激光微織構(gòu)對(duì)V型卡箍回彈影響的研究

夏蒙蒙，吳國(guó)慶，吳樹(shù)謙，周井玲

（1.南通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；2.南通大學(xué)電氣工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；3.江蘇大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013）

1 引言

2 V型卡箍回彈的數(shù)值模擬

隨著2020年國(guó)六排放標(biāo)準(zhǔn)的實(shí)施，汽車(chē)尾氣凈化系統(tǒng)將需要進(jìn)一步的提升[1]。目前，由于V型卡箍密封性好，靈活性佳，緊湊性優(yōu)，在汽車(chē)后處理系統(tǒng)的管路聯(lián)接中廣受歡迎[2]。因此提高V型卡箍沖壓后的成形性能十分必要。而回彈[3]是V型卡箍沖壓成形卸載之后產(chǎn)生的重要缺陷之一，V型卡箍的回彈會(huì)影響卡箍的尺寸精度和密封性能。

以V型卡箍為研究對(duì)象，抑制其回彈為研究目的。通過(guò)有限元軟件模擬并揭示了V型卡箍模具表面加工激光微織構(gòu)對(duì)V型卡箍回彈的影響規(guī)律，并對(duì)數(shù)值模擬的回彈的結(jié)果進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

2.1 建立有限元模型

根據(jù)工廠提供的尺寸，建立了V型卡箍模具的有限元模型，如圖1所示。板料的形狀及大小，如圖2所示。卡箍的材料選用316Ti，其材料特性為：彈性模量E=200.0GPa，泊松比υ=0.28，密度ρ=7.95×103kg·m?3，初始屈服應(yīng)力σ0=11.62MPa。根據(jù)工廠的生產(chǎn)情況，凸模以20mm∕s的速度向下沖壓，時(shí)間為7.5s，板料的厚度為2mm。凸、凹模的材料均為Cr12MoV。凸模圓弧的直徑為113mm，凸模凸臺(tái)的長(zhǎng)寬高分別為：30.5mm，15.8mm，5mm。凹模圓弧的直徑為117mm，凹模凸臺(tái)的長(zhǎng)寬高分別為：30.5mm，19.8mm，5mm。凸、凹模各處圓角的半徑均為1.5mm。在模擬過(guò)程中設(shè)定各處的摩擦系數(shù)均為0.16。

圖1 V型卡箍模具有限元模型Fig.1 Finite Element Model of V?Shaped Clamp Mold

圖2 板料形狀及大小Fig.2 Sheet Shape and Size

2.2 V型卡箍的回彈仿真分析

V型卡箍回彈仿真模擬的步驟如下：首先采用動(dòng)力顯示的算法模擬卡箍沖壓成形的過(guò)程；其次重新設(shè)置分析步，將沖壓成形后的結(jié)果導(dǎo)入到靜力隱式的算法下模擬回彈，仿真過(guò)程中采用“無(wú)模法”[4]，即刪除模具以及與板料無(wú)關(guān)的邊界條件。

初始V型卡箍模具沖壓卸載之后卡箍回彈的數(shù)值模擬的結(jié)果，如圖3所示。

由圖3看出初始模具沖壓卸載過(guò)后V型卡箍多處發(fā)生了不同程度的回彈。有限元模擬設(shè)置模具與板料之間不同的摩擦系數(shù)，V型卡箍回彈的數(shù)值也不同，可以看出模具與板料之間摩擦?xí)绊慥型卡箍的回彈。

圖3 卡箍回彈結(jié)果Fig.3 V?Clamp Spring Results

根據(jù)圖3的模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)V型卡箍經(jīng)沖壓卸載后卡箍有4處危險(xiǎn)區(qū)產(chǎn)生了回彈?？ü炕貜椓勘碚鲄?shù)示意圖，如圖4所示。并且給出了這4處危險(xiǎn)區(qū)回彈量的確定方法：凸臺(tái)壓邊區(qū)與凸臺(tái)豎直邊區(qū)的夾角θ1的大小反應(yīng)的是頭部壓邊與凸臺(tái)過(guò)渡的圓角區(qū)處的回彈量；凸臺(tái)豎直邊區(qū)與凸臺(tái)底部凹腔的夾角θ2的大小反應(yīng)的是凸臺(tái)頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈量；凸臺(tái)兩側(cè)豎直邊區(qū)與凸臺(tái)底部凹腔的夾角α1的大小反映的是凸臺(tái)兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈量；以圓弧面的曲率半徑ρ的大小來(lái)衡量V型槽底圓弧區(qū)的回彈量，ρ0為未發(fā)生回彈的情況下V型卡箍的圓弧的曲率半徑。

圖4 回彈量表征參數(shù)示意圖Fig.4 Schematic Diagram of Rebound Quantity Characterization Parameters

3 V型卡箍模具表面摩擦系數(shù)對(duì)回彈的影響

激光微織構(gòu)能夠影響工件表面的粗糙度[5]。學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，在兩固體之間進(jìn)行接觸時(shí)，在固體表面加工激光微凸體[6]可以增大摩擦力。在固體表面加工激光微凹坑[7]可以減小摩擦力。因此研究激光微織構(gòu)對(duì)V型卡箍模具沖壓回彈的影響，可以通過(guò)模擬改變模具表面的摩擦系數(shù)來(lái)研究對(duì)回彈的影響。首先需要對(duì)模具表面的區(qū)域進(jìn)行劃分。接著取六組摩擦系數(shù)：0.07，0.10，0.13，0.16，0.19，0.22。在仿真過(guò)程中，經(jīng)劃分后的模具表面區(qū)域與板料接觸時(shí)的摩擦系數(shù)在以上六組值中變化取值，一個(gè)區(qū)域的值發(fā)生變化時(shí)，其余不變?yōu)?.16。

3.1 劃分V型卡箍模具表面區(qū)域

根據(jù)V型卡箍的外觀和受力特征將板料分為以下區(qū)域進(jìn)行研究，如圖5所示。

圖5 V型卡箍區(qū)域劃分Fig.5 V?Clamp Division

（1）頭部壓邊與凸臺(tái)過(guò)渡圓角區(qū)，沖壓時(shí)凸模的凸臺(tái)與此處的板料接觸，向下擠壓，產(chǎn)生壓應(yīng)力，板料發(fā)生變形，頭部壓邊一側(cè)受到拉應(yīng)力；

（2）凸臺(tái)頭部豎直邊圓角區(qū)，板料徑向受到壓應(yīng)力的作用，由凸臺(tái)頭部流入凹模凸臺(tái)凹腔，凸臺(tái)頭部豎直邊的一側(cè)受到拉應(yīng)力；

（3）凸臺(tái)兩側(cè)的圓角區(qū)，此區(qū)域的板料受到徑向壓應(yīng)力產(chǎn)生彎曲變形，同時(shí)會(huì)產(chǎn)生反彎曲內(nèi)應(yīng)力；

（4）V型槽底圓弧區(qū)，沖壓時(shí)，凸模向下最先接觸到的是V型槽底部圓弧區(qū)域，此處的板料被擠壓，底部的材料發(fā)生流動(dòng)，由中心流向兩端，此時(shí)圓弧面的軸向以及徑向都受到的是拉應(yīng)力。根據(jù)以上分析，料片與模具接觸的區(qū)域不同受到的力也不同，因此可以將模具進(jìn)行分區(qū)，如圖6所示。

圖6 模具表面區(qū)域的劃分Fig.6 Division of Mold Surface Area

A：凸模圓弧槽底區(qū)；B：凸模圓弧溝槽圓角區(qū)；C：凸模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)；D：凸模凸臺(tái)底槽區(qū)；E：凹模圓弧槽底區(qū)；F：凹模圓弧溝槽圓角區(qū)；G：凹模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)。

3.2 區(qū)域摩擦系數(shù)對(duì)θ1的影響

θ1的大小能夠反映頭部壓邊與凸臺(tái)過(guò)渡圓角區(qū)處的回彈量，合格成型件中此處的夾角應(yīng)為90°。而θ1一般小于90°，若θ1的角度越大，越接近90°，則表明此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量θ1隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖7所示。對(duì)于C區(qū)和D區(qū)，θ1隨摩擦系數(shù)的增大而減小。當(dāng)C區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增到大到0.22 時(shí)，對(duì)應(yīng)的θ1由88.75°減小到87.82°，角度減小了0.93°。對(duì)于D區(qū)，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的θ1由88.68°減小到88.14°，角度減小了0.54°。而對(duì)于G區(qū)，情況相反。對(duì)于G區(qū)，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的由87.86°增大到88.78°，角度增加了0.92°。

圖7 摩擦系數(shù)對(duì)角度θ1的影響Fig.7 Influence of Friction Coefficient to θ1

由此可以看出，對(duì)θ1的影響程度，C區(qū)＞G區(qū)＞D區(qū)。為了抑制頭部壓邊與凸臺(tái)過(guò)渡圓角處產(chǎn)生的回彈，可以將C區(qū)與D區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.3 區(qū)域摩擦系數(shù)對(duì)θ2的影響

θ2的大小能夠反映凸臺(tái)頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈量，在合格成型件中此處的夾角應(yīng)為90°，而θ2一般大于90°，若是θ2的角度越小，越接近90°，則表明此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量θ2隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖8所示。對(duì)于C區(qū)和D 區(qū)，θ2隨著摩擦系數(shù)的增加而增大。當(dāng)C 區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的θ2由91.72°增大到92.84°，角度增加了1.12°。對(duì)于D 區(qū)當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07 增大到0.22 時(shí)，對(duì)應(yīng)的θ2由91.77°增大到92.81°，角度增加了1.04°。而對(duì)于F區(qū)與G區(qū)，情況相反。對(duì)于F區(qū)，摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22，對(duì)應(yīng)的θ2由92.82°減小到91.94°，角度減小了0.88°。當(dāng)G區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的θ2由93.20°減小到91.64°，角度減小了1.56°。

圖8 摩擦系數(shù)對(duì)角度θ2的影響Fig.8 Influence of Friction Coefficient to θ2

由此可以看出，對(duì)θ2的影響程度，G區(qū)＞C區(qū)＞D區(qū)＞F區(qū)。為了抑制凸臺(tái)頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈，可以將C區(qū)和D區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大F區(qū)和G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.4 區(qū)域摩擦系數(shù)對(duì)α1的影響

α1的大小能夠反映凸臺(tái)兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈量，合格成型件此處的夾角應(yīng)為90°，α1一般大于90°，若是α1的角度越小越接近90°，那么凸臺(tái)兩側(cè)圓角區(qū)處產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量α1隨摩擦系數(shù)μ變化的情況，如圖9所示。于A區(qū)、B區(qū)和C區(qū)，α1隨摩擦系數(shù)的增大而增大。當(dāng)A區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)α1由98.04°增大到98.71°，角度增大了0.67°。當(dāng)B 區(qū)摩擦系數(shù)由0.07 增加到0.22，對(duì)應(yīng)的α1由97.87°增加到98.63°，角度增加了0.76°。當(dāng)C 區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07 增加到0.22，對(duì)應(yīng)的α1由97.44°增加到98.63°，角度增加了1.19°。而對(duì)于G區(qū)則情況相反。當(dāng)G區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22，對(duì)應(yīng)α1由98.62°減小到97.55°，角度減小了1.07°。

圖9 摩擦系數(shù)對(duì)α1的影響Fig.9 Influence of Friction Coefficient to α1

由此上述分析可知，對(duì)回彈角α1大小的影響，C區(qū)＞G區(qū)＞B區(qū)＞A 區(qū)。因此為了抑制凸臺(tái)兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈，可以將A區(qū)、B區(qū)、C區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.5 區(qū)域摩擦系數(shù)對(duì)ρ的影響

曲率半徑ρ反映了V型槽底圓弧區(qū)的回彈，ρ0為合格件V型卡箍槽底圓弧區(qū)圓弧的曲率半徑，大小為56.50mm。而模擬過(guò)程中圓弧的曲率半徑往往大于56.50mm。若是ρ的值越小，越接近56.50mm，則此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量ρ隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖10所示。對(duì)于A區(qū)和B 區(qū)，ρ隨著摩擦系數(shù)的增大而增大。當(dāng)A 的區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的ρ由57.05mm增大到57.40mm，曲率半徑增加了0.35mm。當(dāng)B區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的ρ由57.10mm增加到57.46mm，曲率半徑增加了0.36mm。然而，F(xiàn)區(qū)則情況相反。當(dāng)F區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時(shí)，對(duì)應(yīng)的ρ由57.55mm減小到57.06mm，曲率半徑減小了0.49mm。其余區(qū)域影響不大，可不作考慮。

圖10 摩擦系數(shù)對(duì)曲率半徑ρ的影響Fig.10 Influence of Friction Coefficient to Curvature Radius ρ

由上述分析可知，對(duì)曲率半徑ρ大小的影響，F(xiàn)區(qū)＞B區(qū)＞A區(qū)。為了抑制V形槽底圓弧區(qū)處的回彈，可以將A區(qū)、B區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大F區(qū)的摩擦系數(shù)。

4 模擬結(jié)果分析及參數(shù)優(yōu)化

V型卡箍經(jīng)沖壓卸載后產(chǎn)生的回彈主要位于頭部凸臺(tái)和V型底槽圓弧面。頭部凸臺(tái)各處回彈角度與模具區(qū)域摩擦系數(shù)之間的變化關(guān)系，如圖7～圖9所示?？傮w可以看出C區(qū)和G區(qū)對(duì)頭部凸臺(tái)產(chǎn)生的回彈影響尤為明顯。分析可知，V型卡箍在沖壓過(guò)程中頭部料片由凸模被壓入凹模頭部的凸臺(tái)凹腔時(shí)，減小C區(qū)與板料的摩擦促進(jìn)了頭部板料流動(dòng)，減小了徑向拉應(yīng)力，而增加G區(qū)與板料之間的摩擦，摩擦變大，使V型卡箍凸臺(tái)頭部的板料不易流動(dòng)，塑性變形的程度變大，使板料的回彈變得不易。由圖10分析V 型底槽圓弧區(qū)處產(chǎn)生的回彈，B 區(qū)和F 區(qū)對(duì)其影響較大。通過(guò)分析成形過(guò)程，可知板料最先與凸模圓弧槽底區(qū)的中心位置相接觸。此處的板料兩端受到拉應(yīng)力，板料的材料由中心區(qū)域向兩端流動(dòng)。減小B區(qū)的摩擦，增加了V型槽底圓弧區(qū)處內(nèi)側(cè)板料的流動(dòng)性，同時(shí)增加F區(qū)的摩擦，又抑制了V型槽底圓弧區(qū)外側(cè)板料的流動(dòng)，內(nèi)外兩側(cè)應(yīng)力相互抵消，從而抑制回彈。

最后采用均勻設(shè)計(jì)[8]的試驗(yàn)方法優(yōu)化模具，從而得到一組優(yōu)化參數(shù)：A 區(qū)（μ=0.07）、B 區(qū)（μ=0.08）、C 區(qū)（μ=0.09）、D 區(qū)（μ=0.11）、F區(qū)（μ=0.22）、G區(qū)（μ=0.25）。其余區(qū)域的摩擦系數(shù)保持為0.16。將優(yōu)化前的模具與優(yōu)化后的模具成形后的卡箍進(jìn)行對(duì)比，優(yōu)化前后回彈量，如表1所示。經(jīng)優(yōu)化后，V型卡箍頭部壓邊與凸臺(tái)過(guò)渡圓角區(qū)處的回彈角減小了1.05°，凸臺(tái)頭部直臂圓角區(qū)處的回彈角減小了0.91°，凸臺(tái)兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈角減小了1.19°。V型槽底圓弧區(qū)的圓弧的曲率半徑減小了0.43mm。

表1 優(yōu)化前后回彈量的對(duì)比Tab.1 Comparison of Optimization Priorities

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模擬V型卡箍回彈角度的正確性，將初始模具產(chǎn)生V型卡箍的回彈與對(duì)應(yīng)數(shù)值模擬產(chǎn)生的回彈進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，初始模具與板料之間的摩擦系數(shù)為0.16。

三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x測(cè)量初始模具沖壓得到的V型卡箍的回彈角度的示意圖，如圖11所示。試驗(yàn)設(shè)備采用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x，精度為0.01°。試驗(yàn)樣品為10組與模擬尺寸相同的卡箍。試驗(yàn)方案：對(duì)卡箍4處危險(xiǎn)區(qū)的角度進(jìn)行測(cè)量，每處區(qū)域的角度測(cè)量三次，取10組卡箍測(cè)量量的均值。

圖11 卡箍回彈測(cè)量現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.11 Clamp Spring Measurement Site Map

初始模具沖壓卸載后得到的V型卡箍的回彈量的實(shí)測(cè)值與模擬初始模具沖壓卸載后得到的回彈量的模擬值的對(duì)比，如表2所示。

表2 實(shí)際回彈量與模擬回彈量對(duì)比Tab.2 Comparison of Actual Springback Amount and Simulated Springback Amount

可以看出實(shí)際沖壓產(chǎn)生的回彈要比數(shù)值模擬得到的回彈要小，但可以接受。猜測(cè)是由于在模擬V型卡箍成形過(guò)程中只留有板料的厚度，而實(shí)際成形的過(guò)程中留有間隙，板料塑性應(yīng)變減小，回彈減小。從而導(dǎo)致實(shí)際測(cè)得的回彈量與模擬計(jì)算得到的回彈量產(chǎn)生偏差。通過(guò)實(shí)際測(cè)量值與數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值模擬初始模具沖壓回彈結(jié)果的正確性，為其余模擬的結(jié)果提供了可信賴的依據(jù)。

6 結(jié)論

（1）對(duì)于V型卡箍頭部凸臺(tái)部位各處產(chǎn)生的回彈，凸模與凹模的凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)的影響程度較大。而對(duì)于V型卡箍V型底槽圓弧的回彈，凸模與凹模的圓弧溝槽圓角區(qū)影響程度較大。（2）抑制V型卡箍的回彈，可以減小凸模圓弧槽底區(qū)、凸模圓弧溝槽圓角區(qū)、凸模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)、凸模凸臺(tái)底槽區(qū)的摩擦系數(shù)，增加凹模圓弧溝槽圓角區(qū)、凹模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)的摩擦系數(shù)。因此可以在凸模圓弧槽底區(qū)、凸模圓弧溝槽圓角區(qū)、凸模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)、凸模凸臺(tái)底槽區(qū)加工激光微凹坑，并通過(guò)潤(rùn)滑油來(lái)減小摩擦；在凹模圓弧溝槽圓角區(qū)、凹模凸臺(tái)豎直邊區(qū)及圓角區(qū)加工激光微凸體來(lái)增加摩擦。（3）V型卡箍的模具經(jīng)過(guò)激光微織構(gòu)處理的優(yōu)化過(guò)后，成形之后的卡箍的回彈得到了抑制。