羅江紅，張艷彬
(新疆交通職業(yè)技術(shù)學院機電工程學院,新疆烏魯木齊831401)
摘要：在某汽車車門內(nèi)板拉延成形工序中引入了刺破工藝。基于數(shù)值模擬結(jié)果，采用響應面法對刺破刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了優(yōu)化，獲得了最優(yōu)刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)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(qū)域A左側(cè)壁和上側(cè)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(jié)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(qū)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(jù)帶刺破工藝的拉延成形方案制造了該車門內(nèi)板拉延模具并進行了零件試生產(chǎn)，發(fā)現(xiàn)試驗結(jié)果與模擬結(jié)果一致，得到了表面質(zhì)量好、無拉裂缺陷的汽車車門內(nèi)板零件。
關鍵詞：車門內(nèi)板；刺破工藝；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；局部應力釋放；成形性；
目前沖壓成形技術(shù)已被廣泛應用于汽車覆蓋件生產(chǎn)，在沖壓成形過程中，影響汽車覆蓋件質(zhì)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(shù)值模擬結(jié)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(diào)整[3-4]，或基于正交試驗、響應面法、BP網(wǎng)絡神經(jīng)算法、多目標粒子群算法等對成形工藝參數(shù)如虛擬拉延筋系數(shù)、壓邊力大小、潤滑系數(shù)等進行優(yōu)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(jié)構(gòu)復雜等特點，在零件中間區(qū)、復雜型面區(qū)以及高筋側(cè)壁等位置，板料流入量有限，易出現(xiàn)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(yōu)化工藝參數(shù)等方法，難以完全解決該問題。因此，本文以某汽車車門內(nèi)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(jié)構(gòu)參數(shù)進行了優(yōu)化，研究了刺破工藝對該車門內(nèi)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(shù)值模擬和生產(chǎn)試制，驗證了該局部應力釋放的方法可以有效解決車門內(nèi)板高筋側(cè)壁處出現(xiàn)的拉裂缺陷。
1工藝分析及有限元模型
1.1 車門內(nèi)板工藝分析
本文研究對象為某汽車車門內(nèi)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(qū)域A屬大平面切邊區(qū)域，在拉延成形工序中，該區(qū)域的成形性可不做考慮；車窗區(qū)域A上下邊界處存在高筋區(qū)，區(qū)域A上下側(cè)壁高度約為25mm，可能存在拉裂風險；區(qū)域B屬車門內(nèi)板功能結(jié)構(gòu)區(qū)，空間結(jié)構(gòu)復雜，型面變化較多，導致該區(qū)域板料流動困難，成形過程易出現(xiàn)板料過度減薄、拉裂等缺陷。此外，區(qū)域A與B之間存在一條長且細的高筋區(qū)，由于該高筋區(qū)位于零件中心部位，左側(cè)為型面復雜的區(qū)域B，且頂部端面與右側(cè)區(qū)域A的高度差約為35mm，故在成形該高筋區(qū)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(qū)域A上下和左側(cè)側(cè)壁以及圓角部位發(fā)生開裂的風險較高。因此，解決該零件區(qū)域A上下和左側(cè)側(cè)壁以及圓角區(qū)域的開裂問題是該車門內(nèi)板拉延工序的關鍵。
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(jù)實際生產(chǎn)經(jīng)驗，采用油潤滑，選擇摩擦系數(shù)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(yōu)壓邊力為427kN，取整為430kN。圖3為方案1的車門內(nèi)板零件減薄率云圖和成形性云圖。模擬結(jié)果顯示，在區(qū)域A上側(cè)和左側(cè)側(cè)壁出現(xiàn)嚴重的過度減薄現(xiàn)象，拉裂風險較高，且在上述區(qū)域位置零件的減薄率均超過25%。該位置出現(xiàn)拉裂缺陷的原因是因為該車門內(nèi)板尺寸大、型面復雜，加之區(qū)域A上側(cè)的側(cè)壁垂直高度達25mm，左側(cè)側(cè)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(xiàn)拉裂的缺陷。即使在對工藝參數(shù)進行優(yōu)化后，零件區(qū)域A上下側(cè)壁和左側(cè)側(cè)壁依然存在較高的拉裂風險。
為了解決該車門內(nèi)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(qū)域A在后續(xù)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(zhì)量。圖4為刺破工藝示意圖。
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(nèi)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(qū)域A左側(cè)壁的距離X1、上側(cè)壁距離X2作為優(yōu)化因素，如圖5所示。并在試驗初期基于單因素變化的數(shù)值模擬試驗結(jié)果確定了如表1所示的優(yōu)化因素取值水平。
為了消除車門窗區(qū)域A上下和左側(cè)側(cè)壁存在的拉裂缺陷，以零件成形結(jié)束瞬時狀態(tài)下的最大減函數(shù)Y1（式（1））和區(qū)域A上下和左側(cè)側(cè)壁以及圓角區(qū)域內(nèi)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(shù)。
式中：t0為板料初始厚度；tmin為拉延成形結(jié)束后板料的最小厚度；σ1為板料單元格節(jié)點的等效應力。
確定評價函數(shù)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(qū)域A左側(cè)壁距離X1、上側(cè)壁距離X2作為變量因素，以零件最大減薄函數(shù)Y1和區(qū)域A上下側(cè)壁及圓角區(qū)域的最大等效應力Y2為響應函數(shù)，設計中心復合試驗并通過數(shù)值模擬的方法獲得試驗結(jié)果，如表2所示。
根據(jù)表2試驗結(jié)果與5個優(yōu)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(shù)之間的關系為：
為了檢驗所建模型的可靠性，對其進行方差分析，分析結(jié)果如表3所示。從表中可以看出，兩個評價函數(shù)最大減薄函數(shù)Y1和最大等效應力Y2的響應模型“P>F”概率均小于0.0001，結(jié)果顯著；此外，兩個響應模型的決定系數(shù)和修正系數(shù)均大于0.8，二者差值小于0.15；綜上結(jié)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(yōu)化因素與評價函數(shù)之間的關系，預測精度較高。
2試驗結(jié)果與分析
2.1 多目標優(yōu)化與驗證
基于已建立的最大減薄函數(shù)Y1與最大等效應力Y2響應模型，對刺破工藝刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化。為避免零件車窗區(qū)域A上下側(cè)壁和左側(cè)側(cè)壁以及圓角區(qū)域出現(xiàn)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?；谏鲜鰞?yōu)化目標，對相應函數(shù)進行求解，獲得刺破工藝刀具結(jié)構(gòu)最優(yōu)參數(shù)（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(yōu)化后的刺破工藝刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)進行數(shù)值模擬，對多目標優(yōu)化結(jié)果進行驗證。圖6為優(yōu)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(jié)構(gòu)優(yōu)化后，該車門內(nèi)板零件的成形性圖。從圖中可以看到，零件區(qū)域A上下側(cè)壁和左側(cè)側(cè)壁以及圓角處的成形性為安全，零件其它有效型面區(qū)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(nèi)板車窗區(qū)域A內(nèi)加入刺破工藝，并對刺破工藝刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化，可以有效解決區(qū)域A上下側(cè)壁和左側(cè)側(cè)壁以及圓角處的開裂問題；其二，由數(shù)值模擬結(jié)果驗證了基于中心復合試驗和多目標優(yōu)化方法的可靠性和有效性。
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(qū)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(jié)束瞬時的等效應力和有刺破工藝條件下零件成形結(jié)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(jié)果如圖 9 所示。由圖可知，增加了刺破后，在零件拉延成形結(jié)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(qū)的圓角部位，板料需要上側(cè)側(cè)壁和左側(cè)側(cè)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(qū)，故板料成形結(jié)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(jié)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(jié)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(jié)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(jié)束瞬時，零件區(qū)域A上側(cè)壁板料流入量增量較小，平均為1.43mm；左側(cè)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(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榭捎邢蘖鲃拥臓顟B(tài)，使得刺破邊緣的板料可向區(qū)域A上側(cè)和左側(cè)側(cè)壁流動，為其提供額外的板料流入量。
綜合上述試驗結(jié)果可以看到，在該車門內(nèi)板拉延成形過程中，通過引入刺破工藝并對刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化，將區(qū)域A內(nèi)的板料刺破，一方面使得零件危險區(qū)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(qū)域A上側(cè)和左側(cè)側(cè)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(chǎn)驗證
根據(jù)方案2設計，在該車門內(nèi)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(chǎn)，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(qū)域A上側(cè)和左側(cè)側(cè)壁處無拉裂缺陷。該試模結(jié)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。
4結(jié)論
（1）針對某汽車車門內(nèi)板拉延成形時易出現(xiàn)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(shù)值模擬結(jié)合的方法，獲得最優(yōu)刺破工藝刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)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(shù)的有效性和響應模型的可靠性以及該優(yōu)化方法的可行性。
（2）通過數(shù)值模擬分析了某車門內(nèi)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(jié)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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