車(chē)用千斤頂上支成形有限元分析及工藝優(yōu)化

孫紅磊，馬世博，王偉，穆振凱，王奕博，趙軍

車(chē)用千斤頂上支成形有限元分析及工藝優(yōu)化

孫紅磊1，馬世博2，王偉2，穆振凱2，王奕博2，趙軍1

（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(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 秦皇島 066004；2.河北科技大學(xué) 河北省材料近凈成形技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，石家莊 050018）

解決千斤頂上支外緣不規(guī)則曲面混合翻邊成形過(guò)程中容易出現(xiàn)的破裂等缺陷問(wèn)題。基于Dynaform軟件對(duì)千斤頂上支進(jìn)行沖壓仿真模擬，分析凸凹模圓角半徑、凸凹模間隙、壓邊力對(duì)千斤頂上支成形的影響規(guī)律，并結(jié)合成形極限圖、厚度變化云圖等，采用控制變量法、正交實(shí)驗(yàn)對(duì)其工藝和參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。經(jīng)有限元分析和正交優(yōu)化的千斤頂外緣曲面翻邊工藝如下：凸模圓角為過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)，其齒頂大圓角和邊緣小圓角半徑分別為3.5 mm和0.7 mm，凹模圓角半徑為3.5 mm，凸凹模間隙為2.8 mm，壓邊力為50 000 N。采用最佳工藝方案可生產(chǎn)出合格制件，實(shí)際成形件的減薄情況與模擬結(jié)果基本一致，所得成形工藝參數(shù)對(duì)制件的影響規(guī)律可為研究不規(guī)則曲面混合翻邊成形提供一定的參考。

千斤頂上支；有限元模擬；外緣曲面翻邊；正交實(shí)驗(yàn)

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，汽車(chē)工業(yè)的發(fā)展規(guī)模越來(lái)越大，對(duì)汽車(chē)維修輔助工具的要求也日趨提高。千斤頂作為汽車(chē)維修工的“生命支柱”，在汽車(chē)維修護(hù)理中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用[1]。千斤頂上支的沖壓成形過(guò)程涉及了許多物理現(xiàn)象，是一個(gè)具有高度非線性的彈塑性變形過(guò)程[2]。傳統(tǒng)模具設(shè)計(jì)缺乏理論指導(dǎo)，只能依靠經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行反復(fù)試模與調(diào)整，直至成形出合格零件，這一過(guò)程所需時(shí)間較長(zhǎng)并且資金耗費(fèi)嚴(yán)重[3]。

采用有限元技術(shù)進(jìn)行分析優(yōu)化可以加快產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)速度。專(zhuān)用板材成形仿真軟件可以對(duì)現(xiàn)有模具的板材成形過(guò)程進(jìn)行模擬分析，并得出符合實(shí)際的修調(diào)解決方案，提高產(chǎn)品的品質(zhì)[4-6]。千斤頂上支是齒條千斤頂關(guān)鍵成形部件之一，其品質(zhì)直接影響到千斤頂?shù)氖褂媚晗?，但因受?shí)際加工的限制，其邊緣曲線復(fù)雜，圓角要求嚴(yán)格，容易出現(xiàn)破裂，導(dǎo)致沖壓成形難度較大[7-11]。沖壓工藝的模具參數(shù)和工藝參數(shù)優(yōu)化過(guò)程復(fù)雜，許多因素都直接或間接地影響成形結(jié)果。因此，通過(guò)成熟的仿真技術(shù)可以減少千斤頂上支成形的試模次數(shù)，降低開(kāi)發(fā)所需成本，節(jié)約時(shí)間。同時(shí)，在一定條件下還可以使模具和工藝設(shè)計(jì)達(dá)到最佳配合，提高千斤頂上支產(chǎn)品的成形品質(zhì)[12-14]。

文中基于Dynaform軟件進(jìn)行千斤頂上支外緣曲面翻邊模擬，在分析各工藝參數(shù)對(duì)制件影響規(guī)律的基礎(chǔ)上，結(jié)合正交優(yōu)化方法[15]，給出能獲得理想成形制件的工藝方案及參數(shù)。

1 千斤頂上支結(jié)構(gòu)分析

圖1為280B千斤頂上支，材料為SAPH440，厚度為2.0 mm，化學(xué)成分如表1所示，SAPH440的抗拉強(qiáng)度≥440 MPa，屈服強(qiáng)度≥305 MPa，伸長(zhǎng)率≥30%。該制件沖壓工序包括落料、內(nèi)圓孔翻邊、外緣曲面翻邊和沖孔。落料和沖孔為簡(jiǎn)單工藝，沖壓成形中不易產(chǎn)生缺陷。成形缺陷主要產(chǎn)生于內(nèi)圓孔翻邊和外緣不規(guī)則曲面混合翻邊過(guò)程，文中主要針對(duì)外緣不規(guī)則曲面混合翻邊工序進(jìn)行研究。

圖1 千斤頂上支件

表1 SAPH440化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of SAPH440 wt.%

在成形過(guò)程中，當(dāng)未變形區(qū)的材料難以流動(dòng)至齒頂處時(shí)會(huì)造成齒頂破裂，如圖1所示的畫(huà)圈區(qū)域，這主要與模具結(jié)構(gòu)及工藝參數(shù)有關(guān)。為此，文中將利用Dynaform軟件對(duì)外緣不規(guī)則曲面混合翻邊工序進(jìn)行仿真模擬，探究最佳成形工藝參數(shù)。通過(guò)工藝補(bǔ)充構(gòu)建了千斤頂上支外緣曲面翻邊的有限元模型，如圖2所示。工具采用殼體單元，板料采用實(shí)體單元。工具網(wǎng)格最大尺寸為1.0 mm，最小尺寸為0.25 mm，板料單元尺寸為0.5 mm，板料用坯料生成器劃分網(wǎng)格。

圖2 外緣翻邊有限元模型

2 不同參數(shù)對(duì)制件成形影響

由成形過(guò)程可知，影響材料流動(dòng)的主要因素為齒頂開(kāi)裂處的凸模圓角結(jié)構(gòu)及尺寸。齒頂處凸模圓角較小會(huì)限制翻邊過(guò)程中材料的流動(dòng)，導(dǎo)致齒頂處材料無(wú)法順利流動(dòng)至凸緣處，進(jìn)而造成齒頂變形不均勻，當(dāng)變形超出材料允許塑性變形范圍時(shí)就會(huì)產(chǎn)生開(kāi)裂。除此之外，壓邊力、模具間隙對(duì)成形質(zhì)量同樣有著重要影響。為此，文中將著重研究凸模圓角結(jié)構(gòu)及尺寸、凹模圓角半徑、壓邊力、模具間隙4個(gè)工藝參數(shù)對(duì)上支外緣翻邊的影響規(guī)律，并通過(guò)正交實(shí)驗(yàn)進(jìn)行優(yōu)化分析，給出最優(yōu)工藝方案。

2.1 各參數(shù)值的初步確定

壓邊力一般采用式（1）所示的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行確定。

式中：為壓邊圈壓力，N；為單位面積壓邊力，一般取2～4.5 MPa；為壓邊圈下的投影面積，mm2。經(jīng)測(cè)量，板料壓邊面積為22 800 mm2，則預(yù)估壓邊力為102 600 N。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)及文獻(xiàn)[15]，摩擦因數(shù)一般取0.1，沖壓速度取2 000～5 000 mm/s，模具間隙一般取坯料厚度的1.1倍。

理論上模具的圓角半徑越大，越利于翻邊成形，越不易產(chǎn)生缺陷，但圓角結(jié)構(gòu)和尺寸需結(jié)合上支制件的結(jié)構(gòu)和尺寸確定。圓角結(jié)構(gòu)可設(shè)置為如圖3所示的整體圓角和過(guò)渡圓角（齒頂大圓角+邊緣小圓角）2種結(jié)構(gòu)。對(duì)于整體圓角結(jié)構(gòu)，其圓角半徑設(shè)置較大會(huì)導(dǎo)致齒寬變窄（最小齒寬為2.0 mm，圓角半徑大于0.5 mm），加劇邊緣材料變形程度，使其易于開(kāi)裂。整體圓角半徑過(guò)小時(shí)，凸凹模圓角接觸區(qū)域的變形近似剪切變形（0.15～0.25 mm），不利于坯料的流動(dòng)。過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)則包含齒頂大圓角和邊緣小圓角2個(gè)部分，根據(jù)零件結(jié)構(gòu)需求，齒頂大圓角的半徑可設(shè)置為2～4.0 mm（在拉深成形中，凸模圓角半徑大于坯料厚度時(shí)易于未發(fā)生變形的材料流入變形區(qū)）。齒頂邊緣處的變形近似彎曲變形，因此，邊緣圓角最小半徑應(yīng)不小于0.25倍的壁厚。

綜上分析，各工藝參數(shù)設(shè)定如表2所示。其中，用1表示過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)的半徑，1（3.5+0.7）表示過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)中齒頂大圓角半徑為3.5 mm，邊緣小圓角半徑為0.7 mm；用2表示整體圓角結(jié)構(gòu)的半徑，20.2表示整體圓角結(jié)構(gòu)中的圓角半徑為0.2 mm。通過(guò)在Dynaform軟件中設(shè)置上述工況參數(shù)，分析不同工況下成形和減薄變化規(guī)律。

圖3 凸模圓角結(jié)構(gòu)形式

表2 各工藝參數(shù)設(shè)定

Tab.2 Condition setting of parameters

2.2 凸凹模間隙

分析該制件外部輪廓成形過(guò)程可知，齒頂區(qū)成形屬于不規(guī)則曲面混合類(lèi)翻邊（同時(shí)包含外凸壓縮類(lèi)和內(nèi)凹伸長(zhǎng)類(lèi)翻邊）。壓縮類(lèi)曲面翻邊指的是在板料的曲面部分，沿其邊緣向曲面的曲率中心方向翻起豎邊的成形方法，翻邊過(guò)程中，凸緣內(nèi)（側(cè)壁）產(chǎn)生壓應(yīng)力，易發(fā)生失穩(wěn)起皺；伸長(zhǎng)類(lèi)曲面翻邊是指在板料的曲面部分，沿其邊緣向曲面的曲率中心相反的方向翻起一定高度的成形方法，在成形中凸緣內(nèi)產(chǎn)生拉應(yīng)力而易破裂。因此，對(duì)于伸長(zhǎng)類(lèi)翻邊，較大的間隙可以減小開(kāi)裂的趨勢(shì)；對(duì)于壓縮類(lèi)翻邊，較小的間隙對(duì)防止起皺有利。為了探究不同凸凹模間隙對(duì)制件成形的綜合影響，按表2中工況1的工藝參數(shù)進(jìn)行模擬。不同凸凹模間隙下所得制件厚度分布如圖4所示，凸凹模間隙對(duì)制件最小厚度的影響規(guī)律如圖5所示。

隨著凸凹模間隙的增大，成形后制件的最小厚度值也隨之增大，制件的減薄趨勢(shì)降低，表明在合理的凸凹模間隙條件下，伸長(zhǎng)類(lèi)翻邊在該齒頂區(qū)的混合翻邊中占主導(dǎo)作用。然而，隨著凸凹模間隙的增大，起皺趨勢(shì)會(huì)越來(lái)越顯著，因此，在滿足條件的情況下，凸凹模間隙應(yīng)盡量小。

圖4 不同凸凹模間隙下的厚度分布云圖（mm）

圖5 凸凹模間隙對(duì)板料最小厚度的影響規(guī)律

2.3 壓邊力

壓邊力對(duì)金屬流動(dòng)和應(yīng)力–應(yīng)變分布具有重要影響，是成形時(shí)的重要參數(shù)之一[16]。壓邊力太大會(huì)增加危險(xiǎn)斷面的拉應(yīng)力，導(dǎo)致拉裂或嚴(yán)重減薄，太小則防皺效果不好。根據(jù)表2中工況2的工藝參數(shù)進(jìn)行模擬，所得不同壓邊力下的制件厚度分布如圖6所示，壓邊力對(duì)制件最小厚度的影響規(guī)律如圖7所示。

圖7表明，當(dāng)壓邊力增大時(shí)，板料的最小厚度先減小后增大。壓邊力增大，材料的流動(dòng)阻力增大，減薄趨勢(shì)隨之增大。但是在外緣曲面翻邊中，壓邊圈壓住的板料并不直接參與翻邊成形，所以當(dāng)壓邊力增大到一定值時(shí)，板料就不再繼續(xù)減薄了。

圖6 不同壓邊力下的厚度分布云圖（mm）

圖7 壓邊力對(duì)板料最小厚度的影響規(guī)律

2.4 凹模圓角半徑

凹模圓角半徑是影響成形質(zhì)量的一個(gè)重要參數(shù)。凹模圓角半徑過(guò)小，板料在此處會(huì)受到較大的變形阻力，從而引起過(guò)度減薄直至拉裂；凹模圓角半徑過(guò)大則會(huì)減小壓邊面積，在拉深后期，毛坯外緣過(guò)早離開(kāi)壓邊圈容易產(chǎn)生起皺。根據(jù)表2中工況3的工藝參數(shù)進(jìn)行模擬，研究不同凹模圓角半徑下的制件減薄規(guī)律。不同凹模圓角半徑下所得制件厚度分布如圖8所示，凹模圓角半徑對(duì)制件最小厚度的影響規(guī)律如圖9所示。

圖9表明，隨著凹模圓角半徑的增加，板料的最小厚度隨之增大，板料的減薄趨勢(shì)降低。但是隨著凹模圓角半徑的增大，起皺趨勢(shì)越來(lái)越顯著。因此，在滿足條件的情況下，凹模圓角半徑應(yīng)盡量小。

圖8 不同凹模圓角半徑下的厚度分布云圖（mm）

圖9 凹模圓角半徑對(duì)板料最小厚度的影響規(guī)律

2.5 凸模圓角半徑

凸模圓角在千斤頂上支外緣翻邊成形中起著十分重要的作用。凸模圓角如果過(guò)小，會(huì)使板料在該部位受到過(guò)大的彎曲變形，降低板料在危險(xiǎn)處的強(qiáng)度，導(dǎo)致該部位板料嚴(yán)重減薄或拉裂。模擬時(shí)選擇第1節(jié)中介紹的2種凸模圓角結(jié)構(gòu)，探究不同結(jié)構(gòu)及尺寸對(duì)成形結(jié)果的影響。整體圓角半徑2分別選擇0.2、0.5、0.8 mm，過(guò)渡圓角半徑1分別選擇（2+0.2）、（3.5+0.5）、（3.5+0.7）mm。不同凸模圓角結(jié)構(gòu)及尺寸下所得制件厚度分布如圖10所示，凸模圓角結(jié)構(gòu)及尺寸對(duì)制件最小厚度的影響規(guī)律如圖11所示。

圖10 不同凸模圓角結(jié)構(gòu)及半徑下的厚度分布云圖（mm）

圖11 凸模圓角半徑對(duì)板料最小厚度的影響規(guī)律

根據(jù)圖11可知，凸模圓角的結(jié)構(gòu)形式對(duì)制件最小厚度的影響大于圓角半徑的影響。采用整體圓角結(jié)構(gòu)時(shí)，所得制件的最小厚度值較小，破裂趨勢(shì)嚴(yán)重；隨著整體圓角半徑的增大，所得制件的最小厚度值也隨之增加，但仍在1.0 mm以下，由此判斷，采用整體圓角結(jié)構(gòu)是不可行的。當(dāng)采用過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)時(shí)，制件的最小厚度值在1.0 mm以上，隨著齒頂大圓角和邊緣小圓角半徑值的增加，所得制件的最小厚度也逐漸變大，破裂趨勢(shì)降低。

3 千斤頂?shù)亩嘁蛩卣粌?yōu)化分析

3.1 正交實(shí)驗(yàn)方案

正交實(shí)驗(yàn)是分析多因素、多水平的一種實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，通過(guò)極差分析法可得出各因素對(duì)實(shí)驗(yàn)指標(biāo)影響的主次關(guān)系。根據(jù)上述分析，選擇凸凹模間隙、壓邊力、凹模圓角半徑、過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)下的凸模圓角半徑為影響因素，設(shè)計(jì)如表3所示的正交實(shí)驗(yàn)方案。文中暫不考慮各因素之間的交互作用，并以制件的減薄最小為優(yōu)化目標(biāo)，探究最優(yōu)工藝參數(shù)組合。

表3 正交實(shí)驗(yàn)方案

Tab.3 Orthogonal test scheme

3.2 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

以上述4個(gè)因素作為研究因素，每個(gè)因素設(shè)置3個(gè)水平，選擇正交表L9（34）進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)方案和結(jié)果如表4所示。采用極差分析法分析表4中的數(shù)據(jù)，結(jié)果如表5所示，其中1代表某因素對(duì)應(yīng)水平1時(shí)制件最小厚度之和的平均值，2代表某因素對(duì)應(yīng)水平2時(shí)制件最小厚度之和的平均值，3代表某因素對(duì)應(yīng)水平3時(shí)制件最小厚度之和的平均值，為極差，其大小體現(xiàn)了各因素對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響大小，極差越大，表明因素對(duì)實(shí)驗(yàn)指標(biāo)的影響越大。為了直觀分析，給出了如圖12所示的各因素不同水平值與制件最小厚度關(guān)系。

表4 正交實(shí)驗(yàn)表及結(jié)果

Tab.4 Orthogonal test table and results

表5 正交實(shí)驗(yàn)極差分析

Tab.5 Range analysis results of orthogonal test mm

圖12 各因素水平與最小厚度關(guān)系

分析數(shù)據(jù)可知，影響板料最小厚度的因素主次為>>>。隨著凸模圓角半徑（）的增加，制件的最小厚度呈現(xiàn)先陡增后趨于平緩的變化規(guī)律；隨著凹模圓角半徑（）的增加，制件的最小厚度值也相應(yīng)有所增加，但其整體增加的幅值相對(duì)于凸模圓角半徑所產(chǎn)生的變化較??；凸凹模間隙（）對(duì)制件最小厚度的影響最為顯著，隨著凸凹模間隙的增大，制件的最小厚度值近似呈線性增加；對(duì)于壓邊力（），制件的最小厚度隨著壓邊力的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的變化規(guī)律，且整體變化趨勢(shì)不明顯。

3.3 優(yōu)化結(jié)果分析

根據(jù)圖12，以各因素使減薄最小為依據(jù)得出最佳優(yōu)化組合為3331，其中，1和2條件下的減薄相差很小，從工藝和設(shè)備角度考慮，選擇壓邊力相對(duì)較小的1。采用凸模圓角半徑為（3.5+0.7）mm的過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)，凹模圓角半徑為3.5 mm、凸凹模間隙為2.8 mm、壓邊力為50 000 N的工藝參數(shù)進(jìn)行模擬，所得制件厚度分布如圖13所示。

圖13 最優(yōu)工藝參數(shù)所得厚度分布（mm）

從圖13可以看出，千斤頂上支外緣成形良好，制件最小厚度為1.21 mm，滿足成形質(zhì)量要求。利用上述有限元模擬優(yōu)化的工藝參數(shù)進(jìn)行千斤頂上支沖壓成形驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，得到實(shí)際的成形零件如圖14所示。從圖14可以看出，該千斤頂上支件的整體成形質(zhì)量較好，測(cè)量所得制件的最小厚度為1.08 mm，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果相比，最小厚度的誤差為12%，符合制件評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。制件的外緣翻邊區(qū)域無(wú)成形缺陷，驗(yàn)證了正交實(shí)驗(yàn)和有限元分析的可靠性。

圖14 千斤頂上支實(shí)物

4 結(jié)論

對(duì)千斤頂外緣翻邊進(jìn)行了Dynaform模擬分析，探究了凸模圓角結(jié)構(gòu)及半徑、凹模圓角半徑、凸凹模間隙、壓邊力對(duì)外緣曲面翻邊成形的影響規(guī)律，采用正交實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化，并得到了成形的最佳工藝參數(shù)組合。

凸模圓角結(jié)構(gòu)對(duì)外緣翻邊影響很大，優(yōu)化整體圓角不能消除破裂缺陷，采用過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)可有效降低減薄趨勢(shì)。凸凹模間隙對(duì)成形影響也比較大，取值應(yīng)適宜。壓邊力取值在實(shí)際生產(chǎn)的基礎(chǔ)上上下浮動(dòng)均可。凹模圓角對(duì)該工藝成形影響較小。正交優(yōu)化的參數(shù)組合如下：凸模圓角為過(guò)渡圓角結(jié)構(gòu)，且其齒頂大圓角和邊緣小圓角半徑分別為3.5 mm和0.7 mm，凹模圓角半徑為3.5 mm，凸凹模間隙為2.8 mm，壓邊力為50 000 N。

[1] 張帥. 鄭州市汽車(chē)維修行業(yè)的現(xiàn)狀與發(fā)展[D]. 鄭州: 河南農(nóng)業(yè)大學(xué), 2013: 2-5.

ZHANG Shuai. The Current Situation and Development of the Auto Repair Industry in Zhengzhou City[D]. Zhengzhou: Henan Agricultural University, 2013: 2-5.

[2] 趙廣濤, 袁志鵬, 吳彥駿. QP980鋼后縱梁沖壓工藝優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2020, 45(4): 62-69.

ZHAO Guang-tao, YUAN Zhi-peng, WU Yan-jun. Optimization of Stamping Process for QP980 Steel Rear Side Member[J]. Forging & Stamping Technology, 2020, 45(4): 62-69.

[3] SU Hong-liang, HUANG Liang, LI Jian-jun, et al. Inhomogeneous Deformation Behaviors of Oblique Hole-Flanging Parts during Electromagnetic Forming[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2020, 52: 1-11.

[4] PANTHI S K, RAMAKRISHNAN N, PATHAK K K, et al. An Analysis of Springback in Sheet Mental Bending Using Finite Element Method (FEM)[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 186(1/2/3): 120-124.

[5] FIRAT M, METE O H, KOCABICAK U, et al．Stamping Process Design Using FEA in Conjunction with Orthogonal Regression[J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2010, 46(11): 992-1000.

[6] LIN Zhong-qin, WANG Wu-rong, CHEN Guan-long. A New Strategy to Optimize Variable Blank Holder Force Towards Improving the Forming Limits of Aluminum Sheet Metal Forming[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 183: 339-346.

[7] 歐航, 安浩, 孫式進(jìn), 等. 5182鋁合金橢圓孔電磁翻邊數(shù)值模擬研究[J]. 精密成形工程, 2021, 13(4): 9-15.

OU Hang, AN Hao, SUN Shi-jin, et al. Numerical Simulation Study on Oblique Hole-Flanging with 5182 Aluminum Alloy Produced by Electromagnetic Forming(EMF)[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2021, 13(4): 9-15.

[8] MERKLEIN M, HAGENAH H. Introduction to Sheet-Bulk Metal Forming[J]. Production Engineering, 2016, 10(1): 1-3.

[9] 邱立, 田茜, 吳偉業(yè), 等. 基于磁場(chǎng)變換器的雙向加載式管件電磁翻邊成形效果研究[J]. 精密成形工程, 2022, 14(3): 17-24.

QIU Li, TIAN Xi, WU Wei-ye, et al. Electromagnetic Flanging Forming Effect of Bidirectional Loading Tube Fittings Based on Magnetic Field Shaper[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2022, 14(3): 17-24.

[10] 唐季平, 孫風(fēng)成, 張容, 等. 某汽車(chē)燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設(shè)計(jì)及研究[J]. 精密成形工程, 2022, 14(2): 39-45.

TANG Ji-ping, SUN Feng-cheng, ZHANG Rong, et al. Design and Study of Flanging and Forming Process of Automotive Fuel Tank Insulation Panel[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2022, 14(2): 39-45.

[11] SUBRAMANIAM S, NATARAJAN B, PONAPPA K. Assessment of Dynamic Crushing and Energy Absorption Characteristics of Thin-Walled Cylinders Due to Axial and Oblique Impact Load[J]. Steel and Composite Structures, 2018, 28(2): 179-194.

[12] 謝映光, 梁滿朝, 王成磊, 等. 鋁合金控制臂鍛造工藝及模具有限元模擬優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2021, 46(7): 7-13.

XIE Ying-guang, LIANG Man-chao, WANG Cheng-lei, et al. Optimization on Forging Process and Die for Aluminum Alloy Control Arm Using Finite Element Simulation[J]. Forging & Stamping Technology, 2021, 46(7): 7-13.

[13] KUMAR S, AHMED M, PANTHI S K. Effect of Punch Profile on Deformation Behaviour of AA5052 Sheet in Stretch Flanging Process[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2020, 20(1): 1-17.

[14] 鄧長(zhǎng)勇, 董紹江, 譚偉. 某新能源汽車(chē)輕量化地板件沖壓成形參數(shù)設(shè)計(jì)及優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2018, 43(10): 68-71.

DENG Chang-yong, DONG Shao-jiang, TAN Wei. Design and Optimization on Stamping Parameters for Lightweight Floor Parts of a New Energy Vehicle[J]. Forging & Stamping Technology, 2018, 43(10): 68-71.

[15] 臧其其, 閆華軍, 張雙杰, 等. 基于Dynaform的鋁合金汽車(chē)地板梁成形分析及工藝參數(shù)優(yōu)化[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2019, 26(2): 125-131.

ZANG Qi-qi, YAN Hua-jun, ZHANG Shuang-jie, et al. Forming Analysis and Process Parameters Optimization for Automobile Aluminum Alloy Floor Beam Based on Dynaform[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2019, 26(2): 125-131.

[16] YAGAMI T, MANABE K, YAMAUCHI Y. Effect of Alternating Blank Holder Motion of Drawing and Wrinkle Elimination on Deep-Drawability[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 187/188: 187-191.

Finite Element Analysis and Process Optimization of Forming on Automobile Jack's Upper Stent

SUN Hong-lei1, MA Shi-bo2, WANG Wei2, MU Zhen-kai2, WANG Yi-bo2, ZHAO Jun1

(1. Key Laboratory of Advanced Forging & Stamping Technology and Science, Ministry of Education, Yanshan University, Hebei Qinhuangdao 066004, China; 2. Hebei Key Laboratory of Material Near-net Forming Technology, Hebei University of Science and Technology, Shijiazhuang 050018, China)

In order to solve the problem of cracks and other defects in the forming process of mixed flanging with irregular surface on the outer edge of the Jack’s upper stent. Based on Dynaform software, the stamping simulation of Jack upper stent was carried out, and the influence laws of punch and die fillet radius, clearance between punch and die, and blank holder force on Jack upper stent forming were analyzed. Combined with forming limit diagram and thickness change cloud diagram, the process and parameters were optimized by control variable method and orthogonal test. After finite element analysis and orthogonal optimization, theouter edge flanging of the jack was as follows: The punch is a transition fillet structure, and the radius of the fillet at the root and the small fillet at the edge are 3.5 mm and 0.7 mm respectively; die fillet radius is 3.5 mm; clearance between punch and die is 2.8 mm; blank holder force is 50 000 N. Qualified parts can be produced by using the best process scheme. The thinning of the actual formed parts is basically consistent with the simulation results. The influence law of forming process parameters on parts obtained in this paper provides a certain reference basis for the study of mixed flanging forming of irregular surface.

jack's upper stent; finite element simulation; outer edge flanging; orthogonal test

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.06.011

TG386.1

A

1674-6457(2022)06-0078-08

2022–01–18

國(guó)家自然科學(xué)基金（51975509）；河北省自然科學(xué)基金（E2021208025）；河北省高層次人才資助項(xiàng)目（A202101016）

孫紅磊（1979—），男，博士，副研究員，主要研究方向?yàn)榘宀某尚涡鹿に嚒?/p>

王偉（1986—），男，博士，講師，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧暇芩苄猿尚喂に嚒?/p>

責(zé)任編輯：蔣紅晨