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某汽車車門內板拉延成形刺破工藝刀具 結構參數優化
  瀏覽次數:7959  發布時間:2020年05月21日 14:27:30
[導讀] 在某汽車車門內板拉延成形工序中引入了刺破工藝。基于數值模擬結果,采用響應面法對刺破刀具結構參數進行了優化,獲得了最優刀具結構參數為:刺破刀輪廓長度100mm,寬度95mm,圓角半徑65mm,刺破刀距離車窗區域A左側壁和上側壁的距離分別為45、50mm。
羅江紅,張艷彬
(新疆交通職業技術學院機電工程學院,新疆烏魯木齊831401)

摘要:在某汽車車門內板拉延成形工序中引入了刺破工藝。基于數值模擬結果,采用響應面法對刺破刀具結構參數進行了優化,獲得了最優刀具結構參數為:刺破刀輪廓長度100mm,寬度95mm,圓角半徑65mm,刺破刀距離車窗區域A左側壁和上側壁的距離分別為45、50mm。研究了刺破工藝對板料局部應力的影響和零件拉延成形性的影響。結果表明:刺破工藝可以顯著降低板料易拉裂位置的局部應力,還可以為零件刺破位置附近的易拉裂區域提供額外的板料流入量,從而降低其減薄率和拉裂風險。依據帶刺破工藝的拉延成形方案制造了該車門內板拉延模具并進行了零件試生產,發現試驗結果與模擬結果一致,得到了表面質量好、無拉裂缺陷的汽車車門內板零件。
關鍵詞:車門內板;刺破工藝;結構優化;局部應力釋放;成形性;

目前沖壓成形技術已被廣泛應用于汽車覆蓋件生產,在沖壓成形過程中,影響汽車覆蓋件質量的主要缺陷有起皺、折疊、縮頸、破裂等[1-2]。對于該類問題,可基于數值模擬結果,使用三維造型軟件對模具型面如凸凹、模圓角大小、拉延筋深度、寬度等進行修改和調整[3-4],或基于正交試驗、響應面法、BP網絡神經算法、多目標粒子群算法等對成形工藝參數如虛擬拉延筋系數、壓邊力大小、潤滑系數等進行優化[5-6],從而解決起皺、拉裂等缺陷。然而,某些如四門兩蓋、地板等汽車的車身零件通常具有尺寸大、料薄、型面結構復雜等特點,在零件中間區、復雜型面區以及高筋側壁等位置,板料流入量有限,易出現板料局部應力集中、板料減薄率高、局部拉裂等情況[7-8]。在零件型面相對確定的情況下,僅通過修改模具型面或優化工藝參數等方法,難以完全解決該問題。因此,本文以某汽車車門內板為研究對象,設計并建立了該零件的有限元模型,通過在拉延成形工序中增加刺破工藝[9],并采用中心復合試驗和響應面法對刺破工藝刀具結構參數進行了優化,研究了刺破工藝對該車門內板易開裂位置的局部應力和拉延成形性的影響;最后通過數值模擬和生產試制,驗證了該局部應力釋放的方法可以有效解決車門內板高筋側壁處出現的拉裂缺陷。

1工藝分析及有限元模型
1.1  車門內板工藝分析
本文研究對象為某汽車車門內板,其三維模型如圖1所示。該零件尺寸為1330mm×900mm,屬于大型汽車車身覆蓋件;區域A屬大平面切邊區域,在拉延成形工序中,該區域的成形性可不做考慮;車窗區域A上下邊界處存在高筋區,區域A上下側壁高度約為25mm,可能存在拉裂風險;區域B屬車門內板功能結構區,空間結構復雜,型面變化較多,導致該區域板料流動困難,成形過程易出現板料過度減薄、拉裂等缺陷。此外,區域A與B之間存在一條長且細的高筋區,由于該高筋區位于零件中心部位,左側為型面復雜的區域B,且頂部端面與右側區域A的高度差約為35mm,故在成形該高筋區的過程中,板料流動阻力大,板料流入量非常有限,在不斷的拉延過程中,區域A上下和左側側壁以及圓角部位發生開裂的風險較高。因此,解決該零件區域A上下和左側側壁以及圓角區域的開裂問題是該車門內板拉延工序的關鍵。

圖 1 某汽車車門內板三維模型(mm)

1.2  拉延成形方案設計
使用三維造型軟件和Autoform設計并建立拉延成形方案1,即在拉延成形過程中使用常見的“上模-壓邊圈-下模”拉延成形方案,其有限元模型如圖2所示。零件材料為超深沖用DC-06鋼,板料尺寸為1600mm×1100mm,料厚0.7mm;根據實際生產經驗,采用油潤滑,選擇摩擦系數為0.15,沖壓速度50mm/s;使用中心復合試驗和響應面法,獲得最優壓邊力為427kN,取整為430kN。圖3為方案1的車門內板零件減薄率云圖和成形性云圖。模擬結果顯示,在區域A上側和左側側壁出現嚴重的過度減薄現象,拉裂風險較高,且在上述區域位置零件的減薄率均超過25%。該位置出現拉裂缺陷的原因是因為該車門內板尺寸大、型面復雜,加之區域A上側的側壁垂直高度達25mm,左側側壁垂直高度達35mm,導致該處板料流動困難,板料在拉延過程中減薄嚴重,故而出現拉裂的缺陷。即使在對工藝參數進行優化后,零件區域A上下側壁和左側側壁依然存在較高的拉裂風險。
圖 2 汽車門內板拉延成形有限元模型
圖 3 方案 1 的零件減薄率與成形性云圖

為了解決該車門內板拉裂缺陷,在方案1的基礎上設計了方案2,即增加了刺破工藝:在下模增加一組刺破刀,由于零件區域A在后續工序中會被切除,故在該位置增加刺破刀不會影響零件最終的成形質量。圖4為刺破工藝示意圖。

圖 4 刺破工藝示意圖

1.3  試驗設計及方法
本文針對方案2的刺破工藝,研究了刺破工藝刀具位置和形狀對車門內板拉延成形性的影響。以刺破刀輪廓長度H1、寬度H2和圓角R以及刺破刀距離車窗區域A左側壁的距離X1、上側壁距離X2作為優化因素,如圖5所示。并在試驗初期基于單因素變化的數值模擬試驗結果確定了如表1所示的優化因素取值水平。
圖 5 刺破工藝的刀具結構參數
表1

為了消除車門窗區域A上下和左側側壁存在的拉裂缺陷,以零件成形結束瞬時狀態下的最大減函數Y1(式(1))和區域A上下和左側側壁以及圓角區域內的局部最大等效應力Y2(式(2))作為評價零件開裂的目標函數。
公式1
式中:t0為板料初始厚度;tmin為拉延成形結束后板料的最小厚度;σ1為板料單元格節點的等效應力。
確定評價函數后,利用Design-Expert軟件以刺破刀的長度H1、寬度H2和刺破刀圓角R以及刺破刀距離車窗區域A左側壁距離X1、上側壁距離X2作為變量因素,以零件最大減薄函數Y1和區域A上下側壁及圓角區域的最大等效應力Y2為響應函數,設計中心復合試驗并通過數值模擬的方法獲得試驗結果,如表2所示。

表2
 
根據表2試驗結果與5個優化因素之間的關系,建立二階多項式,得到試驗因素與評價函數之間的關系為:

公式3-1
公式3-2

為了檢驗所建模型的可靠性,對其進行方差分析,分析結果如表3所示。從表中可以看出,兩個評價函數最大減薄函數Y1和最大等效應力Y2的響應模型“P>F”概率均小于0.0001,結果顯著;此外,兩個響應模型的決定系數和修正系數均大于0.8,二者差值小于0.15;綜上結果可以判斷,所建立的響應模型具有較高的可靠性, 能夠較好的反映優化因素與評價函數之間的關系,預測精度較高。

表 3

2試驗結果與分析
2.1  多目標優化與驗證
基于已建立的最大減薄函數Y1與最大等效應力Y2響應模型,對刺破工藝刀具結構參數進行優化。為避免零件車窗區域A上下側壁和左側側壁以及圓角區域出現開裂,要求最大減薄率小于25%,即Y1<25%;同時要求最大等效應力Y2取得最小值。基于上述優化目標,對相應函數進行求解,獲得刺破工藝刀具結構最優參數(取整)為:H1=100mm,H2=95mm,R=65mm,X1=45mm,X2=50mm,此時預測最大減薄函Y1=21.4%,最大等效應力Y2=295.5MPa。

利用Autoform軟件,以優化后的刺破工藝刀具結構參數進行數值模擬,對多目標優化結果進行驗證。圖6為優化后該車門零件減薄率云圖和等效應力分布云圖。從圖可以看出,零件最大減薄率為23.1%,小于25%,與響應模型預測值的相對誤差為7.94%,零件開裂風險低;最大主等效應力為308.4MPa,與響應模型預測值的相對誤差4.37%,零件危險位置卸載前的等效應力得到了有效降低。圖7為刺破工藝刀具結構優化后,該車門內板零件的成形性圖。從圖中可以看到,零件區域A上下側壁和左側側壁以及圓角處的成形性為安全,零件其它有效型面區域的成形性同樣為安全,不存在開裂風險。由此可推斷,其一,通過在車門內板車窗區域A內加入刺破工藝,并對刺破工藝刀具結構參數進行優化,可以有效解決區域A上下側壁和左側側壁以及圓角處的開裂問題;其二,由數值模擬結果驗證了基于中心復合試驗和多目標優化方法的可靠性和有效性。

圖 6 刺破刀具結構優化后零件減薄率與等效應力的云圖
圖 7 刺破刀具結構優化后零件的成形性

2.2  刺破工藝對零件局部應力的影響
為了驗證刺破工藝對零件易拉裂位置的局部應力的影響,在零件易開裂區域取點1~10號(圖 8),其中1~4、7~10為等距點,4~7為等距點,且距離為其它距離的2倍。對比取點位置在無刺破工藝條 件下零件成形結束瞬時的等效應力和有刺破工藝條件下零件成形結束瞬時的等效應力以及有刺破工藝條件下零件卸載后的等效應力,結果如圖 9 所示。由圖可知,增加了刺破后,在零件拉延成形結束瞬時,零件1~10號危險位置的等效應力由無刺破時的325.1~414.8 MPa下降至有刺破時的265.4~308.4MPa,1~10位置的局部等效應力降低了5.1%~28.1%。其中,2號位置和9號位置的等效應力降低最少,這是因為板料刺破后,2號和9號位置正好處于刺破區的圓角部位,板料需要上側側壁和左側側壁流動,使得該處減薄率較高,同時該圓角又處于板料應力釋放的一個盲區,故板料成形結束瞬時的等效應力較其它位置偏高。另外,零件1、3、8、10號位置,板料的等效應力降低最大。這是因為該處位于零件刺破中央位置,故應力釋放效果最明顯。 卸載后,零件1~10號危險位置的等效應力由拉延成形結束瞬時的265.4~308.4MPa降低到了卸載后的 13.2~72.8MPa,其中1、4、8、10位置殘余應力較高,這是因為該處處于零件刺破中央位置,刺破后,該位置的應力的得到釋放,減薄率降低,但也導致該位置板料塑性變形量減少或塑性變形不充分,故卸載后殘余應力較大。但綜合零件拉裂位置的等效應力變化結果可以清楚地看到,刺破工藝可有效降低板料易開裂位置的等效應力。

表4為在刺破條件下零件拉延成形結束瞬時,零件刺破邊緣a~j號位置(圖10)的板料流入量。從表中可以看到,方案2帶刺破工藝的板料成形結束瞬時,零件區域A上側壁板料流入量增量較小,平均為1.43mm;左側壁的板料流入量增量較大,平均為5.9mm。這是因為零件局部刺破后,刺破位置板料由原來的受拉狀態轉變為可有限流動的狀態,使得刺破邊緣的板料可向區域A上側和左側側壁流動,為其提供額外的板料流入量。


表 4

圖 10 零件刺破邊緣 a~j 號位置
 
綜合上述試驗結果可以看到,在該車門內板拉延成形過程中,通過引入刺破工藝并對刀具結構參數進行優化,將區域A內的板料刺破,一方面使得零件危險區域板料所受應力得到釋放,卸載后零件最大等效應力小于75MPa;另一方面使得模具對刺破位置板料的約束力減小,為區域A上側和左側側壁提供了額外的板料流入量,有效降低了該位置的板料減薄率和拉裂風險。

3生產驗證
根據方案2設計,在該車門內板拉延成形模具下模安裝了刺破刀,如圖11所示。并進行了試模生產,得到的試模零件如圖12所示。從圖12可以看到,刺破刀對應位置的零件已被刺破,零件區域A上側和左側側壁處無拉裂缺陷。該試模結果證明,通過刺破工藝,可以釋放零件易拉裂位置的局部應力,同時還可以為零件易拉裂處提供額外的板料流入量,從而降低零件局部位置的減薄率并消除零件的拉裂缺陷。

圖 11 刺破刀
圖 12 汽車車門內板試模零件

4結論
(1)針對某汽車車門內板拉延成形時易出現拉裂缺陷的問題,設計了帶刺破工藝的拉延成形方案,通過響應面法和數值模擬結合的方法,獲得最優刺破工藝刀具結構參數H1=100mm,H2=95mm,R=65mm,X1=45mm,X2=50mm,并成功消除了零件的拉裂缺陷,證明了評價函數的有效性和響應模型的可靠性以及該優化方法的可行性。

(2)通過數值模擬分析了某車門內板拉延成形過程中成形板料易拉裂位置的局部應力變化,結果表明:刺破工藝不僅可有效降低成形板料易拉裂位置的應力,同時還可以提高刺破位置板料的流動性,為刺破位置附近易拉裂處提供額外的板料流入量,從而降低成形零件的減薄率和拉裂風險。

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