高強鋼輥彎成形過程中成形力的影響因素研究

丁立波，李健東，李明杰，梁繼才

高強鋼輥彎成形過程中成形力的影響因素研究

丁立波1，李健東2，李明杰1，梁繼才2

（1. 白城職業技術學院，吉林 白城 137000；2. 吉林大學 材料科學與工程學院，長春 130000）

探究輥彎成形過程中各工藝參數（板材厚度、彎曲角度以及總彎曲角度）對成形力的影響。研究“日”字形截面的輥彎過程，利用ABAQUS有限元軟件（FEA），建模分析輥彎成形過程中成形力大小的影響機制，避免實際生產中采集數據的復雜性以及困難性。為了避免各因素之間相互影響，采用單一變量實驗法進行實驗，根據不同板厚（1.5，2.0，2.5 mm）和彎曲角度（5°，10°，15°，30°）分別建立輥彎成形有限元模型，使板材從0°彎曲到90°，形成“日”字形截面，模擬計算后采集軋輥的成形力。通過模擬結果與實際測量值對比可知，板材厚度為1 mm，彎曲角度為5°時，成形力誤差為22.33%；當板料厚度為2.5 mm，彎曲角度為30°時，成形力誤差為8.55%。模擬結果與實際測量值吻合良好，誤差可控制在22%以內。隨板材厚度的增加，成形零件的強度增加，所需的成形力也大幅增加，呈現非線性關系。隨彎曲角度的增加，成形力明顯增大，呈現非線性關系。該結論為“日”字形截面型材成形力的選擇提供了理論依據。

輥彎成形；工藝參數；成形力；有限元模擬

輥彎成形是指金屬板材依次經過多道成形軋輥，以獲得不同截面形狀的塑性加工方法[1]。輥彎成形具有生產效率高、成形效果好、節約成形材料等諸多優點[2]。現階段所研究的輥彎成形一般是在常溫條件下發生變形，因此也稱為冷彎成形。通過輥彎成形工藝，既可以生產制備高品質的冷彎型鋼產品，又能大大縮短生產周期，提高生產效率，因此，這種加工方法被廣泛應用于汽車零部件、船舶、石油天然氣管道、電力電子工業以及機械制造等諸多領域[3]。

近年來，汽車行業已成為輥彎成形工藝的重要應用領域，例如，商務車防撞梁、B柱等零部件的成形不但截面要求復雜，而且也要求高精度，傳統的成形工藝已不能滿足要求。現階段對于輕量化車體的開發，提高安全性能與降低制造成本將成為汽車工業發展的迫切需求[2]。工藝上采用輥彎成形技術，材料上采用高強鋼，已成為實現汽車輕量化和增加碰撞安全性能的兩種主要方式。

文中通過使用ABAQUS有限元軟件建立完整的輥彎成形模型[4]，可以方便高效地研究輥彎成形過程的成形規律，避免實際生產中采集數據的復雜性與困難性以及由于試錯法造成的浪費，大大降低了實驗成本，縮短了實驗時間[5]。國內外學者對此開展了大量的研究工作。在有限元模擬、輥彎成形機理和工藝參數的控制等方面取得了許多成果。Kim等[6]通過有限元模擬，提出了一種將人工神經網絡應用于金屬成形工藝的新方法，該方法可減少鍛件模具有限元模擬的次數，并可用于多階段工藝設計。McClure等[7]使用ABAQUS的隱式算法來模擬槽鋼截面的輥彎成形，并將計算的縱向應變與Bhattacharyya和Smith[8]的實驗結果進行比較，以證明有限元模擬的有效性。Kraft和Jamison[9]發現，在每個方向進行拉伸實驗后，管道縱向流動應力高于圓周方向的應力，也證實了相同材料的流動應力的大小取決于直徑和厚度。Wang等[10]通過正交模擬實驗研究了板厚、圓弧半徑、邊腿高度和彎曲弧長對邊腿起皺的影響，為修改輥彎成形工藝和有限元模型提供了依據。習榮堂[11]等在研究冷彎變形過渡區的基礎上，依據能量原理，推導出了冷彎成形力的理論表達式，但是理論計算結果與現場實測值的相對誤差在30%以內。

根據已有的理論研究基礎，可知輥彎成形過程中成形力[12]的大小可辨識為：

式中：為成形力；s為材料的屈服極限；c為本道次成形角；p為本道次之前板材總成形角；為翼緣高度；為板材厚度。

防撞梁作為汽車重要的零部件組成產品，常用的防撞梁截面形狀包括矩形、U形以及其他復雜截面圖形，如圖1所示。文中對具有復雜“日”字型閉合截面的商務車防撞梁板材輥彎過程進行研究，由于該截面在成形之后都需要進一步焊接加工，其立邊的成形效果會嚴重影響下一步生產的進行，所以其型材焊接邊成形精度顯得尤為重要。成形力的大小是控制立邊成形效果好壞的重要工藝參數，因此需要通過以下的實驗方案確定每一道次所需的成形力大小。文中利用德國DataM公司專業輥花設計軟件COPRA[5]對輥彎過程進行逆向建模以研究其成形方式，通過仿真模擬和實驗比較驗證仿真模型的精度，把成形后矩形管截面節點與實驗結果截面進行比較，掌握閉合截面型材的成形規律，研究不同工藝條件對輥彎件成形力的影響，優化成形方案，為提高產品的質量提供保障。

圖1 傳統防撞梁截面

1 實驗

1.1 方法

典型的商務車防撞梁截面呈現“日”字形結構，其截面形狀如圖2所示。

傳統的“日”字形截面防撞梁加工分兩種方法進行。第1種方法分3步：①使用輥彎機組加工出兩個“U”形槽鋼；②同步裁剪出特定尺寸的矩形擋板；③將兩個“U”形槽鋼與矩形擋板進行內外焊縫焊接，成形方法如圖3a所示。第2種方法分兩步進行：①用輥彎機組加工出一個“口”字形管和一個“U”形管；②將“口”字形管和“U”形管進行焊接，如圖3b所示。以上兩種方法焊接過程十分復雜，需要對內外焊縫反復焊接以達到所要求的成形效果，對焊接工人的焊接技術要求很高，同時制件生產效率低，其產品力學性能不能得到保證。文中將采用一種具有挑戰性的成形方法——一次性輥彎成形商務車防撞梁產品。首先，利用輥彎機組成形“b”形管，一邊成形一邊對內焊縫進行焊接；然后再將“b”形管的立邊輥彎成“U”形，從而得到符合要求的“日”字形截面商用車防撞梁型材，最后對外焊縫進行焊接，如圖3c所示，具體產品如圖3d所示。使用一次性輥彎成形“日”字形截面商用車防撞梁的方法不但可以減少焊點、提高材料利用率和生產效率，而且由于是輥彎-內焊縫-再輥彎-外焊縫一次成形，所以產品的抗拉強度、抗彎強度和沖擊韌性等力學性能也得到了極大的提高。

圖3 “日”字形管成形方法

“日”字形截面的成形難度集中在如何輥彎成形“b”形截面，為了節省時間，提高計算效率，僅對成形機架的一側進行模擬分析，即將板材輥彎成“b”形，提取板材從0°彎曲到90°時的成形力。“b”形管的截面尺寸如圖4所示，其成形材料選取汽車領域常用的先進高強鋼材料，每道次成形角不能太大，且該“b”形管在成形之后需及時進行內焊縫自動焊接。產品在自主研發的輥彎生產線上進行實驗，如圖5所示。道次間距為350 mm，成形過程中下輥作為驅動輥，上輥作為被動輥。文中利用有限元模擬分析的方法，通過探究包申格效應影響的大小得出影響成形力大小的一般規律。

1.2 “b”形截面輥花設計

輥花圖是描述板材成形時通過輥彎機組的截面示意圖。通過COPRA的輥花設計模塊設計“b”形管的成形次序，如圖6所示。倒圓角半徑為5 mm，翼緣高度為100 mm，先成形外側角到75°，每道次成形15°，共需要5道次。然后開始成形內側兩角，每道次成形15°，最終將內側兩角成形到90°，共需要6道次。最后，將剩余未成形的外側角進行成形，每道次成形5°，共3個道次。外加第一道次的引導輥，成形道次總共為15個道次，板材分別通過各道次軋輥，最終成形為“b”形管截面。因文中需考慮不同彎曲角度和不同板厚的影響，又分別進行了其他的輥花設計，但成形方法相同。

圖4 “b”形管截面尺寸

圖5 輥彎工藝生產線

圖6 “b”形截面輥花

1.3 單一變量實驗設計

板材的縱向方向上成形區發生的應變不同，故其受到的應力也會發生變化。文中主要分析了板材厚度以及成形角度等工藝參數對成形力的影響規律，為了避免各變量之間相互影響，將采用單一變量實驗法進行實驗，獲得各工藝參數在先進高強鋼輥彎成形“b”形管過程中對成形力大小的影響規律。根據不同板厚（1.5，2.0，2.5 mm）和彎曲角度（5°，10°，15°，30°）分別建立輥彎成形有限元模型，使板材從0°彎曲到90°形成“b”形截面，模擬計算后采集上下輥的成形力。

1.4 有限元模型

1.4.1 材料屬性

文中使用的高強鋼型號為BL700車架用大梁高強鋼，其彈性模量為208 GPa，密度為7.83 g/cm3，泊松比為0.296。通過單軸拉伸實驗測量材料的力學性能。圖7為所使用的拉伸實驗機以及從測試結果中獲得的試樣的應力-應變曲線。由于ABAQUS在輸入數據時需要真實應力和真實應變，所以使用以下計算公式來計算所需值[12]：

1.4.2 建立模型

文中采用德國dataM公司的COPRA軟件進行輥花設計，把生成的輥花圖導入ABAQUS軟件進行軋輥設計。為了方便計算，把軋輥設置成解析剛體，并對軋輥進行釋角處理，為了模擬實際的輥彎生產過程，將板材設置為可變形體，上輥直徑設為150 mm，下輥直徑設為100 mm，立輥直徑設為100 mm，軋輥道次間距設為350 mm，板材長度方向設為900 mm。

全部模型共有15道次，根據各軋輥的功能不同分為3組，第１組為引導輥，第2組為成形輥，第3組為整形輥，在最后3道次的成形輥和整形輥中利用立輥輔助成形。

圖7 拉伸實驗機及BL700高強鋼應力-應變曲線

1.4.3 接觸及邊界條件

ABAQUS軟件可以定義面面接觸、通用接觸等多種接觸形式，文中采用通用接觸，只需要直接定義摩擦因數即可，摩擦因數設置為0.2[2]。板材進入引導輥的方式有很多，文中采用在板材前端設置恒定的速度，在主動輥設置恒定角速度的方法，此方式可減小軋輥在旋轉過程中成形力的波動幅度，增加成形力的計算穩定性。在板材速度的選擇上，不宜過快或者過慢，實驗室中的速度一般為20 mm/s，假設板材劃分單元的最小尺寸為3 mm，變形時的膨脹波速為3 km/s，那么穩定的時間增量就是1 μs，對于分析步時間設定為1 s的計算過程來說，則需要106個時間增量步才能完成計算[12]，大大增加時間成本。為了減少計算時間，文中的板材速度設置為300 mm/s，軋輥間道次間距設為350 mm，若有10道次成形，分析步時間設置為14.7 s即可。經公式=計算得到下輥的轉速。此外，由于板材在前進過程中受到摩擦力以及切向力的共同作用，會發生打滑現象，因此需要約束板材方向上的位移，確保不會產生偏移。圖8為“b”形管成形模型裝配示意圖。

圖8 模型裝配示意

1.4.4 單元類型的選擇及網格劃分

在輥彎成形有限元分析過程中，常用的單元類型有SC4R，SC8R，C3D8R等單元[13]。文中軋輥已經預先設置成解析剛體，不需要劃分網格，只需要對板材進行劃分即可，板材為可變性實體，厚度方向上劃分4層，變形區細分，其余部分粗化，采用C3D8R實體單元[8]，共20 800個單元。網格劃分情況如圖9所示。

圖9 “b”形管板材的網格劃分

1.4.5 模擬結果

在板材輥彎成形過程中，薄板沿著其成形方向移動，“b”形管成形過程中的部分道次如圖10所示。板材依次經過引導輥、成形輥和整形輥最終獲得符合生產要求的“b”形截面，其模擬結果如圖11所示。

圖10 輥彎成形過程中部分道次

圖11 模擬結果

2 結果與討論

利用電阻式應變片、YD-15型動態應變儀和SC-16光線示波器作為測試元件，測量實際的輥彎機組生產制件時所需要的成形力。測試方法為：將傳感器安裝在下軸承座與機架下橫梁間，當按實驗方案使爆料進入輥彎機組后，在成形力作用下傳感器將力的信號轉變成電信號，并由光線示波器記錄成波形，采用全程記錄。

通過對模型中數據的處理，計算得到模擬過程所使用的成形力大小，如表1所示。成形力隨彎曲角度的變化曲線如圖12所示，可知，當板材厚度相同時，隨著彎曲角度的增加，板材成形過程所需的成形力也在增加，并且3種板材厚度的成形力變化規律相同，且在彎曲角度從10°變化到15°時成形力增加最明顯，但總體呈現非線性關系。因此，過大的彎曲角度不利于板材的成形，在滿足成形要求的前提下，可以盡量減小彎曲角度。

成形力隨板材厚度的變化曲線如圖13所示，可知，當成形角度相同時，隨著板材厚度的增加，板材成形過程所需的成形力快速增大。這主要是因為板材厚度的增加雖然增加了零件的剛度，但同時也對成形機組提出更高要求，需要提供更大的成形力來進行板材加工；并且大角度的成形過程所需的成形力大于小角度的成形過程，進一步驗證了上述結論，因此在滿足零件加工的前提下應盡量減小板材厚度。

表1 不同板厚及成形角與成形力關系

圖12 成形力隨彎曲角度變化曲線

圖13 成形力隨板材厚度變化曲線

3 結語

1）采用的一次性輥彎成形“日”字形截面工藝，與傳統輥彎工藝相比極大地提高了材料的利用率、產品的性能和生產效率。

2）不同的工藝參數（板材厚度和成形角度）都會對輥彎過程的成形力產生影響。

3）通過模擬結果與實際測量值對比可知，模擬結果與實際測量值吻合良好，誤差可控制在22%以內，可以用來指導輥彎成形工藝的優化研究。

[1] 劉繼英. 冷彎成型CAD/CAM的一體化技術[J]. 北方工業大學學報, 1996(3): 16—23.

LIU Ji-ying. The Integration Technology of CAD/CAM in Cold Forming[J]. North China University of Technology, 1996(3): 16—23.

[2] LUO Xiao-liang, ZENG Guo, LI Shu-hui, et al. Finite Element Analysis of the Effect of Material Properties on Wavy Flange in High Strength Steel Roll Forming[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2008, 42(5): 744—747.

[3] OGAWA N, SHIOMI M, OSAKADA K. Forming Limit of Magnesium Alloy at Elevated Temperatures for Precision Forging[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2002, 42(5): 607—614.

[4] SHIRANI B, NAEINI H M, TAFTI R A. Experimental and Numerical Study of Required Torque in the Cold Roll Forming of Symmetrical Channel Sections[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 27: 63—75.

[5] TAJDARI M, FARZIN M. Numerical Analysis of Cold Roll Forming of Symmetrical Metrical Open Section[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002, 37: 125—126.

KIM D J, KIM B M. Application of Neural Network and FEM for Metal Forming Processes[J]. Machine Tools &Manufacture, 2000, 40: 911—925.

[6] MCCLURE C K, LI H. Roll Forming Simulation Using Finite Element Analysis[J]. Manuf Rev, 1995, 8(2): 114—122.

[7] BHATTACHARYA D, SMITH P D. The Development of Longitudinal Strain in Cold Roll Forming and Its Influence on Product Straightness[C]//First International Conference on Technology of Plasticity, Tokyo, 1984: 422—427.

[8] KRAFT F L, JAMISON TOMMY. Mechanical Behavior of Internally Pressurized Copper Tube for New HVACR Applications[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2012, 134(6): 32—37.

[9] WANG Ting, HAN Fei. Prediction of Wrinkling in Flexible Roll Forming Based on Finite Element Simulation[J]. Forging & Stamping Technology, 2013, 38(6): 67—72.

[10] 習榮堂, 李景方, 樊永義. 冷彎成形力研究[J]. 東北大學學報(自然科學版), 1996, 17(1): 94—98.

XI Rong-tang, LI Jing-jang, FAN Yong-yi. Research on Forming Force of Cold Forming[J]. Journal of Northeastern University (Natural Science Edition), 1996, 17(1): 94—98.

[11] 吳金剛. 基于BP神經網絡的輥彎成形力的預測研究[D]. 北京: 北方工業大學, 2012: 12—13.

WU Jin-gang. Research on the Prediction of Roll Bending Forming Force Based on BP Neural Network[D]. Beijing: North China University of Technology, 2012: 12—13.

Research on Influencing Factors of Forming Force in High Strength Steel for Roll Forming Process

DING Li-bo1, LI Jian-dong2, LI Ming-jie1, LIANG Ji-cai2

(1. Baicheng Vocational and Technical College, Baicheng 137000, China; 2. College of Materials Science and Engineering, Jilin University, Changchun 130000, China)

Roll forming is a new technique of sheet metal processing, and for commercial vehicles anti-collision beam production and processing provides a new method, but the choice of forming force is difficult to control in the process of forming, the roll forming process parameters in the process of the choice of influence on the forming force generally reflect the degree of influence on the thickness of the sheet metal, bending angle and total bending angle. This paper studies the “日” shape section of roll forming process, using finite element analysis (FEA) software to analyze the forming force during the process of forming mechanism, to avoid the complexity and difficulty of the acquisition data in the process of production. In order to avoid the mutual influence between various factors, a single variable experiment method to test is used. We set up the model respectively according to the different thickness (1.5, 2.0, 2.5 mm) and bending angles (5°, 10°, 15°, 30°). The sheet is bent from 0° to 90° to form “日” shape section. The forming force of the roll is collected after simulation calculation. The comparison between the simulation results and the actual measured values shows that when the sheet thickness is 1 mm and the bending angle is 5°, the forming force error is 22.33%; when the sheet thickness is 2.5 mm and the bending angle is 30°, the forming force error is 8.55%. The simulation results are in good agreement with the actual measured values, and the error can be controlled within 22%. The research results show that as the thickness of the sheet increases, the strength of the molded parts increases, and the forming force also increases significantly, presenting a nonlinear relationship; with the increase of the bending angle, the forming force increases significantly, presenting a nonlinear relationship. The conclusion provides a theoretical basis for the selection of forming force of “日”shape section.

roll forming; process parameters; forming force; FEA

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.04.019

TG306

A

1674-6457(2021)04-0133-07

2020-12-29

丁立波（1962—），女，副教授，主要研究方向為材料成形。

李明杰（1971—），男，碩士，教授，主要研究方向為材料加工工程。