劉陽，李慶達，高亞南，耿曉勇，李彥波，王文彬，楊建國，王偉

復雜截面冷彎成形圓角減薄率工藝優(yōu)化研究

劉陽，李慶達，高亞南*，耿曉勇，李彥波，王文彬，楊建國，王偉

（凌云工業(yè)股份有限公司 河北省汽車安全件技術(shù)創(chuàng)新中心，河北 涿州 072750）

針對復雜截面車門中導軌冷彎成形過程復雜、道次繁多、Z字筋圓角減薄率過大等問題，基于車門中導軌冷彎成形工藝，優(yōu)化Z字筋圓角冷彎成形工藝和減薄率。利用COPRA FEA有限元仿真軟件對車門中導軌成形過程進行分析，研究軋輥圓角半徑、成形速度、成形策略等對圓角減薄率的影響，結(jié)合有限元分析手段不斷優(yōu)化工藝參數(shù)來實現(xiàn)中導軌Z字筋圓角精確成形，最終提出最優(yōu)工藝方案并進行實驗驗證。對于大圓角成形工藝，圓角處彎曲中性層完全位于料厚范圍內(nèi)，在料厚方向上既有壓應力又有拉應力，壁厚減薄量較??；對于小圓角成形工藝，圓角處中性層偏出內(nèi)弧面，在料厚方向上均受拉應力，壁厚只存在減薄的趨勢。實驗結(jié)果表明，Z字筋圓角厚度由1.33 mm變成1.46 mm，減薄率由原來的26.1%降低至18.89%。仿真結(jié)果表明，Z字筋圓角厚度由1.29 mm變成1.52 mm，減薄率由原來的28.3%降低至15.6%。對比仿真結(jié)果與實驗結(jié)果可知，仿真分析最大誤差為4.1%，仿真結(jié)果具有一定的可靠性。最優(yōu)工藝路線如下：采用大圓角、慢速成形，成形策略為中前期大圓角成形+后期小圓角成形，成形圓角半徑分別為4.5、3.5、2.8、1 mm，彎折角度分別為45°、65°、78°、90°，該方案可以有效解決圓角減薄率過大的成形缺陷。

圓角減薄率；冷彎成形工藝；車門中導軌；應力；有限元仿真；實驗；大圓角成形

中導軌是汽車車門系統(tǒng)的一部分，用于車門導向，高精度中導軌能夠有效減小滑動阻力，降低噪音并吸收振動[1]。汽車行業(yè)標準規(guī)定，鋼板的最大減薄率不能超過20%。根據(jù)現(xiàn)場反饋及調(diào)查結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在冷彎成形過程中，SGM458中導軌Z字筋圓角容易出現(xiàn)不飽滿的現(xiàn)象，經(jīng)過切片掃描檢測發(fā)現(xiàn)，圓角減薄率超過26.1%，遠超出汽車行業(yè)標準。

冷彎成形廣泛應用于冷軋型材的制造中，該工藝通過連續(xù)彎曲金屬板帶來加工所需型材，其核心工藝是合理設計每道次軋輥模具形狀并對輥花截面進行精確把控[2-5]。多道次彎折經(jīng)歷了軋輥大圓周運動、有限應變等過程，具備幾何非線性、物理非線性、邊界條件非線性等成形特點[6-10]，因此，成形工藝非常復雜且成形規(guī)律難以控制[11-14]。傳統(tǒng)冷彎成形工藝通過不斷試錯、投制新軋輥或改制軋輥形狀，才能得到滿足要求的截形尺寸，其加工試驗費用較高、多次性投入成本較大。

針對冷彎成形工藝及有限元分析，有不少學者進行了研究。李沖等[15]建立了非對稱截面V字形超高強鋼冷彎成形有限元仿真模型，采用實驗及有限元模擬相結(jié)合的方法，得到了一種減小Ｖ字形非對稱截面扭曲缺陷的方法。魏小平等[16]對封閉復雜截面微通道管冷彎成形進行了輥花設計，通過ABAQUS軟件模擬分析了冷彎成形全過程，驗證了成形工藝的可行性。Su等[17]使用COPRA軟件，對多道次彎曲角度分布模型進行了仿真分析，優(yōu)化了帽字形門檻成形工藝全過程。Xing等[18-19]和Luo等[20]對冷彎成形方矩形管建立了有限元模型，結(jié)果表明，仿真分析誤差較小，驗證了仿真模型的準確性。Jiang等[21]利用ABAQUS軟件建立了帽字形截面冷彎成形三維有限元分析模型，提出了一種精確控制高強度鍍鋅鋼回彈角的方法，提高了成形質(zhì)量。孫慶東等[22]應用COPRA軟件對8字形管材進行了輥花工藝設計，并應用ABAQUS軟件進行了全流程成形仿真，通過仿真分析結(jié)果優(yōu)化了軋輥成形面。孫慶東等[23]針對O形管材成形工藝進行了研究，應用ABAQUS軟件進行了全流程成形仿真，通過仿真分析對原軋輥的部分道次工藝進行了優(yōu)化設計，并對優(yōu)化方案進行了生產(chǎn)驗證，該方法對軋輥設計提供了有益的幫助。肖小亭等[24]針對中滑軌冷彎成形工藝進行了計算機有限元模擬，并將模擬結(jié)果應用到實際生產(chǎn)中，結(jié)果表明，仿真優(yōu)化的工藝可使冷彎成形具有較高精度。Wang等[25]基于有限元方法研究了鋁合金Z字形型材的扭曲缺陷，仿真結(jié)果表明，基于有限元分析的控制策略對扭曲缺陷具有顯著的抑制作用。Liang等[26]應用COPRA軟件進行了軋輥設計，并結(jié)合有限元分析軟件ABAQUS建立了“b”形截面的三維有限元分析模型，分析了不同工藝參數(shù)對邊緣波的影響，最終確定了最佳的工藝參數(shù)組合。

減薄率是影響車門中導軌成形質(zhì)量的重要參數(shù)之一，其中復雜截面中的Z字筋圓角減薄率更加難以控制。因此，本文采用專業(yè)COPRA軟件進行設計及仿真分析，實現(xiàn)了Z字筋圓角的成形過程，并厘清其成形原理，將圓角減薄率控制在20%范圍內(nèi)，提出了一種優(yōu)化Z字筋圓角成形的工藝方法；基于中導軌冷彎成形工藝，通過對Z字筋圓角成形工藝的不斷優(yōu)化，從而解決了壁厚減薄率超標問題；最終將計算機仿真分析與工藝實驗相結(jié)合，將優(yōu)化工藝方案運用到實際生產(chǎn)中，從而減少了設備和人力投入，切實提高了產(chǎn)品競爭力。

1 車門中導軌屬性

車門中導軌模型及截面形狀如圖1和圖2所示。Z字筋理論成形角度為90°，圓角半徑為1 mm，豎筋直線段較短，增大了成形難度。產(chǎn)品件材料為低合金高強鋼CR340/590，壁厚為1.8 mm，泊松比為0.3，彈性模量為210 GPa，屈服極限s=385 MPa，抗拉極限b=595 MPa，延伸率為22.5%。為搭建有限元模型將原材料拉伸曲線轉(zhuǎn)換成真應力-應變曲線，如圖3所示。

圖1 車門中導軌模型

圖2 車門中導軌截面特征

圖3 真實應力-應變曲線

2 車門中導軌有限元模型的建立

根據(jù)車門中導軌的幾何結(jié)構(gòu)特征，在COPRA RF中進行輥花設計以及軋輥模具設計。1）輥花設計：根據(jù)截型外輪廓，將截型外輪廓合并成COPRA設計所需的多義線格式，設置料厚為1.8 mm，并定義截型最低點為“展開基準平面”的展開中心；遵循彎折角度先快后慢的原則，通過輥花展開命令對各圓角依次進行角度展開，輥花展開計算方法為DIN6935。2）軋輥模具設計：輥花截形展開后，依據(jù)各輥花形狀進行軋輥設計，在軋輥設計中，通過定義上下軸線、定義軋輥屬性、提取配輥道次和生成實體流程進行軋輥模型生成。3）有限元模型搭建：將上述生成的CAD模型導入COPRA FEA軟件中進行前處理，包括網(wǎng)格劃分、材料設置及邊界條件設置等。

2.1 有限元網(wǎng)格的劃分

將仿真模型變形體設置為計算精度較高的八節(jié)點線性六面體網(wǎng)格。為了提高計算壁厚方向的減薄率精度，沿厚度方向設置網(wǎng)格系數(shù)為2，沿圓弧段設置網(wǎng)格系數(shù)為2。為提高計算效率，沿截型本體直線段設置網(wǎng)格系數(shù)為1，沿軋制方向設置網(wǎng)格系數(shù)為1，生成節(jié)點數(shù)量為49 098，共計單元數(shù)量為31 968，如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格劃分模型

2.2 邊界條件設置

將本次冷彎成形設置為滾動模型；軋輥實際間距為380 mm，料帶長度為軋輥間距的3倍，產(chǎn)線速度為10 m/min，設置軋輥速度為22.75 r/min，將所有軋輥設置為下軸驅(qū)動；設置軋輥與料帶之間的摩擦因數(shù)為0.17。加載以上邊界條件，得到有限元網(wǎng)格模型，如圖5所示。

圖5 車門中導軌有限元模型

3 成形工藝優(yōu)化及仿真分析

3.1 成形工藝方案確定

基于中導軌冷彎成形工藝，初步分析冷彎成形Z字筋圓角成形精度的影響因素，進一步從人、機、料、法、環(huán)五方面分析圓角減薄率的影響因素，如圖6所示。

通過現(xiàn)場調(diào)查、實驗驗證和比較分析等方法，對影響圓角減薄率的各個因素逐個確認，排除了人員技能、設備精度、環(huán)境溫度變化、材料性能波動等因素。成形工藝是模具設計的靈魂，直接影響著產(chǎn)品設計質(zhì)量。對不同設計人員的不同成形工藝的產(chǎn)品進行檢查，發(fā)現(xiàn)不同成形工藝生產(chǎn)的產(chǎn)品精度有明顯不同，即軋輥圓角半徑、成形速度、成形策略等對壁厚減薄率產(chǎn)生了一定的影響。進一步判斷成形工藝性不佳可能是產(chǎn)生問題的主要原因，針對該原因進行了深入研究。因此，選擇軋輥圓角半徑、成形速度、成形策略作為冷彎成形工藝優(yōu)化的參數(shù)，并制定仿真試驗方案，如表1所示。

圖6 圓角減薄率影響因素分析圖

表1 仿真試驗方案

傳統(tǒng)輥花設計采用定半徑設計，即圓角半徑不變，彎折角度遵循先快后慢的原則。共設計4種方案。方案一為小圓角快速成形方式，其工藝參數(shù)如下：圓角采用定半徑成形，所有道次成形半徑為最終圓角半徑（1 mm），圓角分三道次成形，理論成形角度分別為45°、78°、90°。方案二為小圓角慢速成形方式，其工藝參數(shù)如下：首道次采用大圓角成形，成形半徑為3.2 mm，其余均采用小圓角成形（半徑為1 mm），理論成形角度分別為25°、45°、78°、90°。方案三為大圓角成形+小圓角慢速成形方式，將大圓角成形及小圓角成形道次均分，其工藝參數(shù)如下：前兩道次采用大圓角成形，成形半徑分別為4.2 mm和3.2 mm，后兩道次采用小圓角成形，成形半徑為1 mm，理論成形角度分別為45°、65°、78°、90°。方案四為大圓角成形+小圓角慢速成形方式，與方案三區(qū)別在于中前期采用大圓角成形工藝+后期采用小圓角成形工藝，其工藝參數(shù)如下：成形圓角半徑分別為4.5、3.5、2.8、1 mm，理論成形角度分別為45°、65°、78°、90°。

3.2 仿真試驗結(jié)果

根據(jù)設計試驗表進行數(shù)值模擬，4種方案的成形結(jié)果如表2所示。

表2 試驗分析結(jié)果

比較4種成形方案可以發(fā)現(xiàn)，成形速度、軋輥圓角半徑對Z字筋圓角厚度及減薄率影響顯著，如圖7和圖8所示。對比方案一與方案二可知，方案一采用了三道次彎折，成形速度較快，快速彎折導致壁厚急劇減?。ㄒ妶D7）且減薄率迅速上升（見圖8）；方案二采用了五道次彎折，成形速度較慢，慢速彎折使壁厚減薄趨勢變緩（見圖7）且減薄率得到一定改善（見圖8），可見將Z字筋圓角分多次彎折成形，可以減小圓角減薄率，慢速成形具有一定優(yōu)勢。對比方案二與方案三可知，方案三前兩道次采用了大圓角成形，最后兩道次采用小圓角成形；大圓角成形可明顯降低單道次減薄率，使累積減薄率降低，但經(jīng)過兩道次小圓角成形，壁厚及減薄率快速變化。方案四在方案三的基礎(chǔ)上進行了優(yōu)化，采用多道次大圓角成形，即前三道次采用大圓角成形，終道次采用小圓角成形；從結(jié)果可知前三道次均采用了大圓角成形，壁厚及減薄率變化平緩；但終道次采用了小圓角成形，壁厚及減薄率急劇變化。綜合以上所有方案，方案四最終累積減薄率最小，故確定為最優(yōu)成形工藝方案。

圖7 4種成形方案各個道次壁厚變化曲線

圖8 4種成形方案各個道次壁厚減薄率

3.3 結(jié)果分析

下面分析討論方案三和方案四最后兩道次的成形結(jié)果，提取截型厚度方向的主應力云圖，如圖9所示。如圖9a所示，方案三的第三道次采用了小圓角成形方式，圓角處受到的全部為拉應力，最大拉應力為647.5 MPa，壁厚只存在減薄的趨勢。如圖9b所示，方案四的第三道次采用了大圓角成形方式，圓角處既有壓應力又有拉應力，內(nèi)弧面受到較大的壓應力后使壁厚增大，而外弧面受到的拉應力較小，其應力值為585.9 MPa，使壁厚減薄，大圓角成形方式綜合了壁厚增大和壁厚減薄2種趨勢，故壁厚減薄量較小。

方案三和方案四最后一道次的成形方式相同，均為小圓角成形方式，如圖9c和圖9d所示，在圓角處所受到的應力均為拉應力，方案三圓角處的最大拉應力為670 MPa，方案四圓角處的最大拉應力為556 MPa，方案三圓角處受拉應力范圍要遠大于方案四的。由于方案三第四道次受力較大且范圍廣，因此，其減薄的趨勢明顯。

由板材彎曲原理可知，在受純彎曲（自由彎曲）作用時，中性層不偏移，內(nèi)外拉壓應變相等，材料厚度不會變化。當在彎曲過程中采用大圓角成形工藝時，圓角處的彎曲中性層完全居于料厚范圍內(nèi)，但中性層向內(nèi)側(cè)偏移，同時存在壓應力和拉應力，即內(nèi)表面受小部分的壓應力、外表面受大部分的拉應力，內(nèi)表面受壓應力使壁厚增大，外表面受拉應力使壁厚減薄，故壁厚減薄率較小。當在彎曲過程中采用小圓角成形工藝時，圓角處的彎曲中性層偏出內(nèi)弧面，料厚方向均受拉應力，壁厚只存在減薄的趨勢，與較大圓角成形方式相比，壁厚減薄率較大。

與小圓角成形方式相比，當采用大圓角成形工藝成形到相同角度時，會顯著降低減薄率。但受到最終截面圓角大小的限制，無法一直采用大圓角，所以成形策略為中前期成形采用多道次大圓角彎折，后期采用小圓角成形，將壁厚大量減薄集中作用到最后一個道次。雖然后期小圓角成形工藝會導致壁厚減薄率由8.7%到15.3%，使壁厚減薄率急劇增大；但是綜合判斷可知，中前期大圓角成形工藝+后期小圓角成形工藝仍然比小圓角慢成形效果明顯。

3.4 實驗驗證

根據(jù)車門中導軌有限元仿真優(yōu)化結(jié)果進行軋輥設計，重新修理、投制4個道次的軋輥模具，優(yōu)化后軋輥模具如圖10所示。

圖9 主應力分布云圖

圖10 實驗軋輥模具圖

圖10中陰影部分圓角為壁厚優(yōu)化對象，第一道次是對Z字筋圓角采用大圓角成形（半徑為4.5 mm），快速成形至45°；第二道次是采用大圓角成形（半徑為3.5 mm），以較快速度成形至65°；第三道次是采用大圓角成形（半徑為2.8mm），慢速成形至78°；第四道次是采用小圓角成形（1 mm），慢速成形至90°。因此，提出了一種優(yōu)化Z字筋圓角成形新工藝路線：中前期大圓角成形+后期小圓角成形，成形圓角半徑分別為4.5、3.5、2.8、1 mm，彎折角度分別為45°、65°、78°、90°；在生產(chǎn)線上對實驗工裝進行安裝和調(diào)試，最終得到產(chǎn)品件Z字筋圓角厚度由1.33 mm變成1.46 mm。車門中導軌實驗件截面掃描結(jié)果（實線為理論截型，虛線為實驗件切片掃描截型）如圖11所示，可以看到，其減薄率由26.1%降低至18.89%，滿足國際汽車行業(yè)標準要求。經(jīng)過實際軋輥多道次彎折的成形產(chǎn)品圖如圖12所示，可以看到，產(chǎn)品輪廓清晰，Z字筋圓角成形飽滿，截型尺寸精度滿足要求，并且拉彎成形芯子貼合截型內(nèi)腔，可以為后續(xù)拉彎工序提供保證，使客戶滿意度提高。

圖11 成形后的工件切片

圖12 產(chǎn)品圖

4 結(jié)論

1）對于小圓角成形工藝，圓角處彎曲中性層偏出內(nèi)弧面，在料厚方向上均受拉應力，壁厚只存在減薄的趨勢。

2）對于大圓角成形工藝，圓角處彎曲中性層完全位于料厚范圍內(nèi)，同時存在壓應力和拉應力。內(nèi)弧面受到較大的壓應力使壁厚增大，而外弧面受到較小的拉應力，使壁厚減薄；大圓角成形工藝優(yōu)勢明顯。

3）工藝實驗件Z字筋圓角厚度由1.33 mm變成1.4 6mm，減薄率由26.1%降低至18.89%；仿真分析件Z字筋圓角厚度由1.29 mm變成1.52 mm，減薄率由原來的28.3%降低至15.6%。對比仿真結(jié)果與實驗結(jié)果可知，仿真分析最大誤差為4.1%，仿真方法具有可靠性及工程實用性。

4）使用有限元軟件COPRA FEA對車門中導軌Z字筋進行成形分析，得到優(yōu)化成形工藝路線如下：采用大圓角、慢速成形，成形策略為中前期大圓角成形+后期小圓角成形，成形圓角半徑分別為4.5、3.5、2.8、1 mm，彎折角度分別為45°、65°、78°、90°。該方案可以有效解決圓角減薄率過大的成形缺陷。

[1] 丁振, 周鵬, 王旭, 等. 汽車車門集成導軌形式[J]. 汽車實用技術(shù), 2019(1): 109-110.

DING Zhen, ZHOU Peng, WANG Xu, et al. Car Door Integrated Lead Rail Form[J]. Automobile Applied Technology, 2019(1): 109-110.

[2] 韓飛, 劉繼英, 艾正青, 等. 輥彎成型技術(shù)理論及應用研究現(xiàn)狀[J]. 塑性工程學報, 2010, 17(5): 53-60.

HAN Fei, LIU Ji-ying, AI Zheng-qing, et al. State of the Art of Research on Roll Forming Process[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2010, 17(5): 53-60.

[3] TRAUB T, CHEN X, GROCHE P. Experimental and Numerical Investigation of the Bending Zone in Roll Forming[J]. Nternational Journal of Mechanical Sciences, 2017, 131/132: 956-970.

[4] CHA W G, KIM H L, KIM N S. A Study on the Development of Dedicated FEA Tool for Roll Forming of Asymmetrical U-Channel[J]. Advanced Materials Research, 2012, 445: 73-78.

[5] LIU M M, LIU Y L, LI Y. The Evolution of Cross-Sectional Dimension for Double Wall Brazed Tube in the Multi-Pass Roll Forming[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2022, 1270(1): 1-9.

[6] TRAN Q H, CHAMPLIAUD H, FENG Z K, et al. Analysis of the Asymmetrical Roll Bending Process Through Dynamic FE Simulations and Experimental Study[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2014, 75:5-8.

[7] CHEN L, ZHANG Z Y, WANG Y. The Study of Steel Channel’s Cold Bending Forming Process through Numerical Simulation[J]. Advanced Materials Research, 2012, 1601: 430-432.

[8] 王占一, 劉曉立, 馬希青, 等. TA2圓管輥彎成型邊波缺陷及機理研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(2): 51-59.

WANG Zhan-yi, LIU Xiao-li, MA Xi-qing, et al. Edge Wave Defects and Mechanism of TA2 Round Tube Roll Forming[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(2): 51-59.

[9] 李凡, 王安恒, 王雷, 等. 基ABAQU二次開發(fā)的非對稱Z截面型材多道次滾彎成型工藝[J]. 鍛壓技術(shù), 2023, 48(4): 152-161.

LI Fan, WANG An-heng, WANG Lei, et al. Multi-Pass Roll Bending Process of Asymmetric Z-Section Profiles Based on ABAQUS Secondary Development[J]. Forging & Stamping Technology, 2023, 48(4): 152-161.

[10] 鄭子君, 劉志芳. 變曲率型材滾彎的壓下量逐點設計法及其適用條件[J]. 塑性工程學報, 2021, 28(1): 7-13.

ZHENG Zhi-jun, LIU Zhi-feng. Roll Bending of Uneven Curvature Profile: A Point-Wise Design Scheme of Downfeed and Its Applicable Condition[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2021, 28(1): 7-13.

[11] 陳霞, 常慶明, 黃志鎮(zhèn), 等. 輥彎工藝參數(shù)優(yōu)化[J]. 機械科學與技術(shù), 2009, 28(4): 553-556.

CHEN Xia, CHANG Qing-ming, HUANG Zhi-zhen, et al. Optimization of Technical Parameters of Roll Forming[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2009, 28(4): 553-556.

[12] CHENG J J, CAO J G, RUAN K, et al. Study on Twist Defect of Thin-Walled Components with Asymmetric Section during Roll Forming[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2022, 1270(1): 1-8.

[13] 顧澤中, 孟珂, 任錕, 等. 支架類槽鋼冷彎成型參數(shù)設計及優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2022, 47(10): 90-95.

GU Ze-zhong, MENG Ke, REN Kun, et al. Design and Optimization on Cold Bending Parameters for Sporting Channel Steel[J]. Forging & Stamping Technology, 2022, 47(10): 90-95.

[14] 白璐, 劉俊, 王子昂. 基于薄壁管材冷彎工藝的空心芯棒形狀參數(shù)研究[J]. 塑性工程學報, 2022, 29(8): 28-35.

BAI Lu, LIU Jun, WANG Zi-ang. Research on Shape Parameters of Hollow Mandrel Based on Cold Bending Process of Thin-Wall Tubes[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2022, 29(8): 28-35.

[15] 李沖, 韓飛. 非對稱截面輥彎成型扭曲有限元分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2023, 48(1): 66-71.

LI Chong, HAN Fei. Finite Element Analysis on Twist Defect in Roll Forming of Asymmetric Section[J]. Forging & Stamping Technology, 2023, 48(1): 66-71.

[16] 魏小平, 鄒天下, 李大永. 不銹鋼微通道管輥彎成型設計和有限元仿真研究[J]. 現(xiàn)代交通與冶金材料, 2022, 2(4): 56-60.

WEI Xiao-ping, ZOU Tian-xia, LI Da-yong. Finite Element Simulation of Stainless Steel Microchannel Tubes[J]. Modern Transportation and Metallurgical, 2022, 2(4): 56-60.

[17] SU C J, LI X M, FENG Z Y, et al. Rebound Control in Multipass Roll Forming of Cap-Shaped Parts Based on Segmental Boundary Optimization Function[J]. Materials & Design, 2023, 225: 1-13.

[18] XING M L, LIU J Y, WANG Y H, et al. Prediction and Optimization of Wear Depth on Rectangular Tube Surface in Roll Forming[J]. Metals, 2022, 13(1): 68-76.

[19] 邢夢龍, 杜鳳山, 付玉濤. 矩形管輥彎成型角部充滿度分析及試驗驗證[J]. 中國機械工程, 2023, 34(7): 866-874.

XING Meng-long, DU Feng-shan, FU Yu-tao. Analysis and Experimental Verification of Corner Filling Degree of Rectangular Tube Roll Forming[J]. China Mechanical Engineering, 2023, 34(7): 866-874.

[20] LUO Z Y, SUN M, ZHANG Z, et al. Finite Element Analysis of Circle-to-Rectangle Roll Forming of Thick-Walled Rectangular Tubes with Small Rounded Corners[J]. International Journal of Material Forming, 2022, 15(6): 36-44.

[21] JIANG L F, TAO X H, LIN Y C, et al. Influence of Base Level of the Roll Flower Pattern on the Roll Forming Quality of the Hat-Shaped Section[J]. International Journal of Modern Physics B, 2022, 36(12/13): 1-9.

[22] 孫慶東, 王傳紅, 任友亮, 等. 8形管冷彎成型工藝設計與有限元分析[J]. 機械設計與制造, 2017(10): 199-202.

SUN Qing-dong, WANG Chuan-hong, REN You-liang, et al. Roll Forming Process Design and Finite Element Analysis for 8 Form Tube[J]. Machinery Design & Manufacture, 2017(10): 199-202.

[23] 孫慶東, 王傳紅, 徐小青, 等. O形管輥彎成型有限元仿真與孔形優(yōu)化設計[J]. 現(xiàn)代制造工程, 2016(12): 112-116.

SUN Qing-dong, WANG Chuan-hong, XU Xiao-qing, et al. O Form Tube Forming Finite Element Simulation and Roll Shape Optimization Design[J]. Modern Manufacturing Engineering, 2016(12): 112-116.

[24] 肖小亭, 楊東, 廖毅娟. 抽屜導軌中滑軌輥彎成型工藝及CAE分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2010, 35(2): 31-34.

XIAO Xiao-ting, YANG Dong, LIAO Yi-juan. Roll- Forming Process and CAE Analysis of Drawer Idler Slide Rail[J]. Forging & Stamping Technology, 2010, 35(2): 31-34.

[25] WANG A H , XUE H Q, BAYRAKTAR E, et al. Analysis and Control of Twist Defects of Aluminum Profiles with Large Z-Section in Roll Bending Process[J]. Metals, 2019, 10(1): 31-39.

[26] LIANG C, LI S N, LIANG J C, et al. Method for Controlling Edge Wave Defects of Parts during Roll Forming of High-Strength Steel[J]. Metals, 2021, 12(1): 53-65.

Optimization of Fillet Thinning Rate Process for Cold Bend Forming with Complex Sections

LIU Yang, LI Qing-da, GAO Ya-nan*, GENG Xiao-yong, LI Yan-bo, WANG Wen-bin, YANG Jian-guo, WANG Wei

(Hebei Automobile Safety Parts Technology Innovation Center, Lingyun Industry Co., Ltd., Hebei Zhuozhou 072750, China)

The work aims to optimize the cold bend forming process and thinning rate of the Z-shaped rib fillet based on the cold bend forming process of the guide rail in the complex cross-section car door, so as to solve the problems of complex processes, numerous passes and excessive thinning rate of the Z-shaped rib fillet. COPRA FEA finite element simulation software was used to analyze the forming process of the middle guide rail in the car door, and study the effects of roller fillet radius, forming speed, forming strategy, etc. on the fillet thinning rate. By combining finite element analysis methods, the process parameters were continuously optimized to achieve accurate forming of the Z-shaped rib fillet in the middle guide rail. Finally, the optimal process plan was proposed and verified through experiments. In the forming process of large fillet, the bending neutral layer of fillet was within the range of material thickness, and there were both compressive and tensile stresses in the direction of material thickness, resulting in a smaller reduction in wall thickness. In the forming process of small fillet, the bending neutral layer of the fillet deviated from the inner arc surface, and the material thickness direction was subject to tensile stress, resulting in a trend of only thinning the wall thickness. The experimental results showed that the thickness of the Z-shaped fillet changed from 1.33 mm to 1.46 mm, and the thinning rate decreased from 26.1% to 18.89%. The simulation results showed that the thickness of the Z-shaped fillet changed from 1.29 mm to 1.52 mm, and the thinning rate decreased from 28.3% to 15.6%. The comparison between simulation and experimental results showed that the maximum error of simulation analysis was 4.1%, which verified the reliability of the simulation results. The optimal process route is to use large fillet and slow forming. The forming strategy is to use large fillet in the early stage and small filler in the later stage. The forming radius of the fillet is 4.5, 3.5, 2.8 and 1 mm, and the bending angle is 45°, 65°, 78° and 90°. This process plan can effectively solve the forming defect of excessive fillet thinning rate.

fillet thinning rate; cold bend forming process; middle guide rail of car door; stress; finite element simulation; experiment; large fillet forming

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.011.020

TG386；TG306；TG335

A

1674-6457(2023)011-0171-08

2023-05-19

2023-05-19

劉陽, 李慶達, 高亞南, 等. 復雜截面冷彎成形圓角減薄率工藝優(yōu)化研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(11): 171-178.

LIU Yang, LI Qing-da, GAO Ya-nan, et al. Optimization of Fillet Thinning Rate Process for Cold Bend Forming with Complex Sections[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(11): 171-178.

通信作者（Corresponding author）

責任編輯：蔣紅晨