拼焊板結(jié)構(gòu)件拉彎成形工藝參數(shù)的正交試驗研究

夏琴香，鐘國鋒，沈亞靜，吳鋒

（1.華南理工大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院，廣州510640;2.敏實集團廣州敏惠汽車零部件有限公司，廣州 511356）

拼焊板（Tailor Welded Blanks，TWB）具有提高生產(chǎn)效率、降低生產(chǎn)成本、節(jié)約能源、適應(yīng)環(huán)保、增加安全性等優(yōu)勢［1］，在汽車制造業(yè)中受到越來越多的重視。型材拉彎成形工藝是指型材在夾頭的拉動下彎曲并實現(xiàn)完全貼模，同時由于受到切向拉力的作用，從而改善毛料截面內(nèi)的應(yīng)力［2］，是型材彎曲成形的重要方法，具有成形精度高、零件貼膜度好、表面質(zhì)量高等優(yōu)點，被廣泛地應(yīng)用于汽車領(lǐng)域。近幾年來，隨著汽車制造業(yè)的不斷發(fā)展，對拼焊板結(jié)構(gòu)件拉彎成形工藝的研究已成為一個熱點。

國內(nèi)學(xué)者對拉彎成形的研究主要集中于二維拉彎成形，研究表明:增大引伸力可顯著減小回彈，但當(dāng)引伸力增大到一定值時，增大引伸力減小回彈的作用不再明顯［3—5］。周苗苗、王紅建、賀爾銘等人［6］對某汽車門框用復(fù)雜截面型材的拉彎成形進行了數(shù)值模擬分析，驗證了所提出的建模方式的有效性。Clausen A H 等人［7—8］對空心長方形截面型材進行了拉彎成形研究，得到了材料性能以及加載方式等參數(shù)對拉彎成形回彈的影響。陳亞兵等人研究了拼焊板型材拉彎時，預(yù)拉力及摩擦因數(shù)對構(gòu)件截面畸變程度的影響［9］。文中主要探索引伸力、旋轉(zhuǎn)角α1、旋轉(zhuǎn)角α2、旋轉(zhuǎn)角α3等工藝參數(shù)對拼焊板拉彎件的外側(cè)線輪廓、內(nèi)側(cè)線輪廓、筋部面輪廓、外側(cè)面輪廓及內(nèi)側(cè)面輪廓的影響規(guī)律，為深入研究拼焊板結(jié)構(gòu)件的拉彎工藝和成形質(zhì)量控制提供實踐依據(jù)。

1 實驗條件

1.1 零件簡介

文中研究的拼焊板拉彎件的外形及其截面如圖1所示。拼焊板拉彎件外形在三維空間彎曲，并且具有曲率分布不均勻的特征，其零件截面形狀復(fù)雜、結(jié)構(gòu)不對稱，存在層疊現(xiàn)象。拼焊板拉彎件的2種材料分別為SPCD和B250P1拼焊板，板厚均為0.8 mm，總板寬為153.8 mm，其中材料SPCD寬度為78 mm，材料B250P1寬度為75.8 mm。拼焊板焊接后的總體屈服強度σs=282 MPa，抗拉強度為σb=451 MPa。

圖1 拼焊板拉彎件及其截面示意圖Fig.1 TWB stretch bending part and its cross section

1.2 拉彎設(shè)備拉彎成形過程

圖2所示為拼焊板結(jié)構(gòu)件拉彎工藝試驗的設(shè)備，主要由拉彎模具、沖孔模塊、夾緊切斷模塊、固定支架模塊等組成。在拼焊板結(jié)構(gòu)件的拉彎成形過程中，拉彎設(shè)備的一般工作過程如下［10］:安放坯料，左、右旋轉(zhuǎn)夾頭將坯料夾緊，在彎曲臂、升降臂、旋轉(zhuǎn)夾頭的共同作用下，通過夾頭對坯料施加引伸力，使坯料貼膜，實現(xiàn)拉彎成形;沖孔裝置動作沖圓孔;切斷裝置動作切斷;取下拉彎件。

圖2 拉彎成形設(shè)備Fig.2 Stretch bending forming equipment

2 拉彎試驗

2.1 工藝參數(shù)的選擇

2.1.1 引伸力F的確定

引伸力是由夾頭施加給型材的，在引伸力作用下型材沿軸向進行拉伸，發(fā)生塑性變形。拼焊板結(jié)構(gòu)件到達屈服狀態(tài)所需的引伸力F屈由式（1）求得:

實驗中將引伸力F定為F屈的1.0～1.3倍［11］，計算可獲得引伸力F變化范圍為35～45.5 kN。

2.1.2 夾頭旋轉(zhuǎn)角α的確定

拼焊板拉彎件在成形過程中，夾頭不僅對拉彎件施加引伸力，還帶動拉彎件繞其軸向旋轉(zhuǎn)一定角度，以實現(xiàn)零件貼模。旋轉(zhuǎn)角的大小將影響拉彎成形的貼模精度及成形質(zhì)量。

旋轉(zhuǎn)角的大小根據(jù)拉彎件的結(jié)構(gòu)特征而定，旋轉(zhuǎn)角α的大小等于未入模型材的主受力面與拉彎模具型面主受力面之間的法向夾角，如圖3所示。整個零件的旋轉(zhuǎn)角分為4段，通過測量拉彎件與模具型面的數(shù)字模型，獲得相應(yīng)的旋轉(zhuǎn)角α1=4.4°，旋轉(zhuǎn)角 α2=11.6°，旋轉(zhuǎn)角 α3=17.5°，旋轉(zhuǎn)角 α4=22.3°。由于拼焊板拉彎旋轉(zhuǎn)貼模后存在一定的回彈，實際應(yīng)使旋轉(zhuǎn)角略大于測量值。為研究各旋轉(zhuǎn)角對成形質(zhì)量的影響，將 α1定為 4°～7°，α2定為11°～14°，α3定為17°～20°，α4定為22°～25°。

圖3 旋轉(zhuǎn)角的測量Fig.3 The measurement of rotation angle

2.2 正交試驗設(shè)計

選擇旋轉(zhuǎn)角α1～α4及引伸力F為正交試驗因素，各確定4個水平，設(shè)計了5因素4水平的正交試驗方案，各因素水平的組合如表1所示。

2.3 試驗數(shù)據(jù)測量

對于拼焊板拉彎件而言，其外側(cè)線輪廓間隙L1、內(nèi)側(cè)線輪廓間隙L2、筋部面輪廓間隙L3、外側(cè)面輪廓間隙L4以及內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5是其成形質(zhì)量的重要指標(biāo)，標(biāo)準(zhǔn)間隙值均設(shè)計為3 mm，如圖4所示。測量工具包括檢具體、錐形塞尺及卡板，通過測量圖4中的各個偏差參數(shù)，可大致評價拼焊板拉彎件的外形質(zhì)量，實際間隙值與標(biāo)準(zhǔn)間隙值相差越大，則外形偏差越大。

表1 正交試驗方案設(shè)計Table 1 Project design of orthogonal experiment

圖4 成形質(zhì)量測量參數(shù)示意圖Fig.4 The measurement parameters of forming quality

3 試驗結(jié)果與分析

對獲得的試驗數(shù)據(jù)進行極差分析，得到的數(shù)據(jù)結(jié)果如表2—4所示。其中:表示第j列因素中第i水平的效應(yīng)=Yij/第j列中第i水平出現(xiàn)次數(shù);Rj表示極差，Rj=（）max-（）min（極差值越大說明因素對目標(biāo)的影響越大）。

表2 外側(cè)線輪廓間隙L1與筋部面輪廓間隙L3的極差Table 2 Variance analysis of the profile gap of outer line L1and the reinforced surface L3

表3 內(nèi)側(cè)線輪廓間隙L2的極差Table 3 Variance analysis of the profile of inner line

表4 外側(cè)面輪廓間隙L4與內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5的極差Table 4 Variance analysis of the profile gap of outer surface and inner surface

3.1 工藝參數(shù)對外側(cè)線輪廓間隙L1和筋部面輪廓間隙L3的影響

通過比較表2中外側(cè)線輪廓L1與筋部面輪廓L3的極差值Rj可知，影響外側(cè)線輪廓與筋部面輪廓因素的主次順序為:引伸力F、旋轉(zhuǎn)角 α4、旋轉(zhuǎn)角α3、旋轉(zhuǎn)角 α2、旋轉(zhuǎn)角 α1。

圖5所示為各工藝參數(shù)對拼焊板拉彎件的外側(cè)線輪廓間隙L1和筋部面輪廓間隙L3的影響趨勢圖。由圖5可知，各工藝參數(shù)對外側(cè)線輪廓間隙L1和筋部面輪廓間隙L3的影響規(guī)律相似，這是由于二者尺寸相互關(guān)聯(lián)。由圖4可知，當(dāng)外側(cè)線輪廓間隙L1增大時，滑動塊向左移動，筋部面輪廓間隙L3也隨之增大。

圖5 工藝參數(shù)對外側(cè)線輪廓與筋部面輪廓的影響Fig.5 Influence of the process parameters on the profile of outer line and the reinforced surface

由圖5可見，隨著各工藝參數(shù)的增大，外側(cè)線輪廓間隙L1與筋部面輪廓間隙L3也隨之增大。但在4個旋轉(zhuǎn)角的變化區(qū)間內(nèi)均從小于3 mm增加到大于3 mm，即出現(xiàn)外側(cè)線輪廓L1為3 mm的標(biāo)準(zhǔn)間隙，引伸力在變化區(qū)間內(nèi)也出現(xiàn)外側(cè)線輪廓L1和筋部面輪廓L3為3 mm的標(biāo)準(zhǔn)間隙。

3.2 工藝參數(shù)對內(nèi)側(cè)線輪廓間隙L2的影響

通過比較表3中內(nèi)側(cè)線輪廓間隙L2的極差值Rj可知，內(nèi)側(cè)線輪廓各個因素的極差值均較小，其中旋轉(zhuǎn)角α1的極差值最小為0.035，旋轉(zhuǎn)角α3的極差值最大為0.077。各參數(shù)的極差值較小，極差與均值的比值約為1%～2%，可認(rèn)為內(nèi)側(cè)線輪廓基本不受工藝參數(shù)的影響。

圖6所示為內(nèi)側(cè)線輪廓的幾何關(guān)系圖，圖6中內(nèi)側(cè)線輪廓是拉彎件內(nèi)側(cè)線與滑動塊側(cè)面a之間的距離L2，假設(shè)滑動塊面a到拉彎件內(nèi)側(cè)面的距離為K，內(nèi)側(cè)線到拉彎件內(nèi)側(cè)面的距離為K1，則有:

K2=K-K1（2）

然而，K不僅是滑動塊面a與拉彎件中側(cè)面的距離，還是滑動塊的固有尺寸;K1表示內(nèi)側(cè)線與拉彎件中側(cè)面的距離，屬于設(shè)計尺寸，僅當(dāng)內(nèi)側(cè)線發(fā)生塌邊時K1值才會發(fā)生變化，即內(nèi)側(cè)線輪廓L2才隨之發(fā)生變化。在試驗過程中，拼焊板拉彎件的內(nèi)側(cè)線始終沒有發(fā)生塌邊現(xiàn)象，因此，內(nèi)側(cè)線輪廓極差值均較小。然而拼焊板拉彎件的試驗過程中，不可避免地存在測量誤差，所以內(nèi)側(cè)線輪廓的測量值盡管均勻，但也有波動。

圖6 內(nèi)側(cè)線輪廓幾何關(guān)系Fig.6 The geometrical relationship for the profile of outer line

3.3 工藝參數(shù)對內(nèi)、外側(cè)面輪廓間隙的影響

通過比較表4中外側(cè)面輪廓間隙L4與內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5的極差值Rj可知，影響外側(cè)面輪廓與內(nèi)側(cè)面輪廓因素的主次順序為:旋轉(zhuǎn)角α3、旋轉(zhuǎn)角α4、旋轉(zhuǎn)角 α2、旋轉(zhuǎn)角 α1、引伸力F。

引伸力F對拼焊板拉彎件外側(cè)面輪廓和內(nèi)側(cè)面輪廓的影響很小，這里主要討論旋轉(zhuǎn)角α的影響。圖7所示為旋轉(zhuǎn)角α對外側(cè)面輪廓間隙L4和內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5的影響趨勢。由圖7可知，隨著旋轉(zhuǎn)角α的增加，工件頂面逆時針方向偏轉(zhuǎn)（如圖4所示），從而外側(cè)面輪廓間隙L4逐漸減小，而內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5逐漸增大。

圖7 工藝參數(shù)對內(nèi)外側(cè)面輪廓的影響Fig.7 Influence of process parameter on the profile gap of inner and outer surface

3.4 試驗結(jié)果

綜合對比可以發(fā)現(xiàn)，在表2所示的正交表中，第2組參數(shù)所獲得的拼焊板拉彎件成形質(zhì)量最好，其工藝參數(shù)組合:旋轉(zhuǎn)角 α1為 4°，α2為 12°，α3為18°，α4為23°，引伸力F為38.5 kN，其外側(cè)線輪廓間隙L1為3.04 mm，內(nèi)側(cè)線輪廓間隙L2為3.17 mm，筋部面輪廓間隙L3為3.13 mm，外側(cè)面輪廓間隙L4為2.82 mm，內(nèi)側(cè)面輪廓間隙L5為3.23 mm，圖8所示為采用這一組參數(shù)進行拉彎成形的拼焊板結(jié)構(gòu)件放置在檢驗夾具上的照片。

圖8 正交實驗表第2組拼焊板拉彎件Fig.8 No.2 TWB stretch bending part in the orthogonal experiment table

4 結(jié)論

1）在拼焊板拉彎件成形試驗中，外側(cè)線輪廓和筋部面輪廓主要受引伸力F的影響，受旋轉(zhuǎn)角α的影響較小;內(nèi)側(cè)線輪廓受各工藝參數(shù)影響均很小;外側(cè)面輪廓與內(nèi)側(cè)面輪廓主要受旋轉(zhuǎn)角α的影響，引伸力F對其影響很小。

2）工藝參數(shù)對外側(cè)線輪廓和筋部面輪廓的影響規(guī)律相似:隨著各工藝參數(shù)的增大，外側(cè)線輪廓間隙與筋部面輪廓間隙由小于標(biāo)準(zhǔn)間隙增加到大于標(biāo)準(zhǔn)間隙;而隨著旋轉(zhuǎn)角的增加，外側(cè)面輪廓間隙減小，內(nèi)側(cè)線輪廓間隙增大。

3）在所進行的正交試驗中，當(dāng)旋轉(zhuǎn)角α1為4°，α2為 12°，α3為18°，α4為23°，引伸力F為38.5 kN時，獲得的拼焊板拉彎件成形質(zhì)量最好。

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