某轎車門檻梁輕量化設(shè)計及回彈控制

高新華， 陳云霞

（1.合肥工業(yè)大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院，安徽 合肥230009；2.奇瑞汽車股份有限公司 汽車工程研究總院，安徽 蕪湖241009）

當(dāng)前，由于環(huán)保和節(jié)能的需要，汽車輕量化已成為世界汽車發(fā)展的潮流。實施車身輕量化最常用的手段是高強度鋼的采用和基于CAE的產(chǎn)品結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計［1］。

采用高強度鋼不僅可以降低板厚，還可以提高汽車的安全性。當(dāng)鋼板厚度分別減小0.05、0.10、0.15mm時，減輕車身質(zhì)量分別為6%、12%、18%，表明通過材料的輕量化減輕汽車自重具有巨大的潛力。隨著輕量化技術(shù)在汽車行業(yè)中廣泛應(yīng)用，高強度鋼的使用越來越廣泛，但也帶來了很多工藝問題，其中最主要的是開裂和回彈問題［2－3］。

因高強度鋼的成形性不如普通鋼，拉深深度較大的區(qū)域以及脹形區(qū)域容易開裂。高強度鋼的屈服強度較大，彈性應(yīng)力也較大，因此回彈量也較大［4］。如何準(zhǔn)確預(yù)測回彈后覆蓋件的形狀，設(shè)計出準(zhǔn)確的型面以補償回彈，是模具工業(yè)中的實際難題［5］。同時，板料彎曲回彈對于控制加工精度也是一個棘手的問題［6］，而且通過工藝補償回彈所帶來的偏差基本占制造準(zhǔn)備時間的1／3［7］。

對車身結(jié)構(gòu)的設(shè)計與研究，已經(jīng)從主要依靠經(jīng)驗設(shè)計，逐漸發(fā)展到基于應(yīng)用有限元的現(xiàn)代設(shè)計方法進行靜強度計算和分析階段，所以基于CAE的車身結(jié)構(gòu)設(shè)計是近些年的重點研究領(lǐng)域［8－10］。

本文首先將門檻加強板材料由HC260B（厚1.5mm）替換為1000DP（厚1.0mm）的高強度鋼，給出了某汽車門檻梁質(zhì)量的減輕情況；其次，針對高強度鋼成形過程中普遍存在的開裂和回彈問題，研究了影響回彈量的若干因素，使成形工藝條件達到最優(yōu)；最后，開發(fā)了新的門檻加強板結(jié)構(gòu)，并通過解決高強度鋼的成形性以及回彈問題，減小門檻加強板和門檻內(nèi)板的厚度，從而減輕質(zhì)量約16%。

1 結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計

圖1所示為某轎車門檻的截面圖，豎線處為截面位置，原結(jié)構(gòu)截面形式如圖2所示。圖2中，門檻梁由3部分組成——門檻外板，厚度為t1；門檻加強板，厚度為t2；門檻內(nèi)板，厚度為t3。

圖1 門檻截面位置

圖2 門檻原截面

本文采用圖3所示的工況考察門檻結(jié)構(gòu)的抗彎性能。圖3中，位于梁下部的2個剛體圓柱僅起支撐作用，對梁沒有其他約束，剛體球以4m／s的速度撞擊門檻梁。本文選取剛體球位移為300mm處的結(jié)構(gòu)吸能量作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。門檻加強板原結(jié)構(gòu)材料為HC260B，質(zhì)量為8.8kg，剛體球的位移為300mm時的吸能量為2.9kJ。

圖3 門檻加載工況

不改變門檻梁在剛體球位移為300mm時的吸能量，門檻梁的內(nèi)外板結(jié)構(gòu)和材料均保持不變，將門檻梁內(nèi)加強板的材料由 HC260B（厚1.5mm）替換為1000DP（厚1.0mm）的高強度鋼，以質(zhì)量最小為目標(biāo)，能量不小于原結(jié)構(gòu)作為約束條件，對門檻結(jié)構(gòu)的厚度進行多目標(biāo)優(yōu)化。限于篇幅和其他原因，本文僅給出最終的優(yōu)化結(jié)果。當(dāng)門檻梁的質(zhì)量達到最小時，有門檻梁的最優(yōu)厚度組合結(jié)果見表1所列。

表1 門檻梁優(yōu)化結(jié)果

表1的優(yōu)化結(jié)果表明，門檻梁的吸能量保持不變，而質(zhì)量降低了13.6%，吸能效率E／m由329.5J／kg提高到381.6J／kg。

采用高強度鋼1000DP不僅可以保證結(jié)構(gòu)剛度和強度，而且可以大幅降低車身結(jié)構(gòu)的質(zhì)量。但高強度鋼成形過程中普遍存在開裂和回彈的問題。本文利用CAE技術(shù)，研究影響回彈量的因素，并通過修改門檻梁加強板的結(jié)構(gòu)，得到了門檻梁加強板的新結(jié)構(gòu)和最優(yōu)工藝參數(shù)。

2 影響回彈量的因素

2.1 材料

根據(jù)零件的形狀特點以及加工成本，采用一次拉延成形的方法對門檻加強板進行成形。當(dāng)采用原來的材料時，零件的沖壓性能較好，可以成功地一次拉延成形而不出現(xiàn)成形缺陷。但是1000DP屬于超高強度鋼，它的拉延性能較差，且屈服強度較高，因此在沖壓件上取圖4所示的a、b 2個截面，研究這2個截面在回彈后形狀的變化。

由于零件屬于“U”形件，回彈主要發(fā)生在4個圓角處，因此取圓角相鄰切平面夾角變化量為評價回彈量的主要指標(biāo)。a截面形狀的4個圓角的相鄰切平面夾角如圖5所示。

分別使用HC260B和1000DP 2種材料成形后，a截面回彈結(jié)果見表2所列。

為便于數(shù)據(jù)擬合，將a、b 2個截面共8個夾角變化量之和的1／2作為總回彈量。通過試驗，采用以上2種材料時，總回彈量對比見表3所列。

圖4 截面的位置

圖5 a截面的4個圓角的相鄰切平面夾角

表2 4個夾角的試驗值（壓邊力500kN） （°）

表3 2種材料2個截面的總回彈量對比

可以看出，使用高強度鋼1000DP時，回彈量明顯增大。根據(jù)以往的經(jīng)驗，高強度鋼成形的主要缺陷是開裂和回彈。因此，成形時，應(yīng)該采取有效的措施，在保證不開裂的前提下，盡量減小回彈量。

2.2 壓邊力

減小回彈量的方法不止一種，其中最簡單而有效的方法就是調(diào)節(jié)壓邊力。回彈主要是由于板料發(fā)生彎曲的部位在厚度方向上的彈性應(yīng)力方向不同，板料與模具分離時彈性應(yīng)力的釋放而引起的。因此，在沖壓過程中控制發(fā)生彎曲部位的彈性應(yīng)力方向以及大小，可以起到控制回彈量的作用。調(diào)節(jié)壓邊力可以從整體上控制垂直于板料截面的拉應(yīng)力的分布，從而減小回彈量。

根據(jù)試驗，分別取壓邊力為500、600、700、800、900kN等，通過仿真確定各壓邊力對應(yīng)的回彈量，然后利用擬合方法求出最優(yōu)解。通過擬合，可得到總回彈量與壓邊力的關(guān)系。擬合后，所取各壓邊力時的回彈量見表4所列。

表4 不同壓邊力下的回彈量

圖6所示的是壓邊力為900kN時的FLD圖，由圖6可知，此時沒有開裂現(xiàn)象，且事實上回彈量最小，在金屬流動阻力較大的區(qū)域有開裂的趨勢，而在金屬流動較好的區(qū)域，也是回彈較大的區(qū)域，存在拉延變形不足現(xiàn)象。由于受塑性應(yīng)變最大值的限制，回彈量減小得不是很明顯，總回彈量減小到23.1°，即平均每個夾角的回彈角度為5.775°。

圖6中僅圓圈處有開裂趨勢，其他區(qū)域均是稍微起皺或安全區(qū)（既產(chǎn)生充分的拉延變形，又無開裂或起皺缺陷）。采用高強度鋼、壓邊力為900kN時回彈后a截面的α、β、γ和θ分別為113.703°、113.684°、112.898°、105.442°。

圖6 壓邊力為900kN時的FLD圖

2.3 拉延筋

在彎曲變形區(qū)域，應(yīng)盡量使此處整個截面都受到同一方向的拉應(yīng)力，并產(chǎn)生拉伸塑性變形。這樣，在沖壓件脫模時，因彈性應(yīng)力的釋放而產(chǎn)生的彎矩將大大減小，從而很好地減小回彈量。壓邊力只能從整體上改變坯料的進料阻力，而在模具上布置拉延筋可以在板料局部區(qū)域增大沿板料切向的拉應(yīng)力，從而減小受彎區(qū)域板料截面上的彎矩。因此，在模具上合理布置拉延筋可減小沖壓件的回彈量。

拉延筋的參數(shù)主要有拉延筋的位置和尺寸以及拉延筋的長度等。結(jié)合此零件的特征，拉延筋的布置位置如圖7所示。

圖7 拉延筋布置位置

本文將4條拉延筋的阻力作為變量，得到仿真實驗數(shù)據(jù)見表5所列，求得相應(yīng)的總回彈量如下：

第1組，18.8°；第2組，17.2°；第3組，20.4°。

表5 仿真實驗設(shè)計的部分?jǐn)?shù)據(jù)

為了求得各個拉延筋阻力的最佳數(shù)值，擬合出各組拉延筋阻力與總回彈量的關(guān)系，并且通過遺傳算法求得各個位置上拉延筋阻力的最佳數(shù)值，使得零件的總回彈量最小。

經(jīng)過擬合和優(yōu)化，當(dāng)壓邊力取值700kN，4個拉延筋的阻力分別為760、740、720、760N／mm時，回彈量最小。此時零件的FLD圖如圖8所示。圖8表明，沒有開裂現(xiàn)象，拉延不足現(xiàn)象也得到了一定的改善。

圖8 優(yōu)化拉延筋阻力后的FLD圖

優(yōu)化拉延筋阻力后的a截面回彈的α、β、γ、θ分別為106.647°、107.087°、107.484°、108.065°。顯然，經(jīng)過布置拉延筋，不僅FLD圖得到了改善，回彈量也降低了很多。這說明添加合理的拉延筋不僅能夠提高高強度鋼的成形性，而且可以大大減小高強度鋼零件的回彈量，使高強度鋼在汽車輕量化中得到更好的應(yīng)用。

經(jīng)過拉延筋阻力優(yōu)化后的總回彈量與添加拉延筋前的總回彈量相比，總回彈量從23.1°減小到了17.2°，即平均每個夾角的回彈角度從5.775°降到4.3°。因此，合理布置拉延筋可以減小回彈量，并且對于“U”形件具有很好的效果。

2.4 零件的局部形狀

對于汽車結(jié)構(gòu)件，只依靠拉延筋改變板料的應(yīng)變，難以很好地控制回彈量。若拉延筋阻力較大，則零件將會開裂；若拉延筋阻力較小，則將不能很好地控制回彈量。改變零件的局部形狀以改變其相應(yīng)位置的應(yīng)變，不僅對其他位置的應(yīng)變影響較小，而且可以在不改變拉延筋阻力或壓邊力的情況下減小零件的回彈量。對于采用高強度鋼的形狀較復(fù)雜的零件，可以將優(yōu)化拉延筋布置和修改局部結(jié)構(gòu)結(jié)合，使回彈量更小。

修改零件局部形狀應(yīng)滿足以下幾點：① 能夠減小回彈量；② 不影響零件的使用功能；③ 對整體的成形性影響不大。

修改零件局部形狀常用方式是在回彈量較大的區(qū)域添加一些凹槽，以增加該區(qū)域的塑性應(yīng)變，從而減小此區(qū)域的回彈量。圖9所示為修改局部形狀后的零件對應(yīng)的拉延模凹模型面，在圖9中，新增加了凹槽。

圖9 修改零件局部形狀后的拉延模模具型面

經(jīng)過對壓邊力、拉延筋的調(diào)節(jié)，得到最優(yōu)的工藝條件為：壓邊力為700kN，拉延筋的布置位置如圖8所示，拉延筋阻力采用表5中的最優(yōu)組合。計算得到的FLD圖如圖10所示。

圖10 修改零件局部形狀且優(yōu)化拉延筋阻力后的FLD圖

分析表明，零件的成形性得到了進一步的改善，尤其是回彈量得到了很好的控制，減小到12°，即平均每個夾角的回彈角度為3°。在其他條件不變的情況下，對比修改局部結(jié)構(gòu)前后沖壓件的回彈量，修改后結(jié)構(gòu)的回彈量得到了很好的控制，因此修改局部結(jié)構(gòu)也能夠大大減小回彈量。

3 結(jié)構(gòu)改進后的輕量化設(shè)計

本文通過改進門檻加強板的形狀獲得承力更好的截面形式，如圖11所示。由于門檻外板屬于側(cè)圍的一部分，為保證汽車車身結(jié)構(gòu)其他部位的性能，未對外板進行改動。

圖11 門檻梁截面改進形狀

通過如前所述的輕量化方法，對加強板和門檻內(nèi)板的厚度進行了優(yōu)化，在保證門檻梁吸能能力不變的前提下，獲得最輕的厚度匹配。表6所示為加強板形式所對應(yīng)的最優(yōu)厚度組合。

表6 新結(jié)構(gòu)和原結(jié)構(gòu)質(zhì)量、吸能量對比

當(dāng)采用圖11形式的門檻加強板時，通過優(yōu)化，與采用原材料和原結(jié)構(gòu)相比較，質(zhì)量可減少約16%，吸能效率提高到412.2J／kg，且門檻梁整體的抗彎能力得到提高。因此，這種截面形式是有效的輕量化結(jié)構(gòu)。

通過改變壓邊力、布置合理的拉延筋、修改局部結(jié)構(gòu)能夠很好地改善高強度鋼在沖壓過程中的成形性以及回彈問題。通過仿真實驗、擬合以及優(yōu)化，可以找到最佳的拉延筋阻力值，進而更好地控制回彈量。

經(jīng)過擬合和優(yōu)化，當(dāng)壓邊力為300kN，拉延筋阻力為300N／mm時，回彈量最小，零件的FLD圖分布較好，沒有開裂現(xiàn)象，成形性不足現(xiàn)象也得到了很好的改善。

4 結(jié) 論

（1）采用高強度鋼減輕門檻加強板的質(zhì)量時，應(yīng)該考慮影響高強度鋼回彈量的因素。

（2）在采用高強度鋼減輕質(zhì)量的同時，改變壓邊力、布置合理的拉延筋、修改局部結(jié)構(gòu)，或者三者結(jié)合能夠很好地改善高強度鋼在沖壓過程中的成形性以及回彈問題。通過控制回彈量，改善了成形性不足的現(xiàn)象，防止了開裂的產(chǎn)生。

（3）門檻加強板材料由 HC260B（厚1.5mm）替換為1000DP（厚1.0mm）的高強度鋼，通過修改門檻加強板截面的形狀，并考慮了壓邊力、拉延筋布置和局部斷面結(jié)構(gòu)對回彈量的影響，實現(xiàn)了最優(yōu)的工藝控制參數(shù)，大大地減輕了質(zhì)量。

［1］ 張 文.基于側(cè)面碰撞的高強度鋼耐撞特性以及相關(guān)選材技術(shù)研究［D］.長沙：湖南大學(xué)，2012.

［2］ 吳 磊，蔣浩民，汪 晨，等.高強鋼材料性能對車身零件沖壓回彈 的影響 ［J］.中國機械工 程，2009，20（11）：1369－1371.

［3］ 易永紅，陳慶欣.L42F儀表板下段高強鋼沖壓工藝分析［J］.模具技術(shù)，2011（3）：43－47.

［4］ Zhang Z T，Hu S J.Stress and residual stress distributions in plane strain bending［J］.Int J Mech Sci，1998，40：533－543.

［5］ 劉迪輝.薄板沖壓回彈仿真計算及應(yīng)用技術(shù)研究［D］：長沙：湖南大學(xué)，2005.

［6］ 王金武，胡 平，付爭春，等.汽車覆蓋件回彈試驗及基于廣義成形技術(shù)的回彈缺陷CAE分析方法［J］.塑性工程學(xué)報，2010，17（1）：41－45.

［7］ 余紅霞，王志騫.初始不平直鋁合金板的屈曲［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報，2002，36（3）：325－328.

［8］ 鄭 超，劉全坤，胡龍飛，等.基于回彈控制的汽車橫梁拉延成形工藝多目標(biāo)優(yōu)化研究［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2008，31（1）：89－92，142.

［9］ 謝 暉.基于CAE仿真的沖壓回彈影響因素研究［J］.湖南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2003.30（5）：29－34.

［10］ 趙 磊，劉克素，馮玉慈，等.右后柱加強板拉深成形優(yōu)化預(yù)測模型的建立［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2011，34（7）：1001－1006.