C型鋼的冷彎成形工藝參數(shù)分析及優(yōu)化

李子軒, 束學(xué)道, 郭德林,王英, 位杰, 周子榮

(1.寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院，浙江 寧波 315211；2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 寧波 315211；3.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088)

C型鋼的冷彎成形工藝參數(shù)分析及優(yōu)化

李子軒, 束學(xué)道, 郭德林,王英, 位杰, 周子榮

(1.寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院，浙江 寧波 315211；2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 寧波 315211；3.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088)

針對(duì)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法在工藝參數(shù)水平較多時(shí)，試驗(yàn)數(shù)量巨大，甚至無法進(jìn)行的缺點(diǎn)，本文提出了利用均勻試驗(yàn)的方法來研究多水平工藝參數(shù)對(duì)C型鋼成形質(zhì)量的影響。先是采用MSC.Marc 對(duì)C型鋼的整體及各層的應(yīng)力應(yīng)變分布進(jìn)行了分析。然后，將基于均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)獲得的計(jì)算結(jié)果樣本在MATLAB中對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行了回歸分析，得到了優(yōu)化的工藝參數(shù)。結(jié)果表明：合理的工藝參數(shù)能夠降低板材成形的邊部最大等效應(yīng)變，有效改善了冷彎產(chǎn)品的質(zhì)量。

C型鋼；等效應(yīng)力；均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)；回歸分析；最大等效塑性應(yīng)變;冷彎成形

冷彎成形作為一種塑性成形的加工工藝，其所生產(chǎn)的產(chǎn)品與國(guó)民生活息息相關(guān)，隨著冷彎型鋼市場(chǎng)需求的逐年增長(zhǎng)，對(duì)成形產(chǎn)品的質(zhì)量也提出了更高的要求[1-3]。在冷彎成形的眾多產(chǎn)品中，C型鋼作為建筑施工的金屬骨架、吊頂?shù)葟V泛的應(yīng)用于賓館、候機(jī)樓、車站、游樂場(chǎng)、工廠、寫字樓、頂棚等場(chǎng)所，其成形質(zhì)量的好壞也影響著這些場(chǎng)所的使用。而冷彎產(chǎn)品的質(zhì)量取決于合理的成形工藝參數(shù)[4-6]，因此，探尋合理的成形工藝參數(shù)對(duì)提高冷彎成形產(chǎn)品的質(zhì)量有著重要的工程應(yīng)用意義。對(duì)冷彎成形工藝參數(shù)的研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)軋輥間距大于成形長(zhǎng)度時(shí)，產(chǎn)生回彈，而軋輥間距過小時(shí)，板材彎曲褶皺；而間距的增大會(huì)減小板材邊緣的異常塑性變形，而有限元仿真中進(jìn)給速度施加在板材的前端或是板材與軋輥的接觸面上，對(duì)成形產(chǎn)品縱向應(yīng)變的大小并無明顯的影響[7-9]。摩擦系數(shù)，板材的進(jìn)給速度對(duì)板材的成形應(yīng)變影響較小，而成型角增量的減小能有效降低成形應(yīng)變并減小成形產(chǎn)品的彎曲缺陷[10-11]。仿真結(jié)果中的縱向應(yīng)變可以通過有限元軟件得到，然而實(shí)驗(yàn)中的板材應(yīng)變的測(cè)量較難實(shí)現(xiàn)，通過對(duì)軋機(jī)軋輥的改造，使得應(yīng)變測(cè)量?jī)x可以通過上下軋輥的間隙而對(duì)板材成形的應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量[12]。

本文以C型鋼作為研究對(duì)象，以UC40冷彎?rùn)C(jī)作為試驗(yàn)機(jī)，采用底線水平法而不是上、下山法布置軋輥[13-14]，通過MSC.Marc對(duì)C型鋼進(jìn)行了成形過程的仿真，分析了板材不同層面及整體的應(yīng)力、應(yīng)變分布情況，此外，選取軋輥間距和板材進(jìn)給速度兩項(xiàng)工藝參數(shù)作為研究對(duì)象，以等效應(yīng)力和等效應(yīng)變作為成形質(zhì)量的指標(biāo)，摒棄了無法進(jìn)行因素多水平試驗(yàn)的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)[15]，而采用了均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)與有限元仿真相結(jié)合的方法，對(duì)C型鋼成形的工藝參數(shù)進(jìn)行了分析和優(yōu)化。

1 C型鋼成形的模型建立

1.1 模型的基本參數(shù)

本文所使用的C型鋼的基本尺寸及成形道次的輥花圖如圖1(a)、(b)所示，加拿大的喬治·哈姆斯[16]以及日本的小奈弘[17]都提出過關(guān)于冷彎產(chǎn)品成形道次的計(jì)算公式，但由于冷彎產(chǎn)品的種類繁多，應(yīng)用廣泛，這些公式也并不具有普適性，不能給行業(yè)人員提供有效的理論參考；本文所采用的冷彎?rùn)C(jī)共有十個(gè)道次，將其劃分為四部分：第一部分為第一道次，作為咬入段，用于3 mm處的折彎，軋輥的咬入角為90°；第二部分為第二、三道次，用于5 mm處的折彎，軋輥成形角分別為(60°、90°)；第三部分為四到九道次，用于19 mm處的折彎，由于板材的塑性變形較大，故在此采取6個(gè)道次成形，軋輥成形角分別為(19°、38°、57°、74°、85°、90°)；第四部分為第十道次，作為過彎道次，成形角為95°，其目的是矯正回彈。另有兩道次立輥L1和L2，分別位于第三、四道次間和第十道次后，同樣為了矯正回彈。根據(jù)結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，也為了減小計(jì)算量，提高求解效率，采取板材的一半進(jìn)行建模，結(jié)構(gòu)模型如圖2所示。

圖1 C型鋼的基本尺寸及成形過程Fig.1 Basic dimensions and forming process of C-channel steel

圖2 冷彎成形的仿真模型Fig.2 The simulation model of cold roll forming

其中，模型的軋輥全部設(shè)置為剛體，板材采用雙層八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元element7建模，建立的板材模型厚度為0.5 mm，寬度為47.5 mm，長(zhǎng)度為47.5 mm，并對(duì)單元進(jìn)行局部加密的網(wǎng)格劃分，加密網(wǎng)格主要集中在成形第一、二部分道次的區(qū)域，即板材的邊部。由于冷彎成形的特點(diǎn)為金屬的塑性變形且具有回彈，故本文使用彈塑性有限元的方法，設(shè)置的板材彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，板材的進(jìn)給速度為150 mm/s，軋輥間距為210 mm，板材與軋輥間的摩擦系數(shù)為0.2。

此外，板材的等效應(yīng)力-等效應(yīng)變關(guān)系[18]為

1.2 模型初始條件的設(shè)立

實(shí)際的冷彎?rùn)C(jī)下輥為驅(qū)動(dòng)輥，上輥為從動(dòng)輥，板材咬入冷彎?rùn)C(jī)后，靠軋輥間轉(zhuǎn)動(dòng)的摩擦力帶動(dòng)板材進(jìn)給，為了簡(jiǎn)化模型，便于計(jì)算，本文的模型將軋輥的上下兩輥均設(shè)置為驅(qū)動(dòng)輥，在板材的尾部設(shè)立推板，通過給推板一個(gè)不變的進(jìn)給速度來帶動(dòng)板材的進(jìn)給；為了保證進(jìn)給過程中板材的理想進(jìn)給，還需要對(duì)板材施加邊界條件作為約束，施加的邊界條件如圖3所示，在作為對(duì)稱面的板材節(jié)點(diǎn)上固定了節(jié)點(diǎn)在Y、Z、Rx及Rz方向的自由度，避免板材在進(jìn)給成形過程中出現(xiàn)滑移、褶皺等現(xiàn)象。

圖3 板材的邊界條件Fig.3 Boundary conditions of the strip

2 結(jié)果分析討論

2.1 板材應(yīng)力應(yīng)變的分層分析

雖然本文所采用的板材為0.5 mm厚的帶鋼，但為了深入的研究和分析各層的應(yīng)力及應(yīng)變，并沒有對(duì)薄壁實(shí)體采用殼單元或殼-體單元，而是采用了element7的體單元，雖然增大了計(jì)算量及計(jì)算時(shí)間，但體單元更真實(shí)的模擬了板材的實(shí)際成形狀況，故在劃分網(wǎng)格時(shí)將帶鋼在厚度上劃分成雙層厚度為0.25 mm的單元，并將板材定義為頂層、中間層、底層三層，如圖4所示，便于分層分析，并取位于板材中段的節(jié)點(diǎn)B1和節(jié)點(diǎn)B2作為分析對(duì)象；本文的等效應(yīng)力為等效的馮·米塞斯應(yīng)力(以下簡(jiǎn)稱等效應(yīng)力)，圖5(a)為板材中段的頂、中、底三層的等效應(yīng)力分布，等效應(yīng)力的幾個(gè)峰值點(diǎn)分別位于C型鋼成形的過彎段，三層的應(yīng)力分布趨勢(shì)相同，應(yīng)力值相差較小，但板材的內(nèi)層受力略大于中層和外層，圖5(b)中板材等效塑性應(yīng)變(以下簡(jiǎn)稱等效應(yīng)變)的分布也證實(shí)了這點(diǎn)，等效應(yīng)變的峰值點(diǎn)位置也與等效應(yīng)力的大體相同。

圖4 測(cè)量節(jié)點(diǎn)分布Fig.4 The distribution of measurement nodes

2.2 板材整體應(yīng)力應(yīng)變分布及分析

取圖4中板材前段節(jié)點(diǎn)A1、A2及板材后段節(jié)點(diǎn)C1、C2作為測(cè)量節(jié)點(diǎn)，對(duì)板材前段和后段對(duì)比分析。

圖6(a)中的板材等效應(yīng)力云圖顯示了板材成形到第九道次后應(yīng)力的整體分布，可見板材咬入段的成形質(zhì)量較差，咬入段過后，成形質(zhì)量有明顯改善，由圖6(b)可知，在經(jīng)過同一道次時(shí)，后段的等效應(yīng)力大于前段，這主要與所設(shè)置的推板的推力有關(guān)，圖中的C型鋼成品為UC40冷彎?rùn)C(jī)實(shí)驗(yàn)所得，由此可知仿真與實(shí)驗(yàn)的成形產(chǎn)品具有較好的一致性。由圖7(a)、(b)可以看出板材的大應(yīng)變主要集中在咬入段和折彎處，且板材后段的等效應(yīng)變也略大于前段。

圖5 節(jié)點(diǎn)B1至節(jié)點(diǎn)B2間三層應(yīng)力和應(yīng)變分布Fig.5 The stress and strain distribution of three layers from node B1 to node B2

圖6 等效應(yīng)力整體分布及前、后段應(yīng)力對(duì)比Fig.6 Equivalent stress distribution and stress comparison between front part to behind part of the strip

圖7 等效應(yīng)變整體分布及前、后段應(yīng)變對(duì)比Fig.7 Equivalent strain distribution and strain comparison between front part to behind part of the strip

3 冷彎成形工藝參數(shù)的均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)是采用均勻設(shè)計(jì)表安排試驗(yàn)，而用回歸分析的方法進(jìn)行數(shù)據(jù)分析的一種試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法[19]，相比于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)只考慮試驗(yàn)范圍內(nèi)試驗(yàn)點(diǎn)的均勻分散，不考慮試驗(yàn)點(diǎn)的整齊可比，但水平因素相對(duì)較多時(shí)，并不需要進(jìn)行正交試驗(yàn)平方次的試驗(yàn)次數(shù)，從而使用較少的試驗(yàn)次數(shù)能夠較多的因素水平數(shù)。本文以板材的進(jìn)給速度和軋輥間距兩項(xiàng)因素為研究對(duì)象，各取5個(gè)水平，如表1。

表1 因素水平表

為了提高仿真試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確度，本文采取了比仿真試驗(yàn)次數(shù)增加一倍的均勻設(shè)計(jì)表U×10(10)10進(jìn)行仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)，將均勻設(shè)計(jì)表理論上的10水平變?yōu)?水平的重復(fù)仿真試驗(yàn)，從而增加了仿真試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確度及可信度。本文采用的10組均勻試驗(yàn)方案如表2所示。

表2 試驗(yàn)方案及結(jié)果

3.2 結(jié)果分析

根據(jù)上述的試驗(yàn)方案進(jìn)行仿真試驗(yàn)，測(cè)量結(jié)果為A1、A2間的節(jié)點(diǎn)在第三道次折彎處的最大等效應(yīng)變，所得數(shù)據(jù)如表2所示，均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)并不能按照正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)一樣進(jìn)行方差分析，只能進(jìn)行直觀分析或是回歸分析，直接觀察可知：表2中的試驗(yàn)方案3所測(cè)得的最大等效應(yīng)變值最小，如果僅從這十組方案中選擇工藝參數(shù)，方案3即為較優(yōu)方案。由于均勻試驗(yàn)試驗(yàn)點(diǎn)分布的均勻性，經(jīng)過大量實(shí)踐證明，較優(yōu)解與最優(yōu)解的結(jié)果相差不大。

將表2中的數(shù)據(jù)導(dǎo)入Matlab進(jìn)行回歸分析以求解最優(yōu)方案，采用二次多項(xiàng)式的回歸方式得到仿真試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合方程為

y=0.097 014-3.746×10-6v+7.897×10-6d+ 1.317×10-8v2-1.1503×10-8d2

式中：y為最大等效應(yīng)變，v為板材的進(jìn)給速度，d為軋輥間距，兩項(xiàng)工藝參數(shù)的影響指標(biāo)見表3，由逐步回歸分析得到的標(biāo)準(zhǔn)化逐步回歸系數(shù)的大小可以作為影響等效應(yīng)變的參考指標(biāo)，由表3可知軋輥間距d對(duì)等效應(yīng)變的影響大于板材的進(jìn)給速度v；由線性回歸分析得到的Fα為因素的臨界水平值，以判定因素的影響是否顯著，F(xiàn)為數(shù)據(jù)的實(shí)際水平值，通過F與Fα的比較發(fā)現(xiàn)，兩工藝參數(shù)的影響均不顯著，可見進(jìn)給速度和軋輥間距兩項(xiàng)工藝參數(shù)均不是影響產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵因素，但仍有一定的影響作用；對(duì)回歸方程求解偏導(dǎo)，得到的最優(yōu)條件為v=142.2 mm/s，d=343.3 mm，近似可得v=140 mm/s，d=340 mm，進(jìn)行仿真驗(yàn)證，得到的數(shù)據(jù)如表2中的優(yōu)化所示，可見優(yōu)化組的工藝參數(shù)相比前十組方案的等效應(yīng)變均要小，由于兩項(xiàng)工藝參數(shù)對(duì)板材成形的等效應(yīng)變影響都很小，故優(yōu)化后的應(yīng)變值并沒有明顯的降低，但一定程度上減小了等效應(yīng)變的峰值，可以作為工藝參數(shù)選用的參考，實(shí)際生產(chǎn)中，該兩項(xiàng)參數(shù)的選取還要結(jié)合電機(jī)、場(chǎng)地大小等進(jìn)一步考慮獲得。

表3 工藝參數(shù)的影響指標(biāo)

4 結(jié)論

1)板材采用體單元建模，雖然增加了計(jì)算時(shí)間，但更加真實(shí)地模擬了成形過程，分層分析發(fā)現(xiàn)總體上板材內(nèi)層受到的應(yīng)力相對(duì)于中層和外層較大，所產(chǎn)生的變形也較大，由于成形過程中板材折彎處的異常應(yīng)變易使得附近區(qū)域產(chǎn)生異常應(yīng)變，故在設(shè)計(jì)時(shí)更應(yīng)著重考慮控制折彎處內(nèi)層的應(yīng)力應(yīng)變。板材后段產(chǎn)生的等效應(yīng)變也略大于板材的前段，由成形過程也易知板材在進(jìn)給咬入段的成形質(zhì)量較差，這主要是由于成形道次的第一部分咬入角太大且僅有一個(gè)道次，因此為了改善C型鋼的成形質(zhì)量，可以減小咬入角并增加咬入段的成形道次。

2)相比于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，利用均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)與有限元仿真模擬相結(jié)合的方法，能夠?qū)哂写罅克降囊蛩剡M(jìn)行組合試驗(yàn)且避免了龐大的試驗(yàn)次數(shù)，可以用于冷彎成形工藝參數(shù)的優(yōu)化，在實(shí)際生產(chǎn)中，對(duì)工藝參數(shù)設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值。

3)本文所采取的均勻試驗(yàn)設(shè)計(jì)因素采用5水平，且只將一個(gè)關(guān)鍵道次的等效應(yīng)變作為指標(biāo)，不管是因素、水平還是指標(biāo)的數(shù)量都相對(duì)較少，進(jìn)一步的研究可增加以上三者的試驗(yàn)基數(shù)；而針對(duì)于本優(yōu)化方案的結(jié)果，可根據(jù)兩因素對(duì)成形質(zhì)量的影響程度在優(yōu)化參數(shù)的數(shù)值附近進(jìn)一步細(xì)化水平并進(jìn)行試驗(yàn)，使得所得的結(jié)果更為精確；以上仿真試驗(yàn)的相關(guān)數(shù)據(jù)也需要實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證。

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Analysis and optimization of process parameters in cold roll forming of C-channel steel

LI Zixuan1,2, SHU Xuedao1,2, GUO Delin3, WANG Ying1,2, WEI Jie1,2, ZHOU Zirong1,2

(1. Faculty of Mechanical Engineering & Mechanics, Ningbo University, Ningbo 315211, China; 2. Zhejiang Provincial Key Laboratory of Part Rolling Technology, Ningbo 315211, China; 3. Central Research Institute of Building and Construction Co., Ltd, Beijing 100088, China)

Because of the multi-level process parameters on orthogonal experimental design requires many experiments to test and, even so, testing can never really be completed. In this study, we applied a uniform experimental design method to investigate the effects of multi-level process parameters on the forming quality of C-channel steel. First, we used MSC’s Marc software to analyze the stress and strain distributions of C-channel steel both integrally and layer by layer. Then, in Matlab, we performed a regression analysis of the calculation results based on our uniform experimental design and obtained the optimized process parameters. The results show that the equivalent plastic strain at the edge of the plate was decreased and the product quality was effectively improved due to the optimized process parameters.

C-channel steel; equivalent stress; uniform experimental design; regression analysis; maximum equivalent plastic strain

2016-03-14.

日期：2017-01-11.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51475247)；浙江省科技計(jì)劃項(xiàng)目(2016C31018)；寧波市自然科學(xué)基金項(xiàng)目(2015A610099).

李子軒(1991-), 男, 碩士研究生； 束學(xué)道(1968-), 男, 教授, 博士生導(dǎo)師.

束學(xué)道，E-mail:shuxuedao@nbu.edu.cn.

10.11990/jheu.201603043

TG335.5

A

1006-7043(2017)03-0446-06

李子軒, 束學(xué)道, 郭德林，等.C型鋼的冷彎成形工藝參數(shù)分析及優(yōu)化[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 38(3):446-451.

LI Zixuan, SHU Xuedao, GUO Delin，et al.Analysis and optimization of process parameters in cold roll forming of C-channel steel[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2017, 38(3):446-451.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170111.1509.006.html