激光微織構(gòu)對V型卡箍回彈影響的研究

夏蒙蒙，吳國慶，吳樹謙，周井玲

（1.南通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；2.南通大學(xué)電氣工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；3.江蘇大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013）

1 引言

2 V型卡箍回彈的數(shù)值模擬

隨著2020年國六排放標(biāo)準(zhǔn)的實施，汽車尾氣凈化系統(tǒng)將需要進(jìn)一步的提升[1]。目前，由于V型卡箍密封性好，靈活性佳，緊湊性優(yōu)，在汽車后處理系統(tǒng)的管路聯(lián)接中廣受歡迎[2]。因此提高V型卡箍沖壓后的成形性能十分必要。而回彈[3]是V型卡箍沖壓成形卸載之后產(chǎn)生的重要缺陷之一，V型卡箍的回彈會影響卡箍的尺寸精度和密封性能。

以V型卡箍為研究對象，抑制其回彈為研究目的。通過有限元軟件模擬并揭示了V型卡箍模具表面加工激光微織構(gòu)對V型卡箍回彈的影響規(guī)律，并對數(shù)值模擬的回彈的結(jié)果進(jìn)行了實驗驗證。

2.1 建立有限元模型

根據(jù)工廠提供的尺寸，建立了V型卡箍模具的有限元模型，如圖1所示。板料的形狀及大小，如圖2所示。卡箍的材料選用316Ti，其材料特性為：彈性模量E=200.0GPa，泊松比υ=0.28，密度ρ=7.95×103kg·m?3，初始屈服應(yīng)力σ0=11.62MPa。根據(jù)工廠的生產(chǎn)情況，凸模以20mm∕s的速度向下沖壓，時間為7.5s，板料的厚度為2mm。凸、凹模的材料均為Cr12MoV。凸模圓弧的直徑為113mm，凸模凸臺的長寬高分別為：30.5mm，15.8mm，5mm。凹模圓弧的直徑為117mm，凹模凸臺的長寬高分別為：30.5mm，19.8mm，5mm。凸、凹模各處圓角的半徑均為1.5mm。在模擬過程中設(shè)定各處的摩擦系數(shù)均為0.16。

圖1 V型卡箍模具有限元模型Fig.1 Finite Element Model of V?Shaped Clamp Mold

圖2 板料形狀及大小Fig.2 Sheet Shape and Size

2.2 V型卡箍的回彈仿真分析

V型卡箍回彈仿真模擬的步驟如下：首先采用動力顯示的算法模擬卡箍沖壓成形的過程；其次重新設(shè)置分析步，將沖壓成形后的結(jié)果導(dǎo)入到靜力隱式的算法下模擬回彈，仿真過程中采用“無模法”[4]，即刪除模具以及與板料無關(guān)的邊界條件。

初始V型卡箍模具沖壓卸載之后卡箍回彈的數(shù)值模擬的結(jié)果，如圖3所示。

由圖3看出初始模具沖壓卸載過后V型卡箍多處發(fā)生了不同程度的回彈。有限元模擬設(shè)置模具與板料之間不同的摩擦系數(shù)，V型卡箍回彈的數(shù)值也不同，可以看出模具與板料之間摩擦?xí)绊慥型卡箍的回彈。

圖3 卡箍回彈結(jié)果Fig.3 V?Clamp Spring Results

根據(jù)圖3的模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)V型卡箍經(jīng)沖壓卸載后卡箍有4處危險區(qū)產(chǎn)生了回彈。卡箍回彈量表征參數(shù)示意圖，如圖4所示。并且給出了這4處危險區(qū)回彈量的確定方法：凸臺壓邊區(qū)與凸臺豎直邊區(qū)的夾角θ1的大小反應(yīng)的是頭部壓邊與凸臺過渡的圓角區(qū)處的回彈量；凸臺豎直邊區(qū)與凸臺底部凹腔的夾角θ2的大小反應(yīng)的是凸臺頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈量；凸臺兩側(cè)豎直邊區(qū)與凸臺底部凹腔的夾角α1的大小反映的是凸臺兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈量；以圓弧面的曲率半徑ρ的大小來衡量V型槽底圓弧區(qū)的回彈量，ρ0為未發(fā)生回彈的情況下V型卡箍的圓弧的曲率半徑。

圖4 回彈量表征參數(shù)示意圖Fig.4 Schematic Diagram of Rebound Quantity Characterization Parameters

3 V型卡箍模具表面摩擦系數(shù)對回彈的影響

激光微織構(gòu)能夠影響工件表面的粗糙度[5]。學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，在兩固體之間進(jìn)行接觸時，在固體表面加工激光微凸體[6]可以增大摩擦力。在固體表面加工激光微凹坑[7]可以減小摩擦力。因此研究激光微織構(gòu)對V型卡箍模具沖壓回彈的影響，可以通過模擬改變模具表面的摩擦系數(shù)來研究對回彈的影響。首先需要對模具表面的區(qū)域進(jìn)行劃分。接著取六組摩擦系數(shù)：0.07，0.10，0.13，0.16，0.19，0.22。在仿真過程中，經(jīng)劃分后的模具表面區(qū)域與板料接觸時的摩擦系數(shù)在以上六組值中變化取值，一個區(qū)域的值發(fā)生變化時，其余不變?yōu)?.16。

3.1 劃分V型卡箍模具表面區(qū)域

根據(jù)V型卡箍的外觀和受力特征將板料分為以下區(qū)域進(jìn)行研究，如圖5所示。

圖5 V型卡箍區(qū)域劃分Fig.5 V?Clamp Division

（1）頭部壓邊與凸臺過渡圓角區(qū)，沖壓時凸模的凸臺與此處的板料接觸，向下擠壓，產(chǎn)生壓應(yīng)力，板料發(fā)生變形，頭部壓邊一側(cè)受到拉應(yīng)力；

（2）凸臺頭部豎直邊圓角區(qū)，板料徑向受到壓應(yīng)力的作用，由凸臺頭部流入凹模凸臺凹腔，凸臺頭部豎直邊的一側(cè)受到拉應(yīng)力；

（3）凸臺兩側(cè)的圓角區(qū)，此區(qū)域的板料受到徑向壓應(yīng)力產(chǎn)生彎曲變形，同時會產(chǎn)生反彎曲內(nèi)應(yīng)力；

（4）V型槽底圓弧區(qū)，沖壓時，凸模向下最先接觸到的是V型槽底部圓弧區(qū)域，此處的板料被擠壓，底部的材料發(fā)生流動，由中心流向兩端，此時圓弧面的軸向以及徑向都受到的是拉應(yīng)力。根據(jù)以上分析，料片與模具接觸的區(qū)域不同受到的力也不同，因此可以將模具進(jìn)行分區(qū)，如圖6所示。

圖6 模具表面區(qū)域的劃分Fig.6 Division of Mold Surface Area

A：凸模圓弧槽底區(qū)；B：凸模圓弧溝槽圓角區(qū)；C：凸模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)；D：凸模凸臺底槽區(qū)；E：凹模圓弧槽底區(qū)；F：凹模圓弧溝槽圓角區(qū)；G：凹模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)。

3.2 區(qū)域摩擦系數(shù)對θ1的影響

θ1的大小能夠反映頭部壓邊與凸臺過渡圓角區(qū)處的回彈量，合格成型件中此處的夾角應(yīng)為90°。而θ1一般小于90°，若θ1的角度越大，越接近90°，則表明此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量θ1隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖7所示。對于C區(qū)和D區(qū)，θ1隨摩擦系數(shù)的增大而減小。當(dāng)C區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增到大到0.22 時，對應(yīng)的θ1由88.75°減小到87.82°，角度減小了0.93°。對于D區(qū)，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時，對應(yīng)的θ1由88.68°減小到88.14°，角度減小了0.54°。而對于G區(qū)，情況相反。對于G區(qū)，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時，對應(yīng)的由87.86°增大到88.78°，角度增加了0.92°。

圖7 摩擦系數(shù)對角度θ1的影響Fig.7 Influence of Friction Coefficient to θ1

由此可以看出，對θ1的影響程度，C區(qū)＞G區(qū)＞D區(qū)。為了抑制頭部壓邊與凸臺過渡圓角處產(chǎn)生的回彈，可以將C區(qū)與D區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.3 區(qū)域摩擦系數(shù)對θ2的影響

θ2的大小能夠反映凸臺頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈量，在合格成型件中此處的夾角應(yīng)為90°，而θ2一般大于90°，若是θ2的角度越小，越接近90°，則表明此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量θ2隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖8所示。對于C區(qū)和D 區(qū)，θ2隨著摩擦系數(shù)的增加而增大。當(dāng)C 區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時，對應(yīng)的θ2由91.72°增大到92.84°，角度增加了1.12°。對于D 區(qū)當(dāng)摩擦系數(shù)由0.07 增大到0.22 時，對應(yīng)的θ2由91.77°增大到92.81°，角度增加了1.04°。而對于F區(qū)與G區(qū)，情況相反。對于F區(qū)，摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22，對應(yīng)的θ2由92.82°減小到91.94°，角度減小了0.88°。當(dāng)G區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時，對應(yīng)的θ2由93.20°減小到91.64°，角度減小了1.56°。

圖8 摩擦系數(shù)對角度θ2的影響Fig.8 Influence of Friction Coefficient to θ2

由此可以看出，對θ2的影響程度，G區(qū)＞C區(qū)＞D區(qū)＞F區(qū)。為了抑制凸臺頭部豎直邊圓角區(qū)處的回彈，可以將C區(qū)和D區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大F區(qū)和G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.4 區(qū)域摩擦系數(shù)對α1的影響

α1的大小能夠反映凸臺兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈量，合格成型件此處的夾角應(yīng)為90°，α1一般大于90°，若是α1的角度越小越接近90°，那么凸臺兩側(cè)圓角區(qū)處產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量α1隨摩擦系數(shù)μ變化的情況，如圖9所示。于A區(qū)、B區(qū)和C區(qū)，α1隨摩擦系數(shù)的增大而增大。當(dāng)A區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時，對應(yīng)α1由98.04°增大到98.71°，角度增大了0.67°。當(dāng)B 區(qū)摩擦系數(shù)由0.07 增加到0.22，對應(yīng)的α1由97.87°增加到98.63°，角度增加了0.76°。當(dāng)C 區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07 增加到0.22，對應(yīng)的α1由97.44°增加到98.63°，角度增加了1.19°。而對于G區(qū)則情況相反。當(dāng)G區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22，對應(yīng)α1由98.62°減小到97.55°，角度減小了1.07°。

圖9 摩擦系數(shù)對α1的影響Fig.9 Influence of Friction Coefficient to α1

由此上述分析可知，對回彈角α1大小的影響，C區(qū)＞G區(qū)＞B區(qū)＞A 區(qū)。因此為了抑制凸臺兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈，可以將A區(qū)、B區(qū)、C區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大G區(qū)的摩擦系數(shù)。

3.5 區(qū)域摩擦系數(shù)對ρ的影響

曲率半徑ρ反映了V型槽底圓弧區(qū)的回彈，ρ0為合格件V型卡箍槽底圓弧區(qū)圓弧的曲率半徑，大小為56.50mm。而模擬過程中圓弧的曲率半徑往往大于56.50mm。若是ρ的值越小，越接近56.50mm，則此區(qū)域產(chǎn)生的回彈越小。

回彈量ρ隨摩擦系數(shù)μ的變化情況，如圖10所示。對于A區(qū)和B 區(qū)，ρ隨著摩擦系數(shù)的增大而增大。當(dāng)A 的區(qū)摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時，對應(yīng)的ρ由57.05mm增大到57.40mm，曲率半徑增加了0.35mm。當(dāng)B區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增大到0.22時，對應(yīng)的ρ由57.10mm增加到57.46mm，曲率半徑增加了0.36mm。然而，F(xiàn)區(qū)則情況相反。當(dāng)F區(qū)的摩擦系數(shù)由0.07增加到0.22時，對應(yīng)的ρ由57.55mm減小到57.06mm，曲率半徑減小了0.49mm。其余區(qū)域影響不大，可不作考慮。

圖10 摩擦系數(shù)對曲率半徑ρ的影響Fig.10 Influence of Friction Coefficient to Curvature Radius ρ

由上述分析可知，對曲率半徑ρ大小的影響，F(xiàn)區(qū)＞B區(qū)＞A區(qū)。為了抑制V形槽底圓弧區(qū)處的回彈，可以將A區(qū)、B區(qū)的摩擦系數(shù)減小，增大F區(qū)的摩擦系數(shù)。

4 模擬結(jié)果分析及參數(shù)優(yōu)化

V型卡箍經(jīng)沖壓卸載后產(chǎn)生的回彈主要位于頭部凸臺和V型底槽圓弧面。頭部凸臺各處回彈角度與模具區(qū)域摩擦系數(shù)之間的變化關(guān)系，如圖7～圖9所示。總體可以看出C區(qū)和G區(qū)對頭部凸臺產(chǎn)生的回彈影響尤為明顯。分析可知，V型卡箍在沖壓過程中頭部料片由凸模被壓入凹模頭部的凸臺凹腔時，減小C區(qū)與板料的摩擦促進(jìn)了頭部板料流動，減小了徑向拉應(yīng)力，而增加G區(qū)與板料之間的摩擦，摩擦變大，使V型卡箍凸臺頭部的板料不易流動，塑性變形的程度變大，使板料的回彈變得不易。由圖10分析V 型底槽圓弧區(qū)處產(chǎn)生的回彈，B 區(qū)和F 區(qū)對其影響較大。通過分析成形過程，可知板料最先與凸模圓弧槽底區(qū)的中心位置相接觸。此處的板料兩端受到拉應(yīng)力，板料的材料由中心區(qū)域向兩端流動。減小B區(qū)的摩擦，增加了V型槽底圓弧區(qū)處內(nèi)側(cè)板料的流動性，同時增加F區(qū)的摩擦，又抑制了V型槽底圓弧區(qū)外側(cè)板料的流動，內(nèi)外兩側(cè)應(yīng)力相互抵消，從而抑制回彈。

最后采用均勻設(shè)計[8]的試驗方法優(yōu)化模具，從而得到一組優(yōu)化參數(shù)：A 區(qū)（μ=0.07）、B 區(qū)（μ=0.08）、C 區(qū)（μ=0.09）、D 區(qū)（μ=0.11）、F區(qū)（μ=0.22）、G區(qū)（μ=0.25）。其余區(qū)域的摩擦系數(shù)保持為0.16。將優(yōu)化前的模具與優(yōu)化后的模具成形后的卡箍進(jìn)行對比，優(yōu)化前后回彈量，如表1所示。經(jīng)優(yōu)化后，V型卡箍頭部壓邊與凸臺過渡圓角區(qū)處的回彈角減小了1.05°，凸臺頭部直臂圓角區(qū)處的回彈角減小了0.91°，凸臺兩側(cè)圓角區(qū)處的回彈角減小了1.19°。V型槽底圓弧區(qū)的圓弧的曲率半徑減小了0.43mm。

表1 優(yōu)化前后回彈量的對比Tab.1 Comparison of Optimization Priorities

5 實驗驗證

為了驗證有限元模擬V型卡箍回彈角度的正確性，將初始模具產(chǎn)生V型卡箍的回彈與對應(yīng)數(shù)值模擬產(chǎn)生的回彈進(jìn)行試驗驗證，初始模具與板料之間的摩擦系數(shù)為0.16。

三坐標(biāo)測量儀測量初始模具沖壓得到的V型卡箍的回彈角度的示意圖，如圖11所示。試驗設(shè)備采用三坐標(biāo)測量儀，精度為0.01°。試驗樣品為10組與模擬尺寸相同的卡箍。試驗方案：對卡箍4處危險區(qū)的角度進(jìn)行測量，每處區(qū)域的角度測量三次，取10組卡箍測量量的均值。

圖11 卡箍回彈測量現(xiàn)場圖Fig.11 Clamp Spring Measurement Site Map

初始模具沖壓卸載后得到的V型卡箍的回彈量的實測值與模擬初始模具沖壓卸載后得到的回彈量的模擬值的對比，如表2所示。

表2 實際回彈量與模擬回彈量對比Tab.2 Comparison of Actual Springback Amount and Simulated Springback Amount

可以看出實際沖壓產(chǎn)生的回彈要比數(shù)值模擬得到的回彈要小，但可以接受。猜測是由于在模擬V型卡箍成形過程中只留有板料的厚度，而實際成形的過程中留有間隙，板料塑性應(yīng)變減小，回彈減小。從而導(dǎo)致實際測得的回彈量與模擬計算得到的回彈量產(chǎn)生偏差。通過實際測量值與數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)對比，驗證了數(shù)值模擬初始模具沖壓回彈結(jié)果的正確性，為其余模擬的結(jié)果提供了可信賴的依據(jù)。

6 結(jié)論

（1）對于V型卡箍頭部凸臺部位各處產(chǎn)生的回彈，凸模與凹模的凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)的影響程度較大。而對于V型卡箍V型底槽圓弧的回彈，凸模與凹模的圓弧溝槽圓角區(qū)影響程度較大。（2）抑制V型卡箍的回彈，可以減小凸模圓弧槽底區(qū)、凸模圓弧溝槽圓角區(qū)、凸模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)、凸模凸臺底槽區(qū)的摩擦系數(shù)，增加凹模圓弧溝槽圓角區(qū)、凹模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)的摩擦系數(shù)。因此可以在凸模圓弧槽底區(qū)、凸模圓弧溝槽圓角區(qū)、凸模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)、凸模凸臺底槽區(qū)加工激光微凹坑，并通過潤滑油來減小摩擦；在凹模圓弧溝槽圓角區(qū)、凹模凸臺豎直邊區(qū)及圓角區(qū)加工激光微凸體來增加摩擦。（3）V型卡箍的模具經(jīng)過激光微織構(gòu)處理的優(yōu)化過后，成形之后的卡箍的回彈得到了抑制。