拼焊板錐盒形件拉深成形壓邊力控制研究

馬向東，官英平，*，侯 晨，2

（1.燕山大學(xué)先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點實驗室，河北秦皇島066004；2.晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西太原030027）

拼焊板錐盒形件拉深成形壓邊力控制研究

馬向東1，官英平1，*，侯 晨1，2

（1.燕山大學(xué)先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點實驗室，河北秦皇島066004；2.晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西太原030027）

以拼焊板錐盒形件為研究對象，基于有限元數(shù)值模擬軟件LS-DYNAFORM，建立了拼焊板錐盒形件拉深成形的有限元數(shù)值模擬模型。綜合考慮破裂、起皺和焊縫移動等問題，研究了不同壓邊力控制方案對拼焊板錐盒形件拉深成形的影響。以獲得滿足特定成形深度要求下焊縫移動量最小的錐盒形件為目標(biāo)，提出了拼焊板錐盒形件拉深成形過程中較優(yōu)的壓邊力控制方案，為進(jìn)一步開展拼焊板錐盒形件拉深成形過程控制技術(shù)的研究奠定了基礎(chǔ)。

拼焊板；錐盒形件拉深；壓邊力控制；有限元數(shù)值模擬

0　引言

拼焊板是指由兩塊或兩塊以上不同強度或不同厚度的板料通過激光焊接成一整體板坯，然后沖壓成形為單一零件，以滿足零件不同部位對其承載性能的不同要求［1］。拼焊板成形技術(shù)在減少車身重量、增強車身結(jié)構(gòu)安全性等方面具有重要作用［2］。近年來，隨著社會對環(huán)境保護(hù)、節(jié)能減排等要求的提高，拼焊板技術(shù)在汽車制造業(yè)得到廣泛應(yīng)用。但是，由于焊縫和熱影響區(qū)的存在以及母板兩側(cè)板料厚度和強度的不同，導(dǎo)致拼焊板在成形技術(shù)上與常規(guī)單一板料相比有很大不同，有很多新的技術(shù)問題沒有得到很好的解決，如成形極限降低、焊縫移動等問題［3］。

壓邊力作為板材拉深成形中最重要的可控工藝參數(shù)之一，其大小和加載方式對拉深件的成形質(zhì)量有重要影響。姜銀方等［4-5］利用有限元數(shù)值模擬和物理實驗研究了薄、厚兩側(cè)壓邊力分布及大小對拼焊板方盒形件拉深成形的影響，基于不同壓邊力下應(yīng)變路徑的變化規(guī)律，對成形過程進(jìn)行變壓邊力優(yōu)化，指出多點控制的變壓邊力加載方式可改善危險點應(yīng)變路徑，增大安全裕度進(jìn)而提高拼焊板成形性能。周杰等［6］研究了不同壓邊力分布對拼焊板盒形件拉深成形中焊縫移動的影響規(guī)律，結(jié)果表明變壓邊力方案能有效控制焊縫移動。呂盾等［7］采用階梯壓邊圈方式分別加載線性遞增和線性遞減的變壓邊力，研究了兩種壓邊力加載方式對拼焊板盒形件成形質(zhì)量的影響。崔令江等［8］采用有限元分析軟件對差厚異質(zhì)激光拼焊板方盒形件的拉深成形過程進(jìn)行了研究，定性描述了壓邊力對盒形件成形極限及焊縫移動的影響規(guī)律。以上研究多集中在成形極限和焊縫移動等方面，且主要以破裂作為成形極限的判據(jù)，對起皺的研究涉及較少。

本文在上述研究的基礎(chǔ)上，以拼焊板錐盒形件為研究對象，綜合考慮成形極限、焊縫移動和側(cè)壁成形質(zhì)量（側(cè)壁起皺控制）3個方面，通過數(shù)值模擬方法分別研究恒定壓邊力和變壓邊力兩種控制手段對拼焊板錐盒形件拉深成形的影響。以獲得滿足特定成形深度要求下焊縫移動量最小的錐盒形件為目標(biāo)，優(yōu)化壓邊力控制方案，尋求拼焊板錐盒形件拉深成形的最優(yōu)壓邊力。

1　拼焊板錐盒形件拉深數(shù)值模擬模型

利用有限元數(shù)值模擬軟件LS-DYNAFORM，建立拼焊板錐盒形件拉深的有限元模型。拼焊板為同材不等厚板材激光焊接而成，母材材質(zhì)均為ST12，母材厚度分別為0.5 mm和0.8 mm，其基本力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。板材單元類型采用3參數(shù)Barlat殼單元，在厚度方向上選取5個積分點，計算方法采用動力顯式算法。凸模、凹模和壓邊圈作為不變形剛體，焊縫處采用剛性連接處理，忽略焊縫類型，只考慮焊縫位置。有限元法分析接觸部分時采用罰函數(shù)法，摩擦系數(shù)取軟件的默認(rèn)值。板厚差補償采用分瓣壓邊圈和階梯式凸模設(shè)計，如圖1所示。拼焊板錐盒形件拉深成形的有限元模型如圖2所示。

表1　拼焊板母材力學(xué)性能參數(shù)Tab.1 The material properties of tailor welded blanks base materials

圖1　分瓣壓邊圈和階梯式凸模設(shè)計示意圖Fig.1 Step and split blank holder set diagram

圖2　拼焊板錐盒形件拉深的有限元模型Fig.2 Finite element model of tailor-welded blanks cone-box shaped parts drawing forming

2　結(jié)果與討論

2.1拼焊板錐盒形件拉深成形的特點

錐盒形件是較常見、應(yīng)用也較廣泛的一類沖壓件，在非軸對稱沖壓中具有一定的代表性。錐盒形件圓角區(qū)的拉深變形類似于相應(yīng)圓錐形件拉深，即主要變形為徑向伸長和切向壓縮，但由于盒形件存在直邊區(qū)的緣故，導(dǎo)致變形區(qū)內(nèi)各處毛坯的變形大小分布是不均勻的。對于拼焊板拉深成形，由于焊縫兩側(cè)板料厚度不同，材料性能差異等因素的影響，兩側(cè)板材的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)存在較大差異，導(dǎo)致薄、厚兩側(cè)變形不均勻，降低了其成形性能，且焊縫逐漸向厚側(cè)移動。此外，在錐盒形件拉深過程中，除了法蘭區(qū)有起皺危險外，懸空側(cè)壁區(qū)也因承受面內(nèi)切向壓應(yīng)力而易起皺，其中已有一定曲率的側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)較直邊區(qū)更容易發(fā)生壓縮失穩(wěn)。

2.2壓邊力對拼焊板錐盒形件成形質(zhì)量的影響

2.2.1恒壓邊力對成形極限和焊縫移動的影響

分析壓邊力對拼焊板錐盒形件拉深成形極限和焊縫移動影響時，保持其它參數(shù)不變。板料厚度組合為0.5 mm/0.8 mm，凹模尺寸A1=B1= 100 mm，凸模尺寸A2=B2=80 mm，凹模圓角半徑Rd=10 mm，凸模圓角半徑Rp=10 mm，凹模側(cè)壁的轉(zhuǎn)角半徑R1=20 mm，凸模側(cè)壁的轉(zhuǎn)角半徑R2= 10 mm，坯料直徑D=210 mm，摩擦系數(shù)μ=0.12。為了綜合考慮破裂和起皺，本文的成形極限指發(fā)生法蘭起皺或側(cè)壁破裂時的最小拉深行程。破裂失穩(wěn)的臨界時刻可由成形極限圖直觀地看出，法蘭起皺的臨界條件定義如下［9］：當(dāng)皺波起伏高度在0.2 mm以內(nèi)時，零件表面發(fā)生“面畸變”，超過0.2 mm時，法蘭出現(xiàn)起皺現(xiàn)象。

為了便于研究，模擬時先在拼焊板兩側(cè)加載恒定且相等的壓邊力，通過模擬得到拼焊板在不同恒壓邊力下的成形極限和成形缺陷，如圖3和圖4所示。從圖3可以看出，成形極限隨壓邊力的增大先增大后減小，當(dāng)壓邊力為25 kN時，成形深度達(dá)到了最大值41 mm。這主要是由于當(dāng)壓邊力較小時，法蘭部分易因切向壓應(yīng)力過大而起皺，因而成形極限較低。隨著壓邊力的增大，起皺危險減小，成形極限則有所提高。當(dāng)壓邊力進(jìn)一步增大，破裂代替法蘭起皺成為了錐盒形件拉深成形的主要缺陷，隨著壓邊力的增大，側(cè)壁拉應(yīng)力逐漸增大，即增大了側(cè)壁被拉裂的趨勢，成形極限也就相應(yīng)地降低。從圖4可以看出拼焊板薄側(cè)的抗失穩(wěn)能力較低，缺陷通常最先在薄側(cè)產(chǎn)生。當(dāng)壓邊力大于30 kN時，薄側(cè)側(cè)壁底部圓角處先被拉裂，當(dāng)壓邊力等于30 kN時，兩側(cè)側(cè)壁底部圓角處幾乎同時發(fā)生破裂，當(dāng)壓邊力小于30 kN時，薄側(cè)法蘭區(qū)先起皺，隨著進(jìn)一步的拉深，破裂最先出現(xiàn)在厚側(cè)側(cè)壁底部圓角處而非薄側(cè)，可見薄側(cè)的法蘭起皺失穩(wěn)在一定程度上緩解了其側(cè)壁破裂的危險。

圖3　拼焊板不同恒壓邊力下的成形極限Fig.3 Forming limit of TWBs under different constant BHF

圖4 不同恒壓邊力下的成形缺陷Fig.4 Forming defects under different constant BHF

圖5所示為拼焊板在不同恒壓邊力下，拉深至30 mm時的焊縫移動量，焊縫偏向薄側(cè)為正，反之為負(fù)。從圖5可以看出，在拼焊板兩側(cè)加載恒定且相等的壓邊力情況下，錐盒形件法蘭區(qū)焊縫移動量較小，底部焊縫移動量較大，最大值出現(xiàn)在底部焊縫中心，且隨著恒壓邊力大小的變化，焊縫移動量并沒有發(fā)生明顯變化。

圖5　不同恒壓邊力下的焊縫移動量Fig.5 Weld line movement under different constant BHF

前述分析均是在拼焊板兩側(cè)加載恒定且相等壓邊力條件下進(jìn)行，而在實際生產(chǎn)中，為了使兩側(cè)板料的變形更均勻從而控制焊縫的移動，薄厚兩側(cè)所加載的壓邊力并不相等，一般薄側(cè)壓邊力大于厚側(cè)壓邊力。鑒于此，在拼焊板薄側(cè)加載一定的恒壓邊力，改變厚側(cè)恒壓邊力大小，并確保其不大于薄側(cè)壓邊力來進(jìn)行錐盒形件拉深的數(shù)值模擬，這種壓邊力加載方式對拼焊板成形極限和焊縫移動的影響如圖6和圖7所示。從圖6可以看出薄側(cè)壓邊力為40 kN時的成形極限明顯大于薄側(cè)壓邊力為50 kN時的成形極限，且兩條曲線的波動均很小，波動范圍大約在2 mm以內(nèi)，其失效形式均在薄側(cè)側(cè)壁底部圓角處發(fā)生破裂，可見當(dāng)薄側(cè)加載較大的恒壓邊力時，成形極限主要受薄側(cè)壓邊力大小影響，厚側(cè)恒壓邊力只要保證在其不起皺的范圍內(nèi)變化，成形極限基本不變。從圖7可以看出在無破裂、起皺等成形缺陷的情況下，錐盒形件底部較法蘭區(qū)有明顯的焊縫移動且隨著厚側(cè)恒壓邊力的減小，錐盒形件底部焊縫移動量明顯減小，法蘭部分的焊縫移動量變化則并不明顯，故在之后對焊縫移動的研究中主要考慮在錐盒形件底部中心的最大焊縫移動量，且如無特別說明，最大焊縫移動量均是在拉深行程為30 mm時所測得。

2.2.2恒壓邊力對側(cè)壁成形質(zhì)量的影響

在錐壁盒形件拉深過程中，不僅法蘭區(qū)易起皺，懸空側(cè)壁區(qū)也因承受面內(nèi)切向壓應(yīng)力而易起皺，其中已有一定曲率的側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)較直邊區(qū)更易發(fā)生壓縮起皺失穩(wěn)。圖8為拼焊板兩側(cè)壓邊力相等且均為20 kN、拉深行程為30 mm時側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)的起皺情況。

圖6　厚側(cè)恒壓邊力的改變對成形極限的影響Fig.6 Influence on forming limit when the thick side BHF changing

圖7　厚側(cè)恒壓邊力的改變對焊縫移動量的影響Fig.7 Influence on weld line movement when the thick side BHF changing

圖8　側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)起皺示意圖Fig.8 Schematic diagram of side wall corner wrinkling

為了更直觀地觀察側(cè)壁起皺特點，分別取平行于盒底的剖面和過錐盒形件中心軸線的對角剖面去切割起皺錐盒形件和標(biāo)準(zhǔn)錐盒形件模型。錐盒形件在不同恒壓邊力下的周向截面和軸向?qū)墙孛鎸Ρ葓D如圖9所示。

從圖8和圖9可以看出，側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)較直邊區(qū)更易起皺，且其起皺特點與相應(yīng)軸對稱件相似，即側(cè)壁在與凸、凹模圓角接觸的區(qū)域基本上沒有起皺，皺曲尺寸在轉(zhuǎn)角區(qū)的不同角度處、錐盒形件的不同高度處是不同的，均呈近似弦波變化趨勢。壓邊力較小時，薄側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)較厚側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)向外隆起的程度更嚴(yán)重，隨著壓邊力的增大，皺紋幅值明顯減小，側(cè)壁起皺趨勢由外凸逐漸變成內(nèi)凹，且厚側(cè)側(cè)壁內(nèi)凹的程度大于薄側(cè)。此外，由圖9還可以看出周向截面的最大皺曲尺寸在轉(zhuǎn)角區(qū)對角線處，即其皺曲程度可以反映在對角截面上，故可以通過軸向?qū)墙孛娴陌櫱潭冉泼枋鰝?cè)壁成形質(zhì)量。表2為拼焊板錐盒形件在薄厚兩側(cè)加載不同恒定且相等壓邊力下的側(cè)壁起皺情況。

圖9　錐盒形件在不同恒壓邊力下的截面對比圖Fig.9 Section comparison chart of the cone-box shapedparts under different constant BHF

表2　不同恒定且相等壓邊力下錐盒形件的側(cè)壁起皺情況Tab.2 TWBs cone-box shaped parts side wall corner wrinkling under different constant BHF

從表2可以看出，薄側(cè)最大皺曲尺寸隨著壓邊力的增大先減小后增大，厚側(cè)最大皺曲尺寸隨著壓邊力的增大而增大。這主要是因為當(dāng)壓邊力較小時，薄側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)因承受更大的面內(nèi)切向壓應(yīng)力而易向外隆起，且法蘭圓角區(qū)材料的變形較底部圓角附近材料的變形大，這種變形不協(xié)調(diào)加劇了側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)向外隆起的程度。圖10（a）所示為拼焊板在恒壓邊力20 kN、拉深行程為25 mm時的第一主應(yīng)變的分布圖，可以看到薄側(cè)法蘭內(nèi)緣圓角區(qū)材料的應(yīng)變明顯大于底部材料的應(yīng)變。隨著壓邊力的增大，應(yīng)變差和切向壓應(yīng)力逐漸減小，皺曲尺寸也就相應(yīng)減小。當(dāng)壓邊力大到一定程度時，側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)由切向受壓變?yōu)榍邢蚴芾?，即脹形成為了變形的主過程，且此時法蘭內(nèi)緣材料的應(yīng)變普遍小于底部材料的應(yīng)變。圖10（b）所示為拼焊板在壓邊力為60 kN、拉深行程為25 mm時的第一主應(yīng)變分布圖，變形的不協(xié)調(diào)使得側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)逐漸內(nèi)凹，隨著壓邊力的進(jìn)一步增大，法蘭內(nèi)緣與底部圓角附近的應(yīng)變差也逐漸增大，側(cè)壁向內(nèi)皺曲的程度就更嚴(yán)重。

圖10　第一主應(yīng)變分布圖Fig.10 The first principal strain distribution

為了研究恒定且不相等壓邊力加載方式對側(cè)壁成形質(zhì)量的影響，在拼焊板薄側(cè)加載大小為40 kN的恒壓邊力，厚側(cè)分別加載大小不等的恒壓邊力進(jìn)行拉深模擬，拉深至25 mm時，錐盒形件的側(cè)壁最大皺曲尺寸見表3所示。

表3　僅當(dāng)厚側(cè)恒壓邊力改變時錐盒形件的側(cè)壁起皺情況Tab.3 TWBs cone-box shaped parts side wall corner wrinkling when the thick side constant BHF changing

由表3可以看出，隨著厚側(cè)恒壓邊力的減小，厚側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)內(nèi)凹的程度逐漸減小，薄側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)逐漸由內(nèi)凹轉(zhuǎn)變?yōu)橥馔?，最大皺曲尺寸先減小后增大。這主要因為隨著厚側(cè)壓邊力的減小，薄側(cè)與厚側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)的脹形變形程度逐漸減小，而拉深變形程度逐漸增大。

綜上可見，對于恒壓邊力控制手段，當(dāng)薄側(cè)壓邊力較小時，減小厚側(cè)壓邊力會使薄側(cè)側(cè)壁外凸更嚴(yán)重，不利于側(cè)壁成形質(zhì)量的提高；當(dāng)薄側(cè)壓邊力較大時，薄側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)以脹形變形為主，減小厚側(cè)壓邊力會使其脹形變形程度減弱，在一定程度上可以減小側(cè)壁內(nèi)凹的趨勢。故為了提高側(cè)壁成形質(zhì)量，可在拼焊板薄側(cè)加載滿足成形深度要求的較大恒壓邊力，厚側(cè)加載較小的恒壓邊力。

2.2.3變壓邊力對成形極限和焊縫移動的影響

通過前面的研究發(fā)現(xiàn)，薄側(cè)加載較大的恒壓邊力有助于防止法蘭起皺、減小底部焊縫移動，但是過大的恒壓邊力加大了側(cè)壁破裂的危險，且壓邊力過大會使側(cè)壁內(nèi)凹，過小又會使側(cè)壁外凸。故為獲得高質(zhì)量的成形件，在拉深過程中采用變壓邊力調(diào)控板坯應(yīng)力應(yīng)變的分布是非常有必要的。為保證錐盒形件在一定的成形深度下焊縫移動量最小，結(jié)合前述分析，薄厚兩側(cè)擬采用如下變壓邊力方案：薄側(cè)按不破裂原則施加較大的變壓邊力，厚側(cè)按不起皺原則加載較小的恒壓邊力。薄側(cè)變壓邊力加載曲線可以利用文獻(xiàn)［10］所提出的破裂臨界壓邊力控制原理獲得。依照此法，得到了如圖11所示的薄側(cè)變壓邊力加載曲線。在拉深初期，對拼焊板薄側(cè)施加實際情況允許的最大恒壓邊力，從恒壓邊力與裕度偏移線的交點處開始沿著裕度偏移線進(jìn)行第二階段的變壓邊力壓邊。

為研究第一階段的恒壓邊力大小對拉深成形的影響，擬定拼焊板薄側(cè)在拉深初始階段分別加載大小為60 kN、80 kN、100 kN、120 kN、140 kN的恒壓邊力，厚側(cè)在整個拉深過程中加載大小為3 kN的恒壓邊力。其中，厚側(cè)恒壓邊力的獲得通過以下方法實現(xiàn)：在薄側(cè)加載上述逼近破裂裕度線的變壓邊力曲線的情況下，不斷減小厚側(cè)恒壓邊力，直至薄、厚兩側(cè)法蘭幾乎同時出現(xiàn)法蘭起皺趨勢為止，將此時的厚側(cè)恒壓邊力擬定為模擬所用厚側(cè)恒壓邊力。通過有限元模擬可以獲得拼焊板在上述壓邊力加載方式下的成形極限及焊縫移動情況，如表4所示。

圖11　薄側(cè)變壓邊力曲線加載模式Fig.11 Variable BHF loading model of the thin side

表4　薄側(cè)在不同初始恒壓邊力下的成形極限及焊縫移動Tab.4 Forming limit and weld line movement when the thin side of TWBs under different initial BHF

從表4可以看出，拼焊板薄側(cè)采用上述逼近破裂裕度曲線的變壓邊力壓邊較恒壓邊力壓邊，在發(fā)揮其成形能力的情況下可以降低側(cè)壁拉裂的趨勢，但由于在拉深后期薄側(cè)壓邊力較小，薄側(cè)法蘭出現(xiàn)起皺現(xiàn)象，且初始階段恒壓邊力的增大并沒有推遲其起皺的發(fā)生，反而使成形極限有所降低。此外，還可以看出，相較于前面提到的恒壓邊力控制方式，變壓邊力對焊縫移動的總體控制效果更好。隨著初始階段恒壓邊力的增大，錐盒形件底部焊縫移動量明顯減小，法蘭區(qū)焊縫移動量則稍有所增大。

2.2.4變壓邊力對側(cè)壁成形質(zhì)量的影響

在上述變壓邊力加載方式下，對拼焊板進(jìn)行拉深，當(dāng)拉深行程為25 mm時，錐盒形件的側(cè)壁起皺情況如表5所示。

從表5可以看出，隨著初始階段恒壓邊力的增大，拼焊板錐盒形件兩側(cè)側(cè)壁的最大皺曲尺寸均沒有發(fā)生太大變化，可見薄側(cè)初始階段恒壓邊力的增大對側(cè)壁成形質(zhì)量無明顯影響。由于薄側(cè)采用逼近破裕度線的變壓邊力壓邊，在整個拉深過程中，側(cè)壁變形以脹形為主，較大限度地促進(jìn)了側(cè)壁金屬的流動，減小了側(cè)壁向外隆起的趨勢。另外，在拉深中期，壓邊力隨著拉深行程的增大而減小，又使得側(cè)壁脹形變形有所緩和。故相較于在薄側(cè)加載較大恒壓邊力的控制方式，變壓邊力對側(cè)壁成形質(zhì)量的總體控制效果更好。

表5　薄側(cè)在不同初始恒壓邊力下的側(cè)壁起皺情況Tab.5 Side wall corner wrinkling when the thin side of TWBs under different initial BHF

2.3壓邊力控制方案的優(yōu)化

對于前面提到的變壓邊力控制方案，隨著拉深行程的增大，薄側(cè)壓邊力越來越小，側(cè)壁的懸空長度越大，薄側(cè)靠近凹?？诘膫?cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)越易失穩(wěn)而向外隆起，法蘭區(qū)也因為壓邊力較小而易起皺，故當(dāng)錐盒形件成形深度要求較大時，考慮在拉深后期，接近行程終了時增大薄側(cè)壓邊力來優(yōu)化原有的壓邊力曲線。圖12為優(yōu)化后的薄側(cè)變壓邊力加載曲線，拉深初始階段可以采用實際情況允許的最大恒壓邊力，在這里給定初始階段的恒壓邊力大小為90 kN，拉深中期采用逼近破裂裕度曲線的變壓邊力壓邊，接近目標(biāo)行程時，增大壓邊力，以避免錐盒形件法蘭區(qū)和側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)發(fā)生壓縮失穩(wěn)。模擬中擬定當(dāng)拉深行程為32 mm時，增大壓邊力至60 kN繼續(xù)拉深。

圖13為當(dāng)拉深行程為35 mm時，拼焊板薄側(cè)在優(yōu)化前后兩種變壓邊力加載方式下的側(cè)壁成形情況。從圖中可以看到，在優(yōu)化前的變壓邊力加載方式下，薄側(cè)側(cè)壁轉(zhuǎn)角區(qū)明顯向外隆起，通過在拉深后期增大壓邊力，薄側(cè)側(cè)壁成形質(zhì)量得到明顯提高。

圖12　優(yōu)化后的薄側(cè)變壓邊力加載曲線Fig.12 The thin side variable BHF loading curve after optimization

圖13　錐盒形件薄側(cè)在不同變壓邊力加載方式下的側(cè)壁成形情況Fig.13 Side wall forming situation of cone-box shaped parts in different variable BHF loading

3　結(jié)論

1）對于恒壓邊力控制手段，當(dāng)薄側(cè)加載較大的恒壓邊力時，成形極限主要受薄側(cè)壓邊力大小影響，厚側(cè)壓邊力只要保證其在不起皺的范圍內(nèi)變化，成形極限基本不變；當(dāng)薄側(cè)壓邊力較大時，減小厚側(cè)壓邊力不僅有助于控制焊縫移動，而且在一定程度上可以減小側(cè)壁內(nèi)凹的趨勢，提高側(cè)壁成形質(zhì)量。

2）以獲得滿足特定拉深深度要求下焊縫移動量最小的錐盒形件為目標(biāo)，提出了在薄側(cè)按不破裂原則施加逼近破裂裕度線的變壓邊力，厚側(cè)按不起皺原則施加較小恒壓邊力的控制方案，該方案較恒壓邊力控制手段，對拼焊板錐盒形件成形質(zhì)量的總體控制效果更好。

3）對于成形深度要求較小的錐盒形件，采用恒壓邊力控制手段即可獲得良好的成形效果；對于成形深度要求較大的錐盒形件，拼焊板薄側(cè)宜采用變壓邊力控制手段，且在接近目標(biāo)行程時增大薄側(cè)壓邊力可以有效改善最終盒形件的側(cè)壁成形質(zhì)量。

［1］Merklein M，Johannes M，Lechner M，et al.A review on tailored blanks-production，applicationandevaluation［J］.Journalof Materials Processing Technology，2014，214（2）：151-164.

［2］Abbasi M，Ketabchi M，Ramazani A，et al.Investigation into the effects of weld zone and geometric discontinuity on the formability reduction of tailor welded blanks［J］.Computational Materials Science，2012，59：158-164.

［3］宋燕利，華林.車身覆蓋件拼焊板沖壓成形技術(shù)的研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢［J］.中國機械工程，2011，22（1）：111-118.

［4］姜銀方，杜志偉，袁國定，等.拼焊板盒形件沖壓成形失效及應(yīng)變路徑分析［J］.塑性工程學(xué)報，2008，15（3）：18-23.

［5］姜銀方，丁新立，朱元右，等.基于應(yīng)變路徑的激光拼焊板方盒件變壓邊力成形優(yōu)化［J］.中國機械工程，2008，19（17）：2118-2121.

［6］周杰，陸演，陽德森.壓邊力分布對差厚拼焊板盒形件焊縫移動的影響［J］.熱加工工藝，2010，39（17）：107-109.

［7］呂盾，陳煒，張家驊，等.變壓邊力對拼焊板焊縫移動和成形性能的影響［J］.農(nóng)業(yè)機械學(xué)報，2007，38（5）：157-160.

［8］崔令江，劉發(fā)，黃永生.差厚拼焊板拉深方盒形件成形極限及焊縫移動［J］.鍛壓技術(shù)，2009，34（2）：57-60.

［9］羅云.基于仿真的拼焊板方盒件沖壓成形因素研究及變壓邊力預(yù)測［D］.南京：南京理工大學(xué)，2008：14.

［10］馬瑞，趙軍.非軸對稱件拉深的破裂臨界壓邊力控制原理［J］.材料科學(xué)與工藝，2010，18（5）：724-728.Research on blank holder force control of tailor welded blanks cone-box shaped parts drawing forming

MA Xiang-dong1，GUAN Ying-ping1，HOU Chen1，2
（1.Key Laboratory of Advanced Forging&Stamping Technology and Science（Yanshan University），Ministry of Education of China，Qinhuangdao，Hebei 066004，China；2.Jinxi Industries Group Co.，Ltd.，Taiyuan，Shanxi 030027，China）

Taking tailor welded blanks（TWBs）cone-box shaped parts as the research object，the finite element numerical simulation model of TWBs cone-box shaped parts drawing forming was established based on the finite element numerical simulation software LS-DYNAFORM.Comprehensive consideration of the rupture，wrinkling and weld line movement，the influence of different blank holder force（BHF）control method on the drawing forming of the TWBs cone-box shaped parts was studied.In order to obtain the minimum weld line movement cone-box shaped parts in specific forming depth，better BHF control scheme was proposed in TWBs cone-box shaped parts forming process.The research laid a foundation for further TWBs cone-box shaped parts forming control technology.

tailor welded blanks；cone-box shaped parts drawing；blank holder force control；finite element numerical simulation

TG386.32

A DOI：10.3969/J.ISSN.1007-791X.2015.06.008

1007-791X（2015）06-0516-07

2015-09-15 基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目（51275444）；河北省鋼鐵聯(lián)合研究基金資助項目（E2014203271）；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金資助項目（20121333110003）

馬向東（1986-），男，山西河曲人，博士研究生，主要研究方向為板材沖壓成形；*通信作者：官英平（1963-），男，黑龍江蘭西人，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向為板材成形及智能化控制，Email：gyp@ysu.edu.cn。