车身前地板冲压工艺分析及整改方案验证
某车型左前地板 2 号横梁,如图 1 所示。厚度 为 1. 8 mm,材质为 B340 / 590DP。产品尺寸:长 497 mm,宽 129 mm,高 45 mm。该零件为汽车车身上典 型的梁形结构件,且为高强度钢板,其形状、材质都 具有一定的代表性。产品形状特征为:产品顶部局部有安装面,且 与产品顶部呈一定倾斜角度,在图 1 主视图中虚 线范围内( 即顶部斜平面上) 具有局部凹陷的结 构,如图 1 中 A-A 截面所示。该类凹陷形状在冲压模具工艺中,属于反向成形,即凹陷方向与成形方向相反。
1.1 CAE 成形模拟分析及结果
单元类型为弹塑性壳单元 EPS-11,网格划分精度控制参数:初始单元尺寸为 20 mm;最大单元角为 22. 5度; 圆角穿透系数为 0. 22 mm(即网格单元相比标准边 界,误差距离超过 0. 22 mm 时,软件自行重新划 分);网格细化等级为 6 级。成形参数: 压边力为 464. 9 kN; 摩擦因数为 0. 15。拉延筋形式:等效拉延筋(区别于实际拉延筋 的一种阻力等效模型,即为提高运算效率,对拉延筋 阻力采用无量纲的阻力因子或单位长度上的阻力进 行表示)。CAE 分析结果如图 2 所示。左图点云中每一 个点,都与右图中的一个网格相对应。点云中点的 位置,表明了该网格的应变状态。点云中实、虚线内 点云和右图中实、虚线内的网格相对应。判断产品是否开裂,需要结合 FLD 图和变薄率 2 个方面进行判定。从图 2 中 FLD 及成形云图可知,产品在局部反向成形部位产生了破裂现象; 变薄率方面,根据相关资料,对于普通材料钢板,变薄率应控制在 25% 以内 ;对于高强度板,变薄率应控制在 20% 以内。从图 3 模拟结果图中可知, 最大减薄率为 31. 4% ,远高于所能接受的变薄要求范围,因此可得出结论,产品在局部反向成形区域发 生了破裂。
2 破裂原因分析
从图 2 中 FLD 图可知,破裂区应变为平面应变。平面应变状态,即板料的次应变为 0 的状态。从成形极限曲线的形状也可看出,在该状态下,板料 破裂时主应变值相比其他状态最低,即板料在该状 态下最容易发生破裂。因此在拉延成形中,平面应变状态是一种成形状态差的应变状态,应当尽力避 免。由图 4 中仿真结果的 FLD 图可知,改变 A 点材 料的平面应变状态,可从 3 方面入手。
(1) 降低主 应变方向上的应变值,使目标点下移,脱离易开裂区 或临界区(a 方向)。(2)正向增大次应变( b 方向) 或反向增大次应变(c 方向),使目标点的应变状态 在 FLD 图中向左下移进入拉-压应变状态或右下移进入拉-拉应变状态,从而进入安全区。欲使目标点左移,则应该减小次应变方向的进料阻力,可通过减小该方向上板料尺寸,降低拉延筋阻力,放大凹模 圆角,改善润滑条件等手段加以实现。欲使目标点 右移,则应增加次应变方向上的进料阻力,可通过增 加该方向上的板料尺寸,提高拉延筋阻力,减小凹模 圆角等手段实现。
(3) 以上两方面同时进行( d 方 向、e 方向) 。
因产品破裂部位靠近中部,其主应变方向为产品横向,次应变方向为产品纵向。由于破裂区在纵向离产品边界太远,通过调节产品纵向进料阻力影响次应变,使产品脱离平面应变区难以实现。多次模拟的结果也验证了这种方案不可行。再尝试采用降低主应变值,使破裂区应变状态 下移到安全区。模拟结果表明,减小板料宽度尺寸、 降低左右侧拉延筋阻力、放大凹模圆角、降低摩擦因数等手段,只能使图 5 中所示 A,C 区域进料速度加快,导致该区域成形性能变差,对于 B 区域的抗破裂性能却无法得到改善,即无法使 FLD 图中的主应变值降低。
分析图 5 中易破裂部位初始接触状态可知,顶部的板料此时在压边圈和产品顶部两侧 R 角的作用下,已充分绷紧,模拟分析也表明,在此后的反向成形中,板料无法从产品两侧进入反向成形区,即反 向成形区要完全依靠顶部区域的材料,通过其自身 延展达到,这是采用上面方法无法提高其抗破裂性 能的原因。整张板料作为一个整体,在压边力、凸模、凹模综合作用下,引起平面变形。在平面上,所受的外力 主要由以下几部分形成,如图 6 所示:两侧板料受压 边力产生的阻力 F1 和 F6 ;两侧凹模口 R 产生的阻 力 F2 和 F5 ;凸模顶部两侧 R 产生的摩擦阻力。
需要说明的是,由于产品形状复杂多变,不同的行程下 板料形状变化不同,且各力对同一区域的成形影响 也有大有小、不断变化,因此难以通过简单的受力分 析进行板料成形计算。对于顶部易破裂区,压边圈阻力 F1 ,F6 以及凹 模 R 阻力 F2 ,F5 距离较远,因此对其影响较小,而 最接近的力为 F3 与 F4 ,如能减少 F3 ,F4 ,则参与变 形的材料会大大增加,利于反向成形。F3 ,F4 的产生,是由于在凹模向下运动过程 中,提供压力使板料变形包住凸模 R 角,凸模 R 角 产生法向反作用力(接触力) ,该接触力产生板料 位移的摩擦力,是阻碍反向成形时板料流入的最 直接外力。因此,可以通过成形时减少阻力 F3 ,F4 的原理来减小板料流入难度。可以确定的是,随 着拉伸的进行,板料形状越接近最终产品形状,板 料包住 R 角的区域也不断扩大,导致流动阻力不 断增加;可以从模具结构上考虑,提前进行板料在 顶部的反向成形,使板料在较为平整的状态下局 部反向成形。
3 解决方案及验证
3. 1 顶部反向成形拉延模具结构设计
顶部反向成形拉延模具结构如图 7 所示。与普通拉延模具结构相比,在凹模内增加一个反向成形 滑块,并在弹簧作用下伸出凹模型腔一定行程。当压料器压住板料向下开始成形时,反向成形滑块型 面先接触到板料,并在强力弹簧的作用下开始成形。此时由于板料状态较为平缓(板料截面形状见图 6),进料阻力小,可以有更多的板料参与局部反向 成形。随着模具下行,局部反向成形完成,然后反向成形滑块上部与凹模模具顶部相接触镦死,二者结 合为一整体,与普通拉延模具一样继续拉延成形直 至结束。顶部反向成形结束后,由于凸模顶部圆角 阻力增大,板料在成形图 5 中 A,C 区域形状时,顶 部反向成形区域的板料并不参与 A,C 区域的成形, 使反向成形区域板料不易拉伸破裂。
3. 2 弹力源选择
欲实现上述模具结构,关键在于弹力源选择。由于普通螺旋弹簧的压力较小,且初始力为 0,无法 在成形初始就提供反向成形所需的较大的成形力。另外,模具结构为单动结构,反向成形结构在上模 (凹模)内,因此也不能应用压力机的气垫力。经综合考虑,选择氮气弹簧。氮气弹簧用氮气作为工作介质,将其高压密封 在缸体内,外力通过柱杆压缩氮气,利用高压氮气压 缩后的弹复性能获得弹性力,因此它的工作可以近 似认为是等温膨胀压缩过程,遵循物理学上的波义耳-马略特气体状态方程:
成形压料力计算过程如下所述。因板料厚度大,且为高强度钢板,因此成形力相 对较大,故采用紧凑型氮气弹簧,直径为 63 mm,初始负载为 30 kN,最大行程为 25 mm,最大负载为 46. 2 kN。经分析冲压件数据,反向成形行程为 18 mm,因此模具中成形滑块行程可取 20 mm,占氮气 弹簧总行程的 80% 。经查弹簧负载特性图可知,该 处行程负载力约为 42. 5 kN。
先采用 6 只氮气弹簧模拟成形结果。
因成形模拟软件中仅允许输入线性力,暂无法 输入曲线函数表示的复杂力,并且没有氮气弹簧的 弹力-行程曲线资料,因此可将氮气弹簧近似视为 线性力。每只刚度 k 近似为:
初始负荷为 180 000 N, 6 只弹簧刚度为 3750 N/ mm,用直线方程拟合后为:
氮气弹簧负载特性图如图 8 中黑色虚线所示 (图示为 6 只弹簧并联使用)。
直线拟合后的氮气弹簧负载特性见图 8 中粗实 线所示(6 只弹簧并联使用)。
从图 8 可知,模拟简化后与实际负载特性之间有较大误差,因此处需拉 延开始时能提供足够大的成形力满足反向成形即 可,一旦反向成形完成,后续力的状态实际并不影响成形结果。
3. 3 新结构仿真结果
将以上条件代入 AutoForm 软件模拟成形结果 如图 9 所示。分析 FLD 图、成形性云图可知,与图 2、图 3 相比,抗破裂性能大大提高;从减薄率方面分 析,优化前为 31. 4% ,优化后为 23. 4% 。板料变薄情况已大大好转。因此可得出结论:越在行程早期 进行反向成形,越有利于反向成形区抗破裂性能的提高。
根据以上分析,重新调整氮气弹簧数量,采用 9 只氮气弹簧,负载-行程用直线方程拟合后方程为: F = 5. 625L+270 (3) 采用 9 只氮气弹簧后,成形模拟结果如图 10 所示。从图 10 可看出,由于预先反向成形,使更 多材料参与成形,产品在反向成形顶部成形结果 良好,没有发生破裂情况( FLD 图显示,局部区域 虽处于临界区,但靠近安全区) 。考虑到 CAE 模 拟与实际情况之间的误差,以及线性模拟氮气弹 簧弹力-行程与实际情况的误差,实际生产时,可 预留 10 ~ 11 只氮气弹簧的安装位置,通过试模确 定最终数量。
3. 4 新结构验证
根据以上思路,设计了模具结构,经泡沫实型铸 造、加工、装配、调试后,得到最终产品如图 11 所示, 可知产品外观良好,无破裂缺陷发生,表明这种预成 形模具设计方案是可行的。
4 结论
以左前地板 2 号横梁为例,进行了成形性仿真 分析,提出了顶部反向成形拉延模具结构,并对此模具结构进行了成形性分析,结果表明该结构提高了抗破裂性能。
作者：邓劲松, 陈辛波 , 魏宪波, 丁华, 冯擎峰