基于CAE的后縱梁加強板輕量化研究＊

徐 虹 夏 丁 谷諍巍 趙忠民

（1.吉林大學；2.一汽客車有限公司）

1 前言

為減輕汽車質量和提高安全性，近年來汽車用鋼向高強度鋼方向發展已成為一種趨勢[1]。當鋼板厚度分別減小0.05 mm、0.01 mm和0.15 mm時，車身減重分別為6%、12%和18%，這表明通過材料的輕量化來減輕汽車自重具有巨大潛力。在汽車輕量化技術方面，我國與國外存在一定差距，如鋁和超高強鋼的用量均比國外少約1/2[2]。超高強度鋼比鋁合金的性價比更高，采用超高強度鋼不僅可降低板厚，同時還具有提高汽車安全性的作用[3]。但是超高強度材料也帶來了如沖壓成型性差、回彈嚴重及模具受力惡劣[4]等問題。

為減輕某汽車后縱梁加強板質量，采用1.4 mm厚的新材料超高強鋼DP780代替2 mm厚的原材料高強度鋼B250P1，并基于CAE技術對比分析了采用2種材料時的凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑等因素對彎曲回彈的影響，解決了采用新材料時出現回彈增大的問題。

2 成型工藝分析

某汽車后縱梁加強板為U形件，如圖1所示。其底面為平面，側壁向外傾斜3°（因無法控制回彈而保留下此角度），且兩端有切角，共有6個孔。根據零件結構特點制定的沖壓工藝流程為：落料沖孔—壓彎—斜楔沖孔。該件原來采用的材料為高強度鋼B250P1，主要缺陷為壓彎成型時側壁回彈。代替原材料的新材料為超高強鋼DP780，DP780是一種雙相鋼，具有優良的力學性能和成型性能。2種材料的性能參數見表1。

表1 2種材料性能參數

3 有限元模型的建立及參數選取

利用Catia的曲面造型工具完成模具型面設計，采用Dynaform軟件對其彎曲成型及回彈進行模擬。選擇3參數的Barlat材料模型，該模型能很好地反映各向異性對沖壓成型的影響，其應力應變行為用Krupkowsky公式描述為：

式中，K為硬化系數；ε0為初始屈服應力的應變；εp為塑性應變；n為硬化指數，硬化模式選擇冪指數硬化模型[5]。

圖2為后縱梁加強板有限元模型。

影響彎曲回彈的因素較多，研究表明[6，7]，凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑是對回彈影響最大的3個因素，因此本文主要對這3個因素進行分析。

測量回彈有很多種方法，本文選取制件側壁小切角端部節點最大位移量為回彈響應參數，該值可通過DYNAFORM后處理的位移圖功能直接得到，該數值越小，回彈越小。

4 有限元計算結果及分析

4.1 模具間隙對回彈的影響

設置凸凹模間隙分別為 0.9t、1.0t、1.1t、1.3t、1.5t（t為料厚），壓邊力為3 t，凹模圓角Rd=5 mm,凸模圓角Rp=9mm，摩擦因數μ=0.125，繪制出2種材料的凸凹模間隙與回彈量關系曲線如圖3所示。由圖3可看出，2種材料的回彈量均隨凸凹模間隙的增加而增加，且DP780的回彈更大?？紤]到模具壽命，建議最佳間隙值為1.1t，此時的回彈量為2.7611 mm，但還是超出回彈量小于1 mm的精度要求。

4.2 壓邊力對回彈的影響

設置壓邊力分別為 3 t、4 t、5 t、6 t、7 t、10 t和13 t（只針對 DP780），凸凹模間隙為 1.1t，凹模圓角Rd=5 mm，凸模圓角Rp=9 mm，摩擦因數μ=0.125，繪制出2種材料的壓邊力與回彈量關系曲線如圖4所示。由圖4可看出，2種材料的回彈量均隨壓邊力的增加而減小。比較而言，在相同壓邊力下，DP780的回彈更大；在相同回彈下，DP780的壓邊力更大；隨著壓邊力的增加，零件減薄率越來越大，拉裂趨勢逐漸增加，當壓邊力過大，即該件在壓邊力為10 t和13 t時出現拉裂。由圖4可見，2種材料的壓邊力為7 t時回彈量最小。

4.3 凹模圓角對回彈的影響

設置凹模圓角分別為2 mm、3 mm、4 mm和 5 mm，壓邊力為3 t，凸凹模間隙為1.1t，凸模圓角RP=9 mm，摩擦因數μ=0.125，繪制出2種材料的凹模圓角與回彈量關系曲線如圖5所示。由圖5可看出，凹模圓角越小，2種材料的回彈越小，相同凹模圓角下，B250P1的回彈更小。對于超高強鋼，過小的凹模圓角半徑容易導致剪切斷裂[8]，這種斷裂模式與中碳鋼和低合金高強度鋼的局部頸縮斷裂明顯不同，因此凹模圓角不能過小，建議凹模圓角半徑取5 mm。

通過以上分析可知，DP780的回彈量大于B250P1的回彈量，因此必須控制超高強鋼的回彈。

5 回彈控制

通過上述分析可知，后縱梁加強板產生回彈的主要原因是底面和側壁塑性變形不充分，而超高強鋼DP780本身的高強度又加重了回彈。雖然優化模具工藝及結構參數可減小回彈，但減小程度有限，同時過小的模具間隙和凹模圓角半徑不僅會降低制件的表面質量，而且也會大大降低模具壽命。因此，必須從產品設計開始控制超高強鋼板的彎曲回彈，且在工藝上預先考慮可能的回彈并采取防治措施。如在產品設計時，在底面或側壁加筋或加臺階面，以使參與變形的金屬增多、塑性變形量增大，使底面（側壁）的變形牽制側壁（底面）的變形，從而控制制件整體的回彈量[9]。為此，在不改變原產品功能和裝配關系的前提下修改了產品結構，使其底面中部（大孔的位置）高于底面3 mm形成臺階面，修改后的后縱梁加強板3D模型如圖6所示。

對改變結構后的后縱梁加強板重新進行模擬，主要工藝及模具結構參數為：壓邊力為7 t，凸凹模間隙設為1.1t，凹模圓角半徑為5 mm。得到零件側壁回彈量僅為0.85 mm，其彎曲回彈分布云圖如圖7所示。

圖8 和圖9分別為修改零件結構前、后的成型極限圖及厚度分布云圖。由圖8可看出，修改前、后零件都不存在起皺和開裂等缺陷，安全區域覆蓋零件內部的整個區域；由圖9可看出，修改前的主要變形區為側壁，底面變形很少；修改后的主要變形區為臺階面及兩邊的側壁，此時厚度減薄率僅為1.96%，遠小于20%的極限減薄率[10]。綜合以上模擬結果可知，修改結構后的后縱梁加強板回彈量小于1 mm，滿足了使用要求，同時厚度減少0.6 mm，質量減輕30%。

6 結束語

運用DYNAFORM軟件對原材料B250P1鋼（厚度2 mm）和替代材料DP780鋼（厚度1.4 mm）的某汽車后縱梁加強板彎曲成型工藝進行了CAE分析，對比了凸凹模間隙、壓邊力和凹模圓角半徑等因素對2種材料回彈的影響。針對超高強鋼件DP780回彈大的問題，通過修改產品結構即增加臺階面控制了回彈。

基于CAE技術的超高強鋼輕量化，改變了過去基于經驗和反復工藝試驗的新材料試驗手段，并通過模擬計算及工藝優化，獲得了合理工藝方案，實現了將材料厚度減小0.6 mm、質量減輕30%的輕量化目標。

1 黃炫，張君媛，陸善彬，等.某轎車后排座椅骨架CAE分析及輕量化設計.汽車技術，2010（5）：18～22.

2 馬鳴圖，M.F.Shi.先進的高強鋼及其在汽車工業中的應用.鋼鐵，2004，39（7）：68～72.

3 INTERNATIONAL IRON&STEEL INSTITUTE Committee on Automotive Applications,ADVANCED HIGH STRENGTH STEEL （AHSS） APPLICATION GUIDELINES,2005.

4 B Krause,E Severson,Stamping tools for UHSS get tougher:new automotive materials force tool material to shift into high gear,Fabricator.2004,34（4）:40～43.

5 劉偉，劉紅生，邢忠文，等.高強鋼板沖壓成型的回彈規律與工藝參數研究.材料科學與工藝，2010，18（6）：758～761.6 倪洪啟，張金萍，王樹強，等.超級鋼板U型彎曲回彈的數值模擬和實驗研究.鍛壓技術，2009，34（1）:39～41.

7 朱東波，孫琨，李滌塵，等.板料成型回彈問題研究新進展.塑性工程學報，2000，7（1）:11～17.

8 Luo M,Wier zbicki T.Numer ical failure analysis of a stretch－bending test on dua－l phase steel sheets using a phenomeno logicalfracture model.IntJSolidsStruct,2010，47（22－23）:3084～3102.

9 王秀鳳，張永春.冷沖壓模具設計與制造.北京：北京航空航天大學出版社，2008.

10 王云，于進.板料拉深件的有限元分析及模具設計.微特電機，2009（7）:62～64.