指導(dǎo)意義[3]。

為了響應(yīng)國家節(jié)能減排的政策，大量汽車開始使用高強度鋼板，但是高強度鋼板沖壓成形過程中的回彈問題明顯，回彈問題不僅是實際生產(chǎn)中需要解決的問題，也是學(xué)術(shù)界研究的難點和熱點[4]。Xu等[5]分別研究了積分點、空白網(wǎng)格尺寸數(shù)、阻尼值和沖孔速度等幾個參數(shù)對回彈模擬精度和效率的影響，并提出了合理的取值。Lawanwong等[6]研究了消除高強度鋼板U形回彈的兩種方式，通過控制法蘭外沖頭行程和模具中的上推力來獲得理想的U形彎曲零件。Mulidrán等[7]通過模具設(shè)計方法達到了減小高強度鋼回彈的目的，并將回彈預(yù)測結(jié)果與試驗值進行了比較。Cui等[8]分析了電磁力對回彈標(biāo)定的影響，發(fā)現(xiàn)較高的放電電壓可以顯著降低回彈，其仿真結(jié)果具有較高的精度。Spathopoulos等[9]根據(jù)回彈的影響因素提出了一種用于板材成形過程回彈預(yù)測的新型神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)，并對類似工業(yè)研究中使用的測試用例進行了驗證。呂琳等[10]利用有限元軟件對縱弧棱U型梁進行了數(shù)值模擬，研究了壓邊力和摩擦因數(shù)對回彈的影響規(guī)律。聶昕等[11]通過自行設(shè)計制造的回彈試驗?zāi)＞哐芯苛?種不同性能的高強度鋼板在不同U形彎曲成形的沖壓工藝及不同成形狀態(tài)下的回彈規(guī)律。余海燕等[12]研究了兩種材料U形回彈隨時間而改變的時效回彈行為，其時效回彈量均可用指數(shù)函數(shù)來表達。李國棟等[13]基于2種磁脈沖輔助成形方案，揭示了鋁合金板材磁脈沖輔助彎曲成形對回彈的影響機理。胡大超等[14]利用ABAQUS有限元分析，對大型U形板材工件漸進滾彎成形及其回彈過程進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)用漸進滾彎方法成形加工半橢圓形工件是可行的。文中基于ABAQUS有限元分析，對DP780高強鋼U形件進行數(shù)值模擬，模型采用U形彎曲模具尺寸，研究4種不同參數(shù)的取值對回彈的影響。在此前提下，通過正交試驗選出一組合理取值，使其回彈最小。

1 U形件有限元模型

1.1 拉伸試驗

試驗材料為寶鋼集團生產(chǎn)的冷軋DP780鋼板材，按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）[15]，設(shè)計出尺寸形狀如圖1，厚度為2 mm的試件。在室溫條件下通過微機控制電子萬能試驗機進行靜態(tài)拉伸試驗，設(shè)置拉伸速度為0.5 mm/min，試件拉伸斷裂后的狀態(tài)如圖2所示。通過對比分析，選取其中一組試驗數(shù)據(jù)處理后得到DP780鋼材料的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線，經(jīng)公式（1）轉(zhuǎn)換得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。通過靜態(tài)拉伸試驗得到DP780高強鋼的屈服強度為526 MPa，抗拉強度為837 MPa，密度為7.9 g·cm?3，彈性模量為2.1×105Mpa，泊松比為0.3，伸長率為19.84%。

式中：ε為工程應(yīng)變；σ為工程應(yīng)力；εT為真實應(yīng)變；σT為真實應(yīng)力。

圖2 試件拉伸斷裂圖

圖3 應(yīng)力應(yīng)變曲線

1.2 U形件有限元模型的建立

U形件模具發(fā)展至今，國內(nèi)外研究人員使用不同的U形彎曲模具進行了回彈分析，研究了各種影響回彈的因素和減小回彈的方法，通過試驗和有限元方法對U形彎曲回彈進行了歸納和總結(jié)，為U形模具設(shè)計和實際生產(chǎn)提供了依據(jù)。文中采用的U形彎曲模具尺寸如圖4所示，試件的尺寸為1 mm′50 mm′300 mm，由于模型是對稱圖形，取模型的1/2在ABAQUS中采用三維可變形殼拉伸命令畫出凸模、凹模、壓邊圈和試件，材料屬性按毫米單位制換算輸入密度、楊氏模量和泊松比，試件材料塑性參數(shù)輸入從屈服點到抗拉強度一段所有點，進行裝配畫網(wǎng)格后如圖5所示。在分析步處設(shè)置重啟動分析，各個部件之間解除部位摩擦因數(shù)均取0.1，凸模、壓邊圈和凹?？煽醋鰟傮w，在一半模型上設(shè)置壓邊力為50 kN，虛擬沖壓速度為1 m·s?1。ABAQUS有限元分析一般有顯示和隱式兩種算法，沖壓過程采用動力顯示算法，回彈過程采用靜力隱式算法。

圖4 U形彎曲模型尺寸圖（單位：mm）

圖5 1/2 U形網(wǎng)格模型

2 回彈測量標(biāo)準(zhǔn)與影響因素

2.1 回彈測量標(biāo)準(zhǔn)

圖6為回彈測量標(biāo)準(zhǔn)，用側(cè)壁角1和法蘭角2來表示回彈的大小。回彈模擬的影響因素很多，文中只對幾個顯著參數(shù)進行分析。厚度積分點取7、網(wǎng)格尺寸大小為2[16]，在壓邊力為100 kN、摩擦因數(shù)為0.1、凸凹模間隙為1 mm、沖壓速度為1 m/s的條件下，模擬回彈前后的三維結(jié)果和前端面結(jié)果如圖7、圖8所示。

圖6 回彈測量標(biāo)準(zhǔn)（單位：mm）

圖7 模擬回彈前后結(jié)果

圖8 前端面回彈結(jié)果

2.2 摩擦因數(shù)對回彈的影響

在其他條件不變的情況下，僅改變摩擦因數(shù)取值對回彈的影響如圖9、圖10所示。在較小的摩擦因數(shù)下，其回彈有微小的波動，繼續(xù)增大摩擦因數(shù)，回彈量呈現(xiàn)減小的趨勢，這一規(guī)律與孫偉等[17]和薛克敏等[18]得出的結(jié)論相同。當(dāng)摩擦因數(shù)較小時，板料在沖壓過程流動越容易，回彈越小，再選擇較大的摩擦因數(shù)會減小回彈，摩擦因數(shù)的增大對法蘭角2的影響較大，壓邊圈與凹模之間的摩擦力變大，使兩個材料表面之間的流動阻力增大，經(jīng)過模具脫離后回彈減小，但較大的摩擦因數(shù)對材料的成形質(zhì)量有影響，可能出現(xiàn)拉裂危險。

圖9 不同摩擦因數(shù)下的回彈大小

圖10 摩擦因數(shù)對回彈影響

2.3 壓邊力對回彈的影響

不同壓邊力取值對回彈的影響如圖11、圖12所示。在壓邊力較小的情況下，回彈先隨著壓邊力的增大而增大，之后又隨著壓邊力的增大而減小，這與張華平等[19]和張茜等[20]得出的結(jié)論一致。較大的壓邊力對側(cè)壁角1的影響較大，在壓邊圈壓緊狀態(tài)下進行沖壓過程會使材料側(cè)壁產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性變形，也導(dǎo)致材料側(cè)壁的減薄率增大，最終對側(cè)壁角的回彈產(chǎn)生較大影響，從而影響裝配尺寸精度。

圖11 不同壓邊力下回彈的大小

圖12 壓邊力對回彈的影響

2.4 沖壓速度對回彈的影響

不同的沖壓速度對回彈的影響如圖13、圖14所示?？梢钥闯觯瑳_壓速度的改變對回彈的影響不是很大，這與鄭淇文等[21]得到的結(jié)果相同。模擬過程中不同的沖壓速度對運算的快慢有很大的影響，沖壓成形過程中較大的速度對模具磨損有較大的影響，回彈是板料在模具卸載后的變化量大小，沖壓速度的改變對最終回彈影響不大。

圖13 不同沖壓速度下回彈的大小

圖14 沖壓速度對回彈的影響

2.5 凹凸模間隙對回彈的影響

不同凹凸模間隙對回彈的影響如圖15、圖16所示。隨著凹凸模間隙的增大，回彈在逐漸增大，這與鐘文等[22]和吳信濤等[23]的結(jié)論相同。厚度與間隙值相同時，主要是凸模和凹模圓角處發(fā)生回彈，在側(cè)壁處基本沒有大的彎曲回彈現(xiàn)象；間隙一旦超過其厚度后，在沖壓側(cè)壁產(chǎn)生一定的彎曲回彈，用曲率半徑來表示回彈大小，間隙值繼續(xù)增加到一定程度，則產(chǎn)生更大的回彈，曲率半徑越小，回彈越明顯。

圖15 不同凹凸模間隙下回彈的大小

圖16 不同凹凸模間隙對回彈的影響

3 正交試驗

3.1 正交試驗表設(shè)計

上述通過研究不同摩擦因數(shù)、壓邊力、沖壓速度和凹凸模間隙單個因素對U形彎曲回彈的影響，并與其他文獻結(jié)果對比，驗證了文中模擬過程的準(zhǔn)確性。更進一步地，采用正交試驗分析這4個參數(shù)及各參數(shù)取值對回彈的影響程度。正交試驗是一種研究多因素多水平的設(shè)計方法，可以提高優(yōu)化效率、減少有限元模擬次數(shù)，正交表具有正交性、均勻分散性和整齊性等特點，能夠通過較少的試驗次數(shù)找出每個因素的影響大小，確定出最佳參數(shù)組合[24]。在試驗過程中使用四因素五水平(L25(45))的正交試驗表，基于單因素對回彈的影響選取一些比較具有代表性的水平參數(shù)進行模擬，各因素之間無交互作用，回彈考核指標(biāo)為側(cè)壁角1和法蘭角2越接近90°越好，正交試驗表如表1所示。

表1 影響回彈指標(biāo)的因素和水平

Tab.1 Factors and levels affecting the springback index

3.2 正交試驗結(jié)果分析

表2為四因素五水平正交表得出的25組試驗數(shù)據(jù)結(jié)果，表3、表4是側(cè)壁角1和法蘭角2的極差分析結(jié)果，其中，1、2、3、4、5分別表示各因素不同水平對應(yīng)的指標(biāo)均值，并用各均值的最大值減去最小值，求出各因子的極差，以確定各因素對回彈影響程度的大小?？梢钥闯?，側(cè)壁角1和法蘭角22個極差的影響因素大小都相同，均為凹凸模間隙＞摩擦因數(shù)＞沖壓速度＞壓邊力，回彈最小的最佳參數(shù)組合為5531，以此參數(shù)組合（試驗號25）得出的側(cè)壁角1和法蘭角2最接近90°，回彈效果最好。

表2 L25(45)正交試驗結(jié)果

Tab.2 L25 (45) orthogonal test results

表3 側(cè)壁角1極差分析

Tab.3 Range analysis of side wall angle θ1

表4 法蘭角2極差分析

Tab.4 Range analysis of flange angle θ2

4 結(jié)論

1）利用ABAQUS有限元分析研究DP780高強鋼U形彎曲回彈影響因素，發(fā)現(xiàn)在其他參數(shù)不變的情況下，摩擦因數(shù)較小時，其回彈是有微小波動的，繼續(xù)增大摩擦因數(shù)，回彈呈現(xiàn)減小的趨勢；回彈隨著壓邊力的增大先增大后減小沖壓速度的改變對回彈的影響不是很大；隨著凹凸模間隙增大，回彈在逐漸增大。

2）通過正交試驗并采用極差分析，得出側(cè)壁角1和法蘭角2的影響因素大小都相同，即對回彈的影響從大到小排序是凹凸模間隙＞摩擦因數(shù)＞沖壓速度＞壓邊力?；貜椬钚〉淖罴褏?shù)組合為5531，以此參數(shù)組合得出的側(cè)壁角1和法蘭角2最接近90°，回彈效果最好。

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Influence Factors and Optimization of U-shaped Bending Springback of DP780 High-strength Steel

DING Hua-feng1,2, PAN Jun-jie1, YAN yang2, JIN Xian-zhi1, LI Hong-bing1, HU Ze-qi1, ZHOU Chang-yu1

(1. School of Automotive and Traffic Engineering, Hubei University of Arts and Sciences, Hubei Xiangyang 441053, China; 2. Hubei Third Ring Forge Co., Ltd, Hubei Xiangyang 441700, China)

The work aims to study the influence of different parameters of DP780 high-strength steel on its U-shaped bending springback. A tensile test was carried out on DP780 steel sheet at room temperature, and its stress-strain curve was obtained. The U-shaped bending die model was used to analyze the U-shaped bending springback with ABAQUS finite element simulation software, and the influence laws of friction coefficient, blank holder force, punching speed and clearance between punch and die on the U-shaped bending springback were studied. On this basis, orthogonal experiments were designed to optimize the influencing parameters. The results show that with a small friction coefficient, the springback will fluctuate slightly. Continue to increase the friction coefficient, the springback will show a decreasing trend. The springback first increases and then decreases with the increase of blank holder force. Change of the punching speed does not have a great impact on the springback. With the increase of clearance between punch and die, the springback gradually increases. The influence magnitude of the four par-ameters on springback is obtained through the orthogonal experiment, and the best parameter combination is5531. Side wall angle1and flange angle2obtained by this parameter combination are the closest to 90°, and the springback effect is the best.

DP780 high-strength steel; U-shaped bending springback; finite element simulation; orthogonal experiment

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.10.007

U466;TG142

A

1674-6457(2022)10-0049-07

2021?12?01

湖北省教育廳科學(xué)技術(shù)研究計劃青年人才項目（Q20202602）

潘俊杰（1995—），男，碩士研究生，主要研究方向為沖壓成形。

丁華鋒（1986—），男，博士，講師，主要研究方向為汽車輕量化設(shè)計及制造技術(shù)。