某汽車燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設計及研究

唐季平，孫風成，張容，宋杰，李云輝，李萍

某汽車燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設計及研究

唐季平1，孫風成2，張容2，宋杰2，李云輝2，李萍2

（1. 南通福樂達汽車配件有限公司，江蘇 南通 226300；2. 合肥工業大學 材料科學與工程學院，合肥 230009）

為了成形高質量、少缺陷的汽車燃油箱隔熱板。采用整體翻邊-局部反拉深的工藝方法，以隔熱板曲面凸臺圓角處的最大減薄率為試驗指標，采取正交試驗及極差分析確定最優成形工藝參數，并利用有限元數值軟件對其成形過程進行模擬。各因素對曲面凸臺圓角減薄的影響主次順序為：凸模下壓速度、摩擦因數、凸模與頂出塊夾緊力，最優成形工藝參數組合為：下壓速度為10 mm/s、摩擦因數為0.12、夾緊力為40 kN。由等效應變結果分析得出，隨著變形量的增加，左側翻邊曲面等效應變分布大于右側，兩側翻邊曲面交接處也積累了較大應變。實際成形件的最大減薄率為凸臺位置的17.1%，滿足生產要求。在最優工藝參數下生產出合格隔熱件，實際成形件的減薄情況與模擬結果基本一致，驗證了模具設計和模擬的準確性，這對于成形結構復雜的異形構件具有一定的指導意義。

異形燃油箱隔熱板；整體翻邊-局部反拉深；正交試驗；試驗驗證

隨著汽車行業的不斷發展，汽車燃油箱的結構也越來越復雜，燃油箱隔熱件的異形化就是重要體現[1]，因此形狀復雜的燃油箱隔熱件對成形工藝設計提出了較高的要求。采用傳統制造工藝成形燃油箱隔熱件存在產品精度低、力學性能差、材料利用率低和生產成本高等缺點[2]，而采用沖鍛成形工藝不僅可以提高復雜工件的成形效率和縮短工藝鏈，而且還能提高零件的材料利用率和力學性能[3]。異形翻邊件經常有曲面凸臺、邊耳等結構，通常采用整體翻邊-局部反拉深的成形工藝，這種工藝可能會出現翻邊起皺、翻邊開裂、凸臺部位開裂等問題[4-8]。

隨著有限元仿真模擬技術在生產中的應用，實現了模具設計的仿真，能夠直接數據化地應用與預測，而且操作方便，還能節約大量的人力、物力，降低生產成本等[9]。許多研究者[10-12]利用數值模擬軟件進行仿真分析，通過分析零件結構確定工藝方案，設計并建立沖壓成形模型，發現成形過程的缺陷并提出工藝改進措施，最終破裂和起皺缺陷均被消除。因此，在投入生產之前往往需要通過數值模擬來驗證工藝的可行性，文中就某汽車燃油箱隔熱板設計了一套成形模具，并通過數值模擬對該件成形模具的合理性進行驗證。

1 零件分析與工藝設計

研究的隔熱件如圖1所示，該隔熱件屬于復雜空間異形曲面結構，零件上半部為不同尺寸的兩側外緣異形翻邊結構，翻邊曲面的寬度分別為255.0 mm和120.0 mm，左側翻邊曲面整體呈內凹弧結構，且該部位需成形凸臺，隔熱件底部有2條長度約為141.0 mm和83.0 mm的空間彎曲凹槽，并附加一寬度約為50.0 mm的邊耳。隔熱件沖壓成形采用SPHE的冷軋鋼板，初始板坯厚度為1.5 mm，其屈服強度為325 MPa，密度為7.851 g/cm3，彈性模量為305 GPa，泊松比為0.29[13]。

異形翻邊件的成形要保證零件的精度、力學性能及零件厚度等滿足使用要求。針對以上內容，文中采用精度較高的沖壓模具，可有效成形隔熱件表面凹槽、曲面凸臺及邊耳等結構，同時又能保證滿足其使用精度要求。對于零件整體的力學性能，一般認為在壁厚滿足使用要求的條件下，其力學性能同樣也能滿足要求，即力學性能受零件厚度減薄的影響較大[14]。綜上所述，文中將主要針對隔熱件的壁厚減薄情況進行研究。

經初步分析，文中研究的隔熱件特征部位如兩側翻邊、曲面凸臺和邊耳處均易發生減薄，其中發生最大減薄處可能位于曲面凸臺處，分析如下：板料左側經翻邊成形的曲面發生一定減薄，且翻邊邊緣處需成形一凸臺，經沖壓成形后減薄程度增加，于是如圖1所示的凸臺底部圓角易成為減薄危險區，此處也最容易發生破裂。

圖1 零件示意

合格的汽車燃油箱隔熱板要求成形后無開裂、起皺等缺陷，并且規定減薄率要低于20%。圖2為隔熱板成形的工藝流程，通過對零件進行工藝分析并根據實際生產經驗，制定了一套成形工藝流程：沖裁落料-翻邊沖壓成形-沖孔、機加工及表面處理。在成形工藝中，沖裁落料分2步進行：第1步沖裁出邊耳的外部輪廓，第2步精裁出邊耳整體形狀；預制坯經過翻邊沖壓工序，成形2個翻邊曲面、曲面凸臺、邊耳以及底部2條凹槽；最后再進行沖孔、機加工及表面處理，使零件尺寸精度達到圖紙要求。

圖2 零件成形工藝流程

2 有限元建模

在保證隔熱件成形質量的前提下，根據沖壓模具設計手冊以及實際生產經驗，設計了一套隔熱件翻邊模具，圖3為凹模結構示意圖，為了更加清楚地展示模具裝配，設計采用1/4模型準則，其中有限元模型示意圖如圖4所示。整個運動過程如下：首先，凸模往下運動2.8 mm，與頂出塊一起成形隔熱件底部2條凹槽的平直部分；然后，凸模和頂出塊壓住板坯往下進給，將板坯壓入凹模進行翻邊，在翻邊成形的后期，板坯與成形頂柱一以及成形頂柱二接觸，成形曲面凸臺和邊耳部分；最后，頂出塊和凸模一起往上進給將翻邊后的隔熱件頂出。

在建立合理的有限元模型后，需要確定相應的模擬參數。針對前文的零件分析，得出左側翻邊上的曲面凸臺為成形危險區，最易發生減薄開裂。影響凸臺成形質量的參數主要為：凸模下壓速度、摩擦因數、凸模與頂出塊夾住板料的夾緊力、頂柱一與凸模成形凸臺型腔的模具間隙、頂柱一與成形凸臺型腔模具圓角大小等。由于凸臺特征尺寸已經確定，故上述的成形凸臺模具間隙與模具圓角大小確定，因此選擇下壓速度、摩擦因數、夾緊力作為成形凸臺質量的主要因素。

圖3 凹模結構示意

圖4 有限元模型建立

3 正交試驗模擬結果

正交試驗是分析多因素、多水平的一種試驗設計方法，通過極差分析法得出各因素對試驗指標影響的主次關系。根據上文對零件結構的分析，文中以凸臺位置最大減薄率為試驗指標，分別選取下壓速度、摩擦因數、夾緊力為影響因素，設計三因素三水平的正交試驗表，共分9組進行試驗，見表1和表2。

表1 正交試驗因素水平表

Tab.1 Factors and levels of orthogonal experiment

表2 正交試驗方案及結果

Tab.2 Schemes and results of orthogonal experiment

表3 正交試驗極差分析結果

Tab.3 Range analysis results of orthogonal experiment

4 最優工藝參數模擬及結果分析

采用DEFORM-3D有限元軟件進行模擬分析，坯料設為塑性體，模具設為剛性體，板坯網格劃分為400 000個單元，對成形凸臺的板坯部分進行局部網格細化分，所用材料對應DEFORM材料庫為AISI-1008，溫度設置為20 ℃[15-16]，在最優成形參數條件下（凸模下壓速度為10 mm/s，摩擦因數為0.12，凸模與頂出塊夾緊力為40 kN）進行模擬。

圖5為隔熱件拉深翻邊不同成形量下所對應的板坯等效應變分布，可以看出，當變形量達到3%時，凸模的2個凸筋對板坯進行局部拉深，迫使金屬向頂出塊的凹槽流動，成形了零件2道凹槽的平直部分，其中零件2道凹槽整體的等效應變分布較均勻，在凹槽末端底部的等效應變相對較大，最大值為0.4，另外，板坯大部分金屬被凸模壓住，而成形邊耳的部分金屬未受到凸模擠壓，產生微小的向上翹曲變形。

當變形量達到35%時，凸模和頂出塊壓住板坯一起往下進給，此時2個翻邊曲面交接處的金屬受到凸模擠壓作用，一方面金屬往兩側翻邊曲面以及向下流動，另一方面往外側流動產生“鼓包”結構，因此該部分的等效應變分布較大，最大值為3.72；此外在形成翻邊曲面過程中，等效應變同時分布在板坯與凸模圓角以及凹模邊緣接觸處，主要原因是凸模圓角對板坯存在著擠壓作用，另外在凹模邊緣對板坯有“刮蹭”現象，使板坯在這部分的等效應變分布較大。

圖5 翻邊沖壓成形4個階段等效應變分布

當變形量達到67%時，左側曲面翻邊已經完成，由于左側翻邊曲面整體為內凹弧結構，其豎邊的金屬受到凸模和凹模的擠壓作用，尤其是凹模邊緣對曲面豎邊有較大“刮蹭”作用，因此存在相對明顯的等效應變分布，豎邊的邊緣由于變形積累，其等效應變分布略大于豎邊的中下部分；右側翻邊曲面目前整體變形程度較小，在凸模擠壓作用和凹模邊緣“刮蹭”作用下，產生切向拉伸變形，存在著一定的等效應變分布；在2個翻邊曲面交接處凸模的作用下，金屬進一步向兩側的翻邊曲面流動，變形程度進一步增加，因此存在較明顯的等效應變分布且最大值為5.73；在凸模的擠壓作用下，2條凹槽的彎曲部分逐漸成形，同時存在等效應變分布。

當變形量達到100%時，左側翻邊曲面等效應變分布明顯高于右側，這是由于左側翻邊曲面的變形程度較大，應變積累遠大于右側翻邊曲面；曲面凸臺和邊耳受到2根成形頂柱的擠壓成形，等效應變最大值分別為0.43和0.38；在翻邊過程中兩側翻邊曲面交接處應變不斷積累，等效應變最大值達到了5.76。

圖6為零件最終成形效果，可以看出，隔熱件翻邊效果良好，沒有產生翻邊起皺、翻邊疊料以及翻邊開裂等缺陷，翻邊曲面上的凸臺和2條空間彎曲的凹槽成形飽滿且無明顯的減薄開裂，零件壁厚達到了所需的要求，其中過渡圓弧部分有少許飛邊，后續可通過機加工去除。

圖6 零件最終成形效果

5 試驗驗證

結合模擬分析結果，在JH21-1608沖床上進行試驗，然后再進行沖孔、機加工及表面處理，所得零件見圖7，可以看出零件成形質量良好，無明顯缺陷產生。

圖7 翻邊成形件

為了進一步了解模擬結果與實際成形件之間的差距，在如圖7所示的翻邊成形件上選擇包括曲面凸臺的壁厚減薄可能較大的7個點，對其厚度變化進行研究，分別計算出各點的厚度減薄率，并與模擬結果進行比較。對比結果如圖8所示，可以看出，模擬結果與試驗結果基本一致，在厚度變化情況上，試驗所得成形件的減薄率略低于模擬所得結果，但兩者變化趨勢基本相似。同時由于最大減薄率僅為17.1%，符合零件正常使用的要求，因此該零件的成形是合格的。

從圖7中得出1點處為最大減薄位置，實際試驗減薄率達到17.1%，分析原因是1點處為曲面凸臺的底部圓角位置，在經成形頂柱擠壓變形時受到拉應力作用，凸臺底部平面幾乎不變形，于是在拉應力作用下凸臺圓角處成為變形最大處，因此產生較大的厚度減薄。同理，在邊耳折邊位置的2點處，長凹槽3和4點處因受到不同程度的拉應力作用而發生一定的減薄。5和7點分別為兩側外緣翻邊位置處，6點為兩側外緣翻邊的交接處，從圖7可以看出翻邊交接處的減薄率略大于兩側翻邊處，分析原因是在成形左右兩側翻邊的過程中，凸模對兩側外緣進行擠壓，同時凹模邊緣對兩側豎邊具有“刮蹭”作用，產生明顯的切向拉伸變形，于是此處區域板料會發生減薄，6點位置的板料在2個翻邊曲面交接處凸模的作用下，金屬進一步向兩側翻邊曲面流動，因此此處減薄率會大于位于兩側外緣的5和7點處。

對所選取7個點的實際變形程度及應變情況進行分析，1點所在的曲面凸臺底部圓角位置位于左側翻邊曲面上，此處板料最先受到凸模與凹模的擠壓作用，成形出翻邊曲面，板料產生一定的變形，后經成形頂柱一的拉深作用成形出凸臺形狀，因此1點處的總體變形程度較大，等效應變達到了0.43，同時也是減薄最嚴重的部位。在成形頂柱二的擠壓作用下邊耳發生折彎成形，2點所在的折邊位置受到邊耳折彎影響，發生一定程度的變形及減薄，等效應變達到了0.38。3和4點處的凹槽平直和彎曲位置受凸模擠壓作用均發生變形，由于凹槽深度較小，因此整個凹槽的變形程度和應變較小，減薄率也小于其他標記點的位置。5，6，7這3點均選自零件的翻邊位置，其中5和7點所在的外緣兩側位置受到凸模與凹模的翻邊擠壓，產生一定的變形和減薄，由于兩側翻邊變形的累積，在6點的翻邊交接處產生了相對較大的變形和應變，此處的減薄率也大于除曲面凸臺1點外的其他位置。

圖8 減薄率結果對比

6 結論

1）設計的翻邊-局部反拉深模具成形出的隔熱件無起皺、破裂等缺陷，整體成形質量良好。

2）采用了正交試驗和極差分析研究方法，得出影響零件減薄的主要因素是凸模下壓速度，板料夾緊力和摩擦力的影響程度次之。

3）實際翻邊成形件的1點處為翻邊曲面凸臺的底部圓角位置，凸臺在經成形頂柱擠壓時受到拉應力作用，底部平面幾乎不變形，于是變形主要集中在與底部平面相連的圓角位置處，此處產生了較大的厚度減薄。

4）此研究對其他形狀復雜結構件的成形具有借鑒意義，如可通過合理設計多個模具分別成形出結構件不同區域的特征部位，并通過對關鍵部位的成形參數選擇來確定最優工藝參數。后亦可通過進一步優化工藝設計和正交試驗方案，成形出更加高質量少缺陷的汽車燃油箱隔熱件。

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Design and Study of Flanging and Forming Process of Automotive Fuel Tank Insulation Panel

TANG Ji-ping1, SUN Feng-cheng2, ZHANG Rong2, SONG Jie2, LI Yun-hui2, LI Ping2

(1. Nantong Fuleda Vehicle Accessory Component Co., Ltd., Nantong 226330, China; 2. School of Materials Science and Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

The work aims to form high-quality automotive fuel tank insulation panel with fewer defects. The process method of integral flanging and local back drawing was adopted, and the maximum thinning rate at the rounded corner of the heat shield surface bump was taken as the experimental index. The optimal forming process parameters were determined by orthogonal test and range analysis, and the forming process was simulated by finite element numerical software. The order of effect of each factor on fillet thinning of curved boss was as follows: punch lowering speed, friction coefficient, and clamping force between punch and ejection block. The optimal combination of forming process parameters was as follows: press speed of 10 mm/s, friction coefficient of 0.12, and clamping force of 40 kN. According to the analysis of equivalent strain results, with the increase of deformation, the equivalent strain distribution of the left flanging surface was greater than that of the right, and the junction of the two flanging surfaces also accumulated a large strain. The maximum thinning rate of the actual forming part was 17.1% of the boss position, which met the production requirements. The qualified heat insulation parts can be produced under the optimal process parameters, and the thinning of the actually formed parts is basically consistent with the simulation results, which verifies the accuracy of the mold design and simulation and has certain guiding significance for forming the shaped components with complex structures.

shaped fuel tank insulation panels; integral flanging-partial back drawing; orthogonal experiment; experimental verification

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.02.007

TG386.1

A

1674-6457(2022)02-0039-07

2021-07-09

安徽省重點研究和開發計劃（面上攻關）（201904a05020075）

唐季平（1963—），男，工程師，主要研究方向為精密塑性成形。

李萍（1973—），女，博士，教授，主要研究方向為精密塑性成形工藝與仿真。