車用千斤頂上支成形有限元分析及工藝優化

孫紅磊，馬世博，王偉，穆振凱，王奕博，趙軍

車用千斤頂上支成形有限元分析及工藝優化

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 先進鍛壓成形技術與科學教育部重點實驗室，河北 秦皇島 066004；2.河北科技大學 河北省材料近凈成形技術重點實驗室，石家莊 050018）

解決千斤頂上支外緣不規則曲面混合翻邊成形過程中容易出現的破裂等缺陷問題?；贒ynaform軟件對千斤頂上支進行沖壓仿真模擬，分析凸凹模圓角半徑、凸凹模間隙、壓邊力對千斤頂上支成形的影響規律，并結合成形極限圖、厚度變化云圖等，采用控制變量法、正交實驗對其工藝和參數進行優化。經有限元分析和正交優化的千斤頂外緣曲面翻邊工藝如下：凸模圓角為過渡圓角結構，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出合格制件，實際成形件的減薄情況與模擬結果基本一致，所得成形工藝參數對制件的影響規律可為研究不規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；正交實驗

隨著社會經濟的發展，汽車工業的發展規模越來越大，對汽車維修輔助工具的要求也日趨提高。千斤頂作為汽車維修工的“生命支柱”，在汽車維修護理中發揮著至關重要的作用[1]。千斤頂上支的沖壓成形過程涉及了許多物理現象，是一個具有高度非線性的彈塑性變形過程[2]。傳統模具設計缺乏理論指導，只能依靠經驗進行反復試模與調整，直至成形出合格零件，這一過程所需時間較長并且資金耗費嚴重[3]。

采用有限元技術進行分析優化可以加快產品的開發速度。專用板材成形仿真軟件可以對現有模具的板材成形過程進行模擬分析，并得出符合實際的修調解決方案，提高產品的品質[4-6]。千斤頂上支是齒條千斤頂關鍵成形部件之一，其品質直接影響到千斤頂的使用年限，但因受實際加工的限制，其邊緣曲線復雜，圓角要求嚴格，容易出現破裂，導致沖壓成形難度較大[7-11]。沖壓工藝的模具參數和工藝參數優化過程復雜，許多因素都直接或間接地影響成形結果。因此，通過成熟的仿真技術可以減少千斤頂上支成形的試模次數，降低開發所需成本，節約時間。同時，在一定條件下還可以使模具和工藝設計達到最佳配合，提高千斤頂上支產品的成形品質[12-14]。

文中基于Dynaform軟件進行千斤頂上支外緣曲面翻邊模擬，在分析各工藝參數對制件影響規律的基礎上，結合正交優化方法[15]，給出能獲得理想成形制件的工藝方案及參數。

1 千斤頂上支結構分析

圖1為280B千斤頂上支，材料為SAPH440，厚度為2.0 mm，化學成分如表1所示，SAPH440的抗拉強度≥440 MPa，屈服強度≥305 MPa，伸長率≥30%。該制件沖壓工序包括落料、內圓孔翻邊、外緣曲面翻邊和沖孔。落料和沖孔為簡單工藝，沖壓成形中不易產生缺陷。成形缺陷主要產生于內圓孔翻邊和外緣不規則曲面混合翻邊過程，文中主要針對外緣不規則曲面混合翻邊工序進行研究。

圖1 千斤頂上支件

表1 SAPH440化學成分

Tab.1 Chemical composition of SAPH440 wt.%

在成形過程中，當未變形區的材料難以流動至齒頂處時會造成齒頂破裂，如圖1所示的畫圈區域，這主要與模具結構及工藝參數有關。為此，文中將利用Dynaform軟件對外緣不規則曲面混合翻邊工序進行仿真模擬，探究最佳成形工藝參數。通過工藝補充構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，板料采用實體單元。工具網格最大尺寸為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格。

圖2 外緣翻邊有限元模型

2 不同參數對制件成形影響

由成形過程可知，影響材料流動的主要因素為齒頂開裂處的凸模圓角結構及尺寸。齒頂處凸模圓角較小會限制翻邊過程中材料的流動，導致齒頂處材料無法順利流動至凸緣處，進而造成齒頂變形不均勻，當變形超出材料允許塑性變形范圍時就會產生開裂。除此之外，壓邊力、模具間隙對成形質量同樣有著重要影響。為此，文中將著重研究凸模圓角結構及尺寸、凹模圓角半徑、壓邊力、模具間隙4個工藝參數對上支外緣翻邊的影響規律，并通過正交實驗進行優化分析，給出最優工藝方案。

2.1 各參數值的初步確定

壓邊力一般采用式（1）所示的經驗公式進行確定。

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。經測量，板料壓邊面積為22 800 mm2，則預估壓邊力為102 600 N。根據經驗及文獻[15]，摩擦因數一般取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，越不易產生缺陷，但圓角結構和尺寸需結合上支制件的結構和尺寸確定。圓角結構可設置為如圖3所示的整體圓角和過渡圓角（齒頂大圓角+邊緣小圓角）2種結構。對于整體圓角結構，其圓角半徑設置較大會導致齒寬變窄（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，使其易于開裂。整體圓角半徑過小時，凸凹模圓角接觸區域的變形近似剪切變形（0.15～0.25 mm），不利于坯料的流動。過渡圓角結構則包含齒頂大圓角和邊緣小圓角2個部分，根據零件結構需求，齒頂大圓角的半徑可設置為2～4.0 mm（在拉深成形中，凸模圓角半徑大于坯料厚度時易于未發生變形的材料流入變形區）。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不小于0.25倍的壁厚。

綜上分析，各工藝參數設定如表2所示。其中，用1表示過渡圓角結構的半徑，1（3.5+0.7）表示過渡圓角結構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表示整體圓角結構的半徑，20.2表示整體圓角結構中的圓角半徑為0.2 mm。通過在Dynaform軟件中設置上述工況參數，分析不同工況下成形和減薄變化規律。

圖3 凸模圓角結構形式

表2 各工藝參數設定

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程可知，齒頂區成形屬于不規則曲面混合類翻邊（同時包含外凸壓縮類和內凹伸長類翻邊）。壓縮類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，翻邊過程中，凸緣內（側壁）產生壓應力，易發生失穩起皺；伸長類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，在成形中凸緣內產生拉應力而易破裂。因此，對于伸長類翻邊，較大的間隙可以減小開裂的趨勢；對于壓縮類翻邊，較小的間隙對防止起皺有利。為了探究不同凸凹模間隙對制件成形的綜合影響，按表2中工況1的工藝參數進行模擬。不同凸凹模間隙下所得制件厚度分布如圖4所示，凸凹模間隙對制件最小厚度的影響規律如圖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，制件的減薄趨勢降低，表明在合理的凸凹模間隙條件下，伸長類翻邊在該齒頂區的混合翻邊中占主導作用。然而，隨著凸凹模間隙的增大，起皺趨勢會越來越顯著，因此，在滿足條件的情況下，凸凹模間隙應盡量小。

圖4 不同凸凹模間隙下的厚度分布云圖（mm）

圖5 凸凹模間隙對板料最小厚度的影響規律

2.3 壓邊力

壓邊力對金屬流動和應力–應變分布具有重要影響，是成形時的重要參數之一[16]。壓邊力太大會增加危險斷面的拉應力，導致拉裂或嚴重減薄，太小則防皺效果不好。根據表2中工況2的工藝參數進行模擬，所得不同壓邊力下的制件厚度分布如圖6所示，壓邊力對制件最小厚度的影響規律如圖7所示。

圖7表明，當壓邊力增大時，板料的最小厚度先減小后增大。壓邊力增大，材料的流動阻力增大，減薄趨勢隨之增大。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，所以當壓邊力增大到一定值時，板料就不再繼續減薄了。

圖6 不同壓邊力下的厚度分布云圖（mm）

圖7 壓邊力對板料最小厚度的影響規律

2.4 凹模圓角半徑

凹模圓角半徑是影響成形質量的一個重要參數。凹模圓角半徑過小，板料在此處會受到較大的變形阻力，從而引起過度減薄直至拉裂；凹模圓角半徑過大則會減小壓邊面積，在拉深后期，毛坯外緣過早離開壓邊圈容易產生起皺。根據表2中工況3的工藝參數進行模擬，研究不同凹模圓角半徑下的制件減薄規律。不同凹模圓角半徑下所得制件厚度分布如圖8所示，凹模圓角半徑對制件最小厚度的影響規律如圖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，板料的減薄趨勢降低。但是隨著凹模圓角半徑的增大，起皺趨勢越來越顯著。因此，在滿足條件的情況下，凹模圓角半徑應盡量小。

圖8 不同凹模圓角半徑下的厚度分布云圖（mm）

圖9 凹模圓角半徑對板料最小厚度的影響規律

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。凸模圓角如果過小，會使板料在該部位受到過大的彎曲變形，降低板料在危險處的強度，導致該部位板料嚴重減薄或拉裂。模擬時選擇第1節中介紹的2種凸模圓角結構，探究不同結構及尺寸對成形結果的影響。整體圓角半徑2分別選擇0.2、0.5、0.8 mm，過渡圓角半徑1分別選擇（2+0.2）、（3.5+0.5）、（3.5+0.7）mm。不同凸模圓角結構及尺寸下所得制件厚度分布如圖10所示，凸模圓角結構及尺寸對制件最小厚度的影響規律如圖11所示。

圖10 不同凸模圓角結構及半徑下的厚度分布云圖（mm）

圖11 凸模圓角半徑對板料最小厚度的影響規律

根據圖11可知，凸模圓角的結構形式對制件最小厚度的影響大于圓角半徑的影響。采用整體圓角結構時，所得制件的最小厚度值較小，破裂趨勢嚴重；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，采用整體圓角結構是不可行的。當采用過渡圓角結構時，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，破裂趨勢降低。

3 千斤頂的多因素正交優化分析

3.1 正交實驗方案

正交實驗是分析多因素、多水平的一種實驗設計方法，通過極差分析法可得出各因素對實驗指標影響的主次關系。根據上述分析，選擇凸凹模間隙、壓邊力、凹模圓角半徑、過渡圓角結構下的凸模圓角半徑為影響因素，設計如表3所示的正交實驗方案。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化目標，探究最優工藝參數組合。

表3 正交實驗方案

Tab.3 Orthogonal test scheme

3.2 正交實驗結果分析

以上述4個因素作為研究因素，每個因素設置3個水平，選擇正交表L9（34）進行實驗。實驗方案和結果如表4所示。采用極差分析法分析表4中的數據，結果如表5所示，其中1代表某因素對應水平1時制件最小厚度之和的平均值，2代表某因素對應水平2時制件最小厚度之和的平均值，3代表某因素對應水平3時制件最小厚度之和的平均值，為極差，其大小體現了各因素對實驗結果的影響大小，極差越大，表明因素對實驗指標的影響越大。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系。

表4 正交實驗表及結果

Tab.4 Orthogonal test table and results

表5 正交實驗極差分析

Tab.5 Range analysis results of orthogonal test mm

圖12 各因素水平與最小厚度關系

分析數據可知，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先陡增后趨于平緩的變化規律；隨著凹模圓角半徑（）的增加，制件的最小厚度值也相應有所增加，但其整體增加的幅值相對于凸模圓角半徑所產生的變化較小；凸凹模間隙（）對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；對于壓邊力（），制件的最小厚度隨著壓邊力的增大呈現出先增大后減小的變化規律，且整體變化趨勢不明顯。

3.3 優化結果分析

根據圖12，以各因素使減薄最小為依據得出最佳優化組合為3331，其中，1和2條件下的減薄相差很小，從工藝和設備角度考慮，選擇壓邊力相對較小的1。采用凸模圓角半徑為（3.5+0.7）mm的過渡圓角結構，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的工藝參數進行模擬，所得制件厚度分布如圖13所示。

圖13 最優工藝參數所得厚度分布（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，滿足成形質量要求。利用上述有限元模擬優化的工藝參數進行千斤頂上支沖壓成形驗證實驗，得到實際的成形零件如圖14所示。從圖14可以看出，該千斤頂上支件的整體成形質量較好，測量所得制件的最小厚度為1.08 mm，實驗結果與有限元模擬結果相比，最小厚度的誤差為12%，符合制件評價標準。制件的外緣翻邊區域無成形缺陷，驗證了正交實驗和有限元分析的可靠性。

圖14 千斤頂上支實物

4 結論

對千斤頂外緣翻邊進行了Dynaform模擬分析，探究了凸模圓角結構及半徑、凹模圓角半徑、凸凹模間隙、壓邊力對外緣曲面翻邊成形的影響規律，采用正交實驗方法進行了參數優化，并得到了成形的最佳工藝參數組合。

凸模圓角結構對外緣翻邊影響很大，優化整體圓角不能消除破裂缺陷，采用過渡圓角結構可有效降低減薄趨勢。凸凹模間隙對成形影響也比較大，取值應適宜。壓邊力取值在實際生產的基礎上上下浮動均可。凹模圓角對該工藝成形影響較小。正交優化的參數組合如下：凸模圓角為過渡圓角結構，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. 鄭州市汽車維修行業的現狀與發展[D]. 鄭州: 河南農業大學, 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化[J]. 鍛壓技術, 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, 等. 5182鋁合金橢圓孔電磁翻邊數值模擬研究[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, 等. 基于磁場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, 孫風成, 張容, 等. 某汽車燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設計及研究[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化[J]. 鍛壓技術, 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] 鄧長勇, 董紹江, 譚偉. 某新能源汽車輕量化地板件沖壓成形參數設計及優化[J]. 鍛壓技術, 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的鋁合金汽車地板梁成形分析及工藝參數優化[J]. 塑性工程學報, 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

國家自然科學基金（51975509）；河北省自然科學基金（E2021208025）；河北省高層次人才資助項目（A202101016）

孫紅磊（1979—），男，博士，副研究員，主要研究方向為板材成形新工藝。

王偉（1986—），男，博士，講師，主要研究方向為金屬材料精密塑性成形工藝。

責任編輯：蔣紅晨