【技术帖】基于CAD/CAE 的A 柱内板成形工艺优化及模具设计

轿车A 柱内板是侧围总成的重要零件之一, 通过点焊固定于A 柱内侧, 起到加强作用[1]。零件形状复杂、 冲孔较多、 材料较厚, 变形控制较困难,工艺设计难度大[2]。

针对轿车A 柱内板冲压成形复杂、 不对称及变形开裂、 起皱等问题, 本文采用数值模拟和试验验证的方法进行分析。首先, 分析轿车A 柱内板的结构特征, 根据其结构特点, 采用“一模两件” 的工艺设计方案来解决单个零件成形不对称问题, 详细设计了零件全工序冲压方案; 从材料厚度最大减薄率和最大增厚率两个方面探究了压边力、 冲压速度和模具间隙对零件成形质量的影响规律; 其次, 采用正交试验方法, 以零件材料厚度最大减薄率为切入点, 得到不同工艺参数下材料厚度最大减薄率的极差, 确定影响轿车A 柱内板拉延成形的关键冲压工艺参数之间的主次关系, 确定最优工艺参数组合并进行生产试验验证。

如图1 所示, 某轿车A 柱内板零件尺寸约为1100 mm×210 mm×140 mm, 厚度为1.4 mm, 材料为SPCE, 一种用于深冲拉深的冷轧碳素钢板[3], 其屈服强度约为190 MPa, 抗拉强度不低于280 MPa,净重约为1.31 kg。零件结构不对称, 曲面形状复杂, 冲压成形规律不易掌握, 修边线长且多处需要侧修边, 零件共有15 个孔, 其中圆孔12 个, 最大直径为Φ27 mm, 最小直径为Φ5 mm。

图1 轿车A 柱内板零件
Fig.1 A-pillar inner panel part for car

轿车A 柱内板属于A 柱总成的一部分, 每车共有左右两件, 分别对称分布于轿车两侧, 单个A 柱内板零件的冲压成形复杂, 零件的材料利用率低且由于零件具有非对称结构, 冲压成形力不对称分布, 工艺设计难度大[4]。因此, 根据轿车A 柱内板左右两件完全对称的特性, 工艺设计采用“一模两件”, 可解决成形不对称的问题。毛坯采用1200 mm×645 mm 的方形板料, 单件A 柱内板冲压定额消耗约为4.25 kg, 材料利用率约为30.82%, 工艺补充后的设计模型如图2 所示。

图2 工艺补充模型
Fig.2 Model of process supplement

轿车A 柱内板零件冲压的成形全工序方案确定为: 拉延成形、 修边-冲孔、 翻边-修边-侧冲孔和侧冲孔-切断共4 道冲压工序, 如图3 所示。

图3 A 柱内板零件冲压全工序图
(a) 拉延成形 (b) 修边-冲孔 (c) 翻边-修边-侧冲孔 (d) 侧冲孔-切断
Fig.3 Whole process diagrams of stamping for A-pillar inner panel part
(a) Drawing (b) Trimming-punching (c) Flanging-trimming-side punching (d) Side punching-cutting

如图3a 所示, 第1 工序直接采用方形板料进行拉延成形, 减少了落料工序, 简化了零件开发周期,采用“一模两件” 成形, 解决了单个零件成形不对称的问题, 在提高零件成形精度的同时提升了冲压效率。采用定位块定位, 零件两侧各设置一处到底标记, 确定零件成形是否到位, 成形后边界显示材料流动对称, 中间和右侧进料较多。

如图3b 所示, 第2 工序采用前序成形形状定位, 进行修边和冲孔, 8 个对称孔的轴线方向及周围修边线法向与冲压方向一致, 可直接冲裁, 周围修边废料增设切断刀具, 将完整的周边废料切断为多个, 在降低冲裁力的同时减小了修边刀具的磨损,最大程度地降低了崩刃的可能性。

如图3c 所示, 第3 工序仍采用形状定位来进行翻边、 修边和侧冲孔, 2 个对称的直径为Φ20 mm的孔轴线与冲压方向不一致, 增加两处斜楔完成侧向冲孔, 外侧2 处修边和内部2 处修边均可直接冲裁, 左侧尾部翻边成形同时进行, 零件的生产批次、时间等信息均在本工序压制成形。

如图3d 所示, 本工序是零件最后一道工序, 采用形状定位完成侧冲孔和切断。对称分布的20 个孔需要增加斜楔完成侧向冲孔, 冲孔数量较多, 采用阶段式冲头, 间断冲裁, 较小受力集中, 避免了崩刃, 最后中间部分的切断实现了“一模两件”。

采用Dynaform 模拟计算零件拉延成形过程, 分析零件在不同压边力、 不同冲压速度和不同模具间隙下的成形规律[5-6]。设置压边力分别为450、 400、350 和300 kN, 冲压速度分别为3000、 2500、 2000和1500 mm·s-1, 模具间隙分别为1.61、 1.54、1.47 和1.4 mm, 材料为SPCE 钢, 摩擦因数采用默认的0.125, 网格类型采用软件默认类型[7]。

图4 为零件初步模拟成形极限图。可以看出,零件开裂危险处位于中间部位小圆角区域, 起皱区在毛坯最外侧, 其中最右侧区域的材料流入量最大,产生的起皱最明显。不论开裂还是起皱从成形极限图分析初步得到零件主体部位基本均在安全范围内,为进一步优化工艺参数, 下文将重点从压边力、 冲压速度和模具间隙进行研究。

图4 零件成形极限图
Fig.4 Forming limit diagram of part

图5 为冲压速度为2000 mm·s-1、 模具间隙为1.54 mm 时, 不同压边力下零件材料厚度减薄率分布云图。由图5 可以看出, 随着压边力由450 kN 降低至300 kN, 零件厚度最大减薄率由27.721%减小至26.885%, 材料最大增厚率由23.615%增加至25.430%, 增长趋势先快后慢, 在压边力降低至400～350 kN 时, 材料厚度最大减薄率的减小趋势趋于平缓, 最大增厚率的增大趋势也趋于平缓。

图5 不同压边力下零件材料厚度减薄率分布云图
(a) 450 kN (b) 400 kN (c) 350 kN (d) 300 kN
Fig.5 Distribution nephograms of thinning rate of part material thickness under different blank holder forces

图6 为压边力为400 kN、 模具间隙为1.54 mm时, 不同冲压速度下零件材料厚度减薄率分布云图。随着冲压速度由3000 mm·s-1 降低至1500 mm·s-1,零件厚度最大减薄率由27.945%减小至26.629%, 减小趋势先快后慢, 在冲压速度为2500～1500 mm·s-1时, 最大减薄率变化比较明显; 材料最大增厚率变化较为复杂, 规律不明显, 呈现先增加再减小再增加的趋势, 最大时为25.314%, 最小时为23.043%。综合考虑两者因素, 冲压速度建议控制在2000 mm·s-1以内比较合理。

图6 不同冲压速度下零件材料厚度减薄率分布云图
(a) 3000 mm·s-1 (b) 2500 mm·s-1 (c) 2000 mm·s-1 (d) 1500 mm·s-1
Fig.6 Distribution nephograms of thickness thinning rate of part material under different stamping speeds

图7 为压边力为400 kN、 冲压速度为2000 mm·s-1时, 不同模具间隙下零件材料厚度减薄率分布云图。随着模具间隙由1.61 mm 降低至1.40 mm,零件厚度最大减薄率变化不明显, 变化趋势无明显规律, 基本在27%左右小范围变化, 最大为27.225%, 最小为26.990%; 材料最大增厚率的变化幅度较大, 呈现先减小后急剧增加的趋势,最大时为28.782%, 最小时为24.814%。综合考虑两者因素, 模具间隙为1.61～1.54 mm 时成形效果较为理想。

图7 不同模具间隙下零件材料厚度减薄率分布云图
(a) 1.61 mm (b) 1.54 mm (c) 1.47 mm (d) 1.40 mm
Fig.7 Distribution nephograms of thinning rate of part material thickness under different die clearances

轿车A 柱内板采用“一模两件” 成形, 工艺参数变化对其质量有较大影响, 可采用基于正交表的多因素多水平试验方法进行分析, 在多组试验方案中选出零件成形工艺参数的最优组合, 可以初步确定影响零件成形质量的工艺参数的主次关系[8-9]。拉延成形为零件成形的第1 道工序, 在冲压生产中,代表起皱的最大增厚率在修边线以外, 因此, 在拉延成形阶段, 其最大增厚率仅起参考作用, 正交试验以材料厚度最大减薄率作为评价指标[10-11]。采用正交试验方法, 设计压边力a、 冲压速度b 和模具间隙c 作为主要影响因素, 正交试验因素水平表如表1 所示, 计算结果如表2 所示。

表1 正交试验各因素和水平
Table 1 Factors and levels of orthogonal test

表2 正交试验数值模拟计算结果
Table 2 Numerical simulation calculation results of orthogonal test

如表3 所示, 以零件材料厚度最大减薄率为切入点, 分别计算各因素各水平下的平均值, 得到不同工艺参数下材料厚度最大减薄率的极差, 极差越大则表示该工艺参数对零件成形质量的影响越大,说明其在冲压生产中的越重要[12]。根据表3 可知,压边力因素的极差为0.776, 冲压速度因素的极差为1.259, 模具间隙因素的极差为0.247, 可知影响轿车A 柱内板拉延成形的关键冲压工艺参数的主次关系为: 模具间隙<压边力<冲压速度, 同时, 可以确定零件冲压成形最优工艺参数组合为a3b4c2, 即压边力为350 kN、 冲压速度为1500 mm·s-1、 模具间隙为1.54 mm。

表3 极差分析结果(%)
Table 3 Range analysis results (%)

A 柱内板第1 工序拉延成形是零件所有工序中最关键、 最重要的工序, 拉延成形模具作为关键的工艺装备之一, 其设计尤为重要。以工艺补充后的模面作为模具凸模、 凹模和压边圈设计的基础, 采用UG 参数化建模方法, 设计模具的上模、 压边圈和下模。模具的整体结构如图8 所示。

图8 模具结构图
(a) 上模 (b) 压边圈 (c) 下模
Fig.8 Structure diagrams of die
(a) Upper die (b) Blank holder (c) Lower die

(1) 上模设计。上模以模面为基础进行整体设计, 型腔外侧压料区域采用和压边圈完全对称的镶块设计, 镶块装配间隙控制在0.02 mm 以内, 两侧导向柱安装导板, 实现与压边圈的装配。

(2) 压边圈设计。压边圈以模面为基础进行分体设计, 压边圈本体为HT200 灰铸铁, 压边镶块与上模镶块的材质为Cr12MoV 钢, 间隙要求与上模一致, 四角设计4 处垫块, 可用于调整压料的间隙,下方分布顶杆, 顶杆直接与压机连接实现压料, 设计定位板、 导料架等实现板料的定位和移动。

(3) 下模设计。下模主要的凸模和下模座设计为分体式, 通过螺钉安装, 凸模材质为Cr12MoV钢, 模座材质与上模相同。四角设置4 个限位螺钉,控制压边圈的行程。

采用优化后的工艺参数进行模拟和试验验证:压边力为350 kN、 顶杆行程为230 mm、 闭合高度为993 mm、 冲压速度1500 mm·s-1、 模具间隙为1.5 mm, 模拟结果如图9 所示, 零件厚度最大减薄率为26.405%, 位置处于零件中间部位的小凹坑处, 未出现开裂缺陷, 最大增厚率为25.601%, 位置处于零件最右侧边缘处, 最终产品零件位于修边线以内, 材料增厚率在15%以内, 满足设计要求。试制零件如图10 所示, 未出现开裂, 起皱区域处于修边线以外, 与模拟结果吻合。

图9 优化后零件材料厚度减薄率分布云图
Fig.9 Distribution nephogram of thinning rate of part material thickness after optimization

图10 A 柱内板实物图
Fig.10 Physical photo of A-pillar inner panel

(1) 根据轿车A 柱内板结构特点, 采用“一模两件” 的工艺设计方案解决单个零件成形不对称问题, 详细设计了拉延成形、 修边-冲孔、 翻边-修边-侧冲和侧冲孔-切断的全工序冲压方案,基于冲压方案设计了成形模具, 并进行了试模生产, 零件未产生开裂、 起皱等缺陷, 验证了模拟计算的可靠性。

(2) 从材料厚度最大减薄率和最大增厚率两个方面, 运用数值模拟方法分析了轿车A 柱内板在不同压边力、 冲压速度和模具间隙下的拉延成形规律, 得到压边力为350～400 kN、 冲压速度在2000 mm·s-1 以内、 模具间隙为1.61～1.54 mm时成形效果较好。

(3) 运用正交试验方法, 得到了压边力因素极差为0.776、 冲压速度因素极差为1.259、 模具间隙因素极差为0.247, 确定了压边力为350 kN、 冲压速度为1500 mm·s-1、 模具间隙为1.54 mm 的最优工艺参数组合。