天窗飛行滾邊的工藝研究

王健強(qiáng), 韓金娥, 童洋洋, 榮海龍, 汪 洋

(合肥工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

天窗飛行滾邊的工藝研究

王健強(qiáng), 韓金娥, 童洋洋, 榮海龍, 汪 洋

(合肥工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

文章通過Abaqus有限元仿真對天窗飛行滾邊工藝進(jìn)行了研究。首先,研究了L型滾壓包邊的成型機(jī)理,并對第1道預(yù)滾邊中對輪壓緊和壓輪壓緊2種滾邊方式進(jìn)行了仿真建模,對比研究了其合理性;其次,研究第2道滾邊的TCP-RTP值對包邊高度的影響,并根據(jù)仿真結(jié)果輸出第1道滾邊和第4道滾邊的滾邊壓力;最后進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證,將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明,對輪壓緊的方式更符合實(shí)際生產(chǎn),隨著第2道滾邊TCP-RTP值的增加,包邊高度成單調(diào)遞增的趨勢,所得到的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果基本相符,為滾邊工藝優(yōu)化提供了基礎(chǔ)。

天窗飛行滾邊;有限元仿真;包邊高度;滾邊壓力

0 引 言

隨著汽車技術(shù)的發(fā)展,汽車的車頂不再是全封閉的頂棚,逐漸出現(xiàn)了天窗。天窗可以讓陽光進(jìn)入車內(nèi),提高車內(nèi)人員的幸福感和愉悅感,同時(shí)提供了除車窗以外的另一種通風(fēng)方式[1]。天窗包邊屬于大角度包邊工藝,其外板不同于普通的經(jīng)過沖壓翻折90°的平直板件,由于特殊性,很少有學(xué)者對其做研究。文獻(xiàn)[2]采用試驗(yàn)和仿真模擬相結(jié)合的方法論證了應(yīng)用普通滾邊工具實(shí)現(xiàn)天窗滾邊的可行性;文獻(xiàn)[3]使用有限元方法研究了滾邊工藝參數(shù)對天窗包邊質(zhì)量的影響。天窗飛行滾邊與傳統(tǒng)天窗包邊方式有所不同,是將滾邊工具固定,由機(jī)器人抓取一個(gè)帶有胎模的抓手,抓取車頂?shù)膬?nèi)外板之后到固定的滾邊頭,整個(gè)車頂在空中繞著滾邊頭旋轉(zhuǎn)飛舞進(jìn)行滾邊[1]。

本文所研究的為L型天窗飛行滾邊,具有不易變形、密封性好等優(yōu)點(diǎn)。但L型天窗飛行滾邊外板翻邊高度更高,且需要經(jīng)過2次折邊,導(dǎo)致在滾邊過程中更容易出現(xiàn)飛邊、波浪等滾邊缺陷;其抓具存在剛性問題,要求滾輪在滾邊時(shí)自身形成力封閉,因此滾邊工藝更加特殊和復(fù)雜。國內(nèi)外對L型天窗飛行滾邊工藝的研究與應(yīng)用也相對較少。

參閱文獻(xiàn)[4-6]的研究結(jié)果,本文研究的天窗飛行滾邊主要包括4道工序,包邊過程如圖1所示,其中角度變化為35°→80°→135°→180°。

圖1 4道次包邊過程

1 建模方法

1.1 滾邊模型建立

本文利用Abaqus軟件,參考文獻(xiàn)[7-9]建立了滾邊工藝的有限元模型,進(jìn)行模擬計(jì)算。材料DC04的參數(shù)和模型的幾何參數(shù)分別見表1和表2所列。

表1 DC04材料屬性

表2 有限元模型尺寸參數(shù) mm

滾邊有限元模型如圖2所示,包括胎模、外板、內(nèi)板以及滾輪。其中，t為包邊厚度；t1、t2分別為外板、內(nèi)板厚度；h1、h2、h3分別為外板翻邊、包邊、內(nèi)板翻邊高度；L為交疊量；n為波浪高度。本文主要對變形量較大的外板進(jìn)行研究。由于外板的折彎區(qū)發(fā)生了很大的變形,翻邊區(qū)和滾輪是主要的接觸對象,其他區(qū)域的變形都很小,為了提高分析的精度和速率,網(wǎng)格劃分時(shí),在折彎區(qū)變形部分的網(wǎng)格要細(xì)劃分,翻邊區(qū)次之,其他小變形部分網(wǎng)格可以粗略。

圖2 滾邊模型

1.2 滾邊工藝中板件成型的力學(xué)分析

板件的滾邊成形是一個(gè)復(fù)雜的非線性薄板變形過程,本文所研究的L型滾邊主要在2個(gè)區(qū)域產(chǎn)生變形(見圖2),折彎區(qū)1板件發(fā)生了180°折彎,折彎區(qū)2板件發(fā)生L型折彎。板件在折彎過程中同時(shí)發(fā)生彈性和塑性變形,塑性變形主要發(fā)生在折彎區(qū)。整個(gè)變形過程可以分為3個(gè)階段,即彈性變形、彈塑性變形和純塑性變形[10]。板件折彎過程中的受力如圖3所示。

圖3 板件變形的分析模型

圖3中,N1、f1為滾輪對板件作用的壓力與摩擦力;N2、f2為板件在翻邊豎直方向受到的作用力與摩擦力;θ為各道次的壓入角度;d為彎曲力臂的長度;板件與胎模接觸處近似認(rèn)為固定。

板件在折彎區(qū)1發(fā)生了180°折彎,其主要的變形區(qū)域?yàn)閳A角區(qū)域。滾輪與板件在A點(diǎn)處接觸,其對板件施加的作用力N1在A處產(chǎn)生的彎曲力矩使板件彎曲。在彎曲初始階段,彎曲圓角半徑很大,彎曲力矩小,使板件只發(fā)生了彈性變形;當(dāng)滾輪慢慢接觸板件時(shí),接觸位置沿著板件斜面逐漸向下移動(dòng),板件的彎曲變形程度不斷加大,彎曲區(qū)域的板件進(jìn)入了彈塑性彎曲階段,變形區(qū)的板件內(nèi)外表面首先開始出現(xiàn)塑性變形,隨后塑性變形向內(nèi)部擴(kuò)展,在彈塑性變形中,彎曲力矩逐漸增大,彎曲力臂d不斷減小,彎曲力N1則不斷加大。當(dāng)r/t<200時(shí),由彈塑性變形過渡到純塑性變形，其中r為板件的彎曲圓角半徑。每道次滾邊板件的彎曲變形過程相似,通過θ角的變化來表征。

薄板件滾邊中圓角處的變形屬于小半徑彎曲變形,使得板件在板厚方向的應(yīng)力不呈線性分布,板件在圓角處會(huì)產(chǎn)生變薄的現(xiàn)象。現(xiàn)分別將BC和CD段稱為上圓角和下圓角,第1道滾邊中,由于滾邊工具和內(nèi)板的限制,BC段伸長長度比CD段長,同時(shí)使BC段產(chǎn)生了加工硬化。因此在第2道、第3道滾邊中,CD段伸長而BC段保持不變;終滾邊時(shí),由于滾邊壓力對板件產(chǎn)生擠壓作用而導(dǎo)致圓角BC和CD均往外漲出,圓角BD段在滾邊中厚度變薄,C點(diǎn)處變薄最嚴(yán)重。

終滾邊使得板件在折彎區(qū)2形成L型折彎,其板件彎曲過程與折彎區(qū)1相類似,由于折彎區(qū)2中外表面受壓,內(nèi)表面受拉,因此滾邊過程中出現(xiàn)的回彈現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致外板件圓角比內(nèi)板件圓角大。

2 對輪壓緊與壓輪壓緊的對比研究

實(shí)際的機(jī)器人滾邊工作中,第1道滾邊通?？刹捎脤唹壕o和壓輪壓緊2種方式。壓輪壓緊方式有便于調(diào)試的優(yōu)點(diǎn),但因?yàn)橥獍逶谡蹚澾^程中,其X方向僅僅依靠內(nèi)板進(jìn)行限制和固定,所以當(dāng)內(nèi)板發(fā)生退讓時(shí)必定會(huì)影響外板的第1道折彎點(diǎn)控制及成型精度[3]。而對輪壓緊則可以控制外板件折彎點(diǎn)的位置,減小內(nèi)板件的變形。其他條件相同,采用不同滾邊方式的仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 不同壓緊方式下的板件變形

因?yàn)橥獍寮蹚澖沁^大會(huì)導(dǎo)致在第2道滾邊過程中板件的包邊角度過大,所以易出現(xiàn)波浪過大或飛邊等缺陷。內(nèi)板件主要在水平方向(X方向)產(chǎn)生變形,其變形過大也會(huì)影響板件的包邊質(zhì)量。沿板件長度均勻地選取20個(gè)測量點(diǎn),對比分析壓輪壓緊和對輪壓緊時(shí)外板件的折彎角大小和內(nèi)板變形量,折彎角與內(nèi)板件變形量如圖5所示。

圖5 2種滾邊壓緊方式下外板折彎角與內(nèi)板變形量

由圖5可知,對比壓輪壓緊與對輪壓緊的滾邊過程,兩板件折彎角與內(nèi)板變形的趨勢基本一致。壓輪壓緊時(shí),板件的折彎角較大,且內(nèi)板變形大,本文試驗(yàn)壓輪壓緊時(shí)外板件的折彎角平均為159.13°,對輪壓緊時(shí)為152.48°,前者比后者大6.65°;壓輪壓緊時(shí)內(nèi)板的變形量平均為0.44 mm,對輪壓緊時(shí)為0.24 mm,前者比后者大0.20 mm。說明壓輪壓緊方式與對輪壓緊方式對板件的成型差別較大,因此選擇對輪壓緊方式更符合實(shí)際生產(chǎn)。

3 工藝參數(shù)對滾邊質(zhì)量的影響

由工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)可知,機(jī)器人天窗滾邊的包邊高度是一個(gè)重要的目標(biāo)參數(shù),天窗滾邊中,每道次的TCP-RTP值對包邊高度有很大的影響。

TCP-RTP距離是指機(jī)器人工具中心點(diǎn)與機(jī)器人目標(biāo)點(diǎn)之間的距離[2],TCP-RTP值的大小決定了滾輪壓緊板件時(shí),接觸點(diǎn)A與圓角區(qū)域之間的距離。包邊高度主要與折彎區(qū)1圓角變形的位置和大小有關(guān),由以上分析可知,圓角區(qū)域的變形由板件所受的彎矩決定,TCP-RTP值很小時(shí),滾輪與板件的接觸點(diǎn)越靠近圓角區(qū)域,則圓角區(qū)域所產(chǎn)生的塑性變形越嚴(yán)重,因此合理的TCP-RTP值能有效地保證包邊高度的大小。

文獻(xiàn)[3]研究了機(jī)器人天窗滾邊工藝參數(shù)對包邊質(zhì)量的影響,其中研究了第1道、第2道、第3道滾邊的TCP-RTP值對包邊高度的影響,研究結(jié)果表明第2道滾邊的TCP-RTP值對包邊高度的影響最大。因?yàn)樘齑帮w行滾邊與普通天窗滾邊同屬180°滾邊,工藝具備類似性,所以文獻(xiàn)[3]中的結(jié)論對本文試驗(yàn)同樣適用。但本文試驗(yàn)所用胎模與文獻(xiàn)[3]不同,本文試驗(yàn)中第2道滾邊的TCP-RTP值如圖6所示。保持其他條件不變,本文試驗(yàn)研究第2道滾邊TCP-RTP值對包邊高度的影響。

圖6 本文試驗(yàn)第2道次滾邊模型

在滾邊仿真試驗(yàn)中,第1道滾邊采用對輪壓緊的方式,保持第1道和第3道滾邊的TCP-RTP值不變,將第2道滾邊的TCP-RTP值分別設(shè)置為9.0、9.5、10.0、10.5、11.0 mm,研究其變化對包邊高度的影響趨勢。沿板件長度均勻地選取20個(gè)點(diǎn)進(jìn)行測量,第2道次TCP-RTP值的變化對包邊高度的影響曲線如圖7所示。

圖7 第2道次TCP-RTP值對包邊高度的影響

由圖7可知,隨著TCP-RTP值的增加,包邊高度也不斷增加。當(dāng)TCP-RTP值在[9.0,10.0]范圍內(nèi)時(shí),包邊高度除了在初始壓入位置稍大,在其余位置波動(dòng)很小；而當(dāng)TCP-RTP值在[10.5,11.0]范圍內(nèi)時(shí),包邊高度呈現(xiàn)先增大后保持基本穩(wěn)定的趨勢,包邊高度波動(dòng)范圍較大。

隨著第2道滾邊TCP-RTP值的增大,天窗包邊成形高度在整體上呈現(xiàn)單調(diào)遞增的趨勢,但TCP-RTP值在不同取值范圍高度的增長幅度不同。當(dāng)TCP-RTP值在[9.0,9.5]范圍時(shí),包邊高度增長幅度為0.33 mm;在[9.5,10.0]范圍時(shí),增長幅度為0.12 mm;在[10.0,11.0]范圍時(shí),增長幅度為0.187 mm。由此可知，包邊高度對TCP-RTP值在[9.0,9.5]范圍時(shí)敏感程度最大。因此，可以通過調(diào)整第2道滾邊TCP-RTP值的大小,滾出滿足客戶要求的天窗成形高度。

天窗滾邊中包邊高度過高會(huì)導(dǎo)致最終的板件交疊量太小,使板件產(chǎn)生包不實(shí)的缺陷。本文試驗(yàn)中外板翻邊高度為22.5 mm,要求板件的包邊高度為10.000 mm,由上述仿真結(jié)果可知,第2道滾邊的TCP-RTP值為9.5 mm時(shí),包邊高度為10.021 mm,其結(jié)果符合包邊要求。

4 滾邊壓力

將外板件的翻邊區(qū)域與滾輪的貼合面簡化成平面ABC,如8圖所示,由于滾輪與外板之間為滾動(dòng)摩擦,若忽略接觸面上的摩擦力,則外力為垂直于平面ABC的作用力F。整個(gè)滾邊過程看作是平面ABC在力F作用下,從O點(diǎn)開始沿著OC方向推動(dòng)一個(gè)板料寬度距離的過程[11]。

圖8 滾壓面的簡化模型

滾邊過程中,外界通過滾輪對板件施加一定的壓力,當(dāng)忽略由摩擦和板件發(fā)生塑性變形產(chǎn)生熱能的部分功之外,外力對板件所做的功就等于板件發(fā)生塑性變形所消耗的塑性功。因此,滾邊壓力即為板件發(fā)生塑性變形對滾輪產(chǎn)生的反作用力。

本文試驗(yàn)中的第1道預(yù)滾邊和終滾邊的滾邊壓力均由氣缸提供,滾邊過程中滾邊壓力會(huì)對板件的包邊質(zhì)量產(chǎn)生很大的影響。第1道預(yù)滾邊中，滾邊壓力過大會(huì)導(dǎo)致板件滑移,內(nèi)板件變形大;滾邊壓力過小會(huì)導(dǎo)致折彎角過大,難以控制后續(xù)的包邊質(zhì)量等。終滾邊的滾邊壓力過大時(shí),會(huì)使板件翻邊的外觀有損壞,外板件產(chǎn)生壓痕,還會(huì)導(dǎo)致圓角變形;終滾邊壓力過小時(shí),則會(huì)產(chǎn)生包不實(shí)、包邊厚度過大、圓角不成形等缺陷。因此,滾邊壓力的設(shè)置很重要。為便于在試驗(yàn)中通過氣缸控制滾邊壓力,保證包邊質(zhì)量,仿真輸出第1道和第4道滾邊的滾邊壓力,如圖9所示。

圖9 天窗包邊的滾邊壓力

由圖9可知,第1道預(yù)滾邊中,滾輪上端慢慢接觸外板件,滾邊壓力不斷增大,當(dāng)滾輪壓緊外板件時(shí)滾邊壓力約為400 N,機(jī)器人帶動(dòng)板件運(yùn)動(dòng),滾邊壓力在450～550 N之間波動(dòng),板件離開后滾邊壓力慢慢變?yōu)?,因此第1道滾邊壓力約為500 N。第4道滾邊中,滾輪接觸外板件,滾邊壓力不斷增大,滾輪壓緊板件時(shí)滾邊壓力約為1 400 N,機(jī)器人帶動(dòng)板件運(yùn)動(dòng),滾邊壓力在1 400～1 600 N之間波動(dòng),板件離開后,滾邊壓力慢慢變?yōu)?,因此第4道終滾邊壓力約為1 500 N。根據(jù)仿真結(jié)果來調(diào)節(jié)氣缸壓力,可以保證板件的包邊質(zhì)量。

5 試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比

由仿真結(jié)果可知,當(dāng)?shù)?道滾邊的TCP-RTP值為9.5 mm時(shí),包邊高度最符合要求,且包邊質(zhì)量最好。設(shè)定第1道和第4道滾邊的氣缸壓力,用仿真中的參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。利用機(jī)器人滾邊試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行滾邊試驗(yàn),在板件長度上選取12 個(gè)測量點(diǎn),線切割后分別測量板件的包邊高度、包邊厚度、終滾邊后板件的交疊量以及波浪的大小,將其結(jié)果與仿真測量的結(jié)果進(jìn)行對比,結(jié)果見表3所列。由表3可知,試驗(yàn)與仿真的包邊高度差值平均為0.07 mm,包邊厚度的平均差值為0.16 mm,交疊量的平均差值為0.12 mm,波浪的平均差值為0.28 mm。因?yàn)榉抡嬷惺褂煤喕Ｐ?且在仿真中未考慮氣缸壓力的波動(dòng)等問題,導(dǎo)致仿真與試驗(yàn)之間有誤差,該誤差在可接受范圍內(nèi),所以仿真結(jié)果合理。

表3 仿真與試驗(yàn)值對比 mm

6 結(jié) 論

本文采用有限元模擬方法,對天窗飛行滾邊進(jìn)行工藝研究。將滾邊中不同的滾邊方式和滾邊工藝參數(shù)所得的結(jié)果加以比較,得出如下結(jié)論:

(1) 在仿真模型中采用對輪壓緊的方式更為合理,壓輪壓緊的方式會(huì)導(dǎo)致第1道滾邊的折彎角和內(nèi)板件的變形偏大,因此會(huì)影響板件的折彎點(diǎn)位置的控制,從而影響板件滾邊質(zhì)量。

(2) 天窗飛行滾邊中,第2道滾邊的TCP-RTP值對包邊高度成線性影響,根據(jù)包邊質(zhì)量要求的包邊高度，選擇TCP-RTP為9.5 mm時(shí)最能夠滿足要求。

(3) 輸出仿真中的第1道滾邊和第4道滾邊的滾邊壓力,第1道滾邊壓力約為500 N,第4道滾邊約為1 500 N,滾邊壓力的輸出將對實(shí)際的生產(chǎn)起到指導(dǎo)作用。

(4) 用仿真中的工藝參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證,所得結(jié)果與仿真結(jié)果相符。這也為進(jìn)一步根據(jù)有限元模擬仿真的方法優(yōu)化包邊工藝提供了基礎(chǔ)。

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(責(zé)任編輯 胡亞敏)

Research on sunroof flying hemming process

WANG Jianqiang, HAN Jin’e, TONG Yangyang, RONG Hailong, WANG Yang

(School of Mechanical Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

The flying hemming process of sunroof is researched with the commercial FEA platform Abaqus. Firstly, the formation mechanism of L-type roller hemming is researched, and then both the double roller type and pressure roller type of pre-hemming are simulated so as to contrast and research the reasonableness. Secondly, the influence of TCP-RTP values of the second step on the flange height of the sunroof is studied, and then the hemming forces of the first and the fourth steps are outputted on the basis of the simulation results. Finally, the comparison between the results of simulation and experiment is made. The results show that the double roller type conforms better to production activity, and the flange height monotonically increases with the increase of the second step TCP-RTP value. The experiment results basically match the simulation results, which can provide reference for further study on the optimization of hemming process.

sunroof flying hemming; finite element simulation; flange height; hemming force

2015-12-25；

2016-01-15

國家“十二五”科技支撐資助項(xiàng)目(2012BAF06B01);國家重點(diǎn)新產(chǎn)品計(jì)劃資助項(xiàng)目(2013GRC30006)

王健強(qiáng)(1964-),男,浙江寧波人,博士,合肥工業(yè)大學(xué)教授，碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.05.001

TP391.7

A

1003-5060(2017)05-0577-06