高强钢汽车控制臂多道次冲压工艺优化与CAE模拟分析

摘要: 以高强钢汽车控制臂为研究对象，针对零件材料强度高、几何结构复杂、成形困难的特点，制定了多道次冲压工艺方案。利用Autoform软件对冲压成形过程进行分析，研究冲压成形工艺参数。对零件最大减薄率和回弹的影响表明：压边力越大，板材最大减薄率越高；在一定范围内，增大压边力可以减小回弹；摩擦因数越大，板材的最大减薄率越高；在一定范围内，增大摩擦系数可以减少回弹。针对加工过程中回弹大、拉深不对称等问题，对冲压工艺方案进行改进和优化，最终有效降低了零件的回弹，控制了冲压件的尺寸精度，并利用CAE仿真进行优化冲压成形工艺方案。 ，并通过实验验证了优化后的工艺方案。测试结果与CAE模拟结果一致，成形质量满足产品要求。

关键词：高强钢；冲压成型；工艺参数；工艺计划优化；回弹

介绍

控制臂是汽车关键的底盘件之一，也是汽车悬架系统中非常重要的承载部件。它具有复杂的几何形状[1]。它的主要作用是连接后轮和支撑车身。用于控制后轮转向并对汽车起到缓冲作用。行驶过程中的振动，其力学性能和尺寸精度直接影响汽车的稳定性、安全性和可靠性[2]。控制臂主要由高强度钢制成[3-5]。由于控制臂几何形状复杂、材料强度高、塑性差、回弹大，冲压成形困难。

近年来，国内外许多学者对高强度钢板的冲压成形性能进行了研究。丁海涛[6]通过优化冲压件结构、调整模具圆角，降低成形过程中材料流动的阻力，改善了零件的成形。表现。唐云祥等.文献[7]发现，精确计算复杂冲压件拉深回弹的关键仿真技术在于压边间隙和压边力的合理设置，以及采用合理的材料本构模型。任伟伟等.文献[8]针对高强度钢板材料冲压性能波动对冲压后零件精度影响较大的问题。他们研究了高强度钢板的屈服强度、应变硬化指数、摩擦系数和板厚波动对零件的影响。提出了扭曲弹簧的影响规律和材料性能参数的优化选择原则。尤金等人。 [9]分析了零件成形过程，并利用Dynaform软件研究了压边力、摩擦系数、模具间隙和冲压速度对最大减薄率的影响。确定了最佳工艺参数，有效降低板材最大减薄率。黄惠琼等.文献[10]针对某汽车纵梁冲压成形过程中出现的开裂、起皱、回弹等缺陷，提出了基于正交实验设计、数值模拟、Kriging模型和遗传算法相结合的优化策略。 。试验结果表明，冲压成形过程中压边力和模具间隙对冲压件的最大回弹量有显着影响。

综上所述，利用CAE分析从产品结构、高强钢材料性能[8]、关键成形工艺参数[11-12]以及模具结构设计[13-15]等方面对汽车零部件进行成形仿真分析。 ，并通过优化关键冲压工艺参数和工艺方案，可以有效提高板料的成形质量，减少零件的早期开发时间。

本文以高强度钢汽车控制臂为研究对象，研究其冲压成形规律。采用Autoform软件对冲压成形过程进行模拟，优化冲压成形工艺。

01

控制臂结构分析

本文中汽车下控制臂的材料为HDT 780C高强钢。材料厚度3.2毫米，屈服强度680~830兆帕，抗拉强度大于780兆帕，伸长率大于10%。零件三维几何形状如图1所示。整体结构对称，前后端有间隙，两侧有向上的凸缘，侧壁有开口，中心孔有向下的转弯。侧面，根据产品装配要求，控制臂关键尺寸为：AA/BB/CC开口两侧端面安装孔，尺寸公差要求±0.6毫米，平行度0.5毫米，两侧开口同轴度为0.6mm。由于是车辆的关键底盘部件，根据控制臂的使用要求，要求部件表面光滑平整，材料减薄率小于20%。不允许有皱纹、压痕和拉伤、过渡圆角应力集中、边缘接缝凹陷等缺陷。 。

图1 汽车控制臂结构

图1 汽车弹簧臂结构

02

有限元仿真分析

2.1 初始工艺方案的确定

根据产品的结构特点，为了提高生产效率并尽可能减少工序数量，降低生产成本，冲压过程中没有修边工序，轮廓形状由冲裁工序保证。由于控制臂颈部形状较为复杂，材料塑性较差，为避免控制臂颈部成型开裂，对颈部进行分阶段拉深，冲压成形工艺设计为：开卷消隐

延迟

整形外科

打中心孔并修复前后两端间隙

翻转并塑造形状

冲孔法兰区域外围有四个孔

打侧孔，将中心孔翻过来，将孔口倒角，如图2所示。

图2 冲压成形工艺方案

图2 冲压成形工艺方案

2.2冲压工艺参数的确定

采用Autoform软件进行冲压模拟，并根据产品结构反算切边线。毛坯尺寸最初确定为大约 490 mm × 307 mm（图 3）。材料选用HDT 780C高强钢，网格模拟单元为弹塑性壳体。单元。

图3 初始板材形状

图3 初始钣金形状

产品的关键工序是拉深部分，刀体设置如图4所示。因此，主要考虑分析拉深过程中工艺参数的影响。在冲压成形中，产品卸荷后的回弹率和最大减薄率是评价产品成形质量的指标，而材料本身的性能和冲压工艺参数（压边力、摩擦系数和冲压速度等）则影响产品的成形质量。确定零件的最终成形质量。实际生产过程中，应变速率对材料性能的变化影响不大，模口间隙的调整范围有限。因此，本文重点研究压边力和摩擦系数对板材的影响。冲压成形性能的影响。

图4 绘图工具本体

图4 绘图工具本体

预先设定模具间隙为板材厚度t，冲压速度为100 mm·s-1，压边力为600 kN。摩擦系数为0.10~0.16作用下的板材减薄率和回弹结果如图5所示，可以看出，随着摩擦系数从0.10增大到0.16，零件的最大减薄率增大从 11.6% 增加到 13.1%，最大正回弹从 3.18 毫米减少到 2.08 毫米，最大负回弹从-2.89 毫米至-1.96 毫米。由于摩擦系数的增大，拉深过程中拉应力增大，使发生塑性变形的面积增大，零件的最大减薄率增大，从而降低零件卸载后的回弹值。摩擦因数从0.14增加到0.16后，回弹值虽然下降，但下降幅度明显减小。因此，综合考虑实际工程应用价值和防止起皱、开裂等因素，最佳摩擦系数选择为0.14。

图5 摩擦系数对金属板材最大减薄率(a)和回弹(b)的影响

图5 摩擦系数对最大减薄率(a)和回弹量(b)的影响

当摩擦系数设置为0.14时，压边力600~1500 kN作用下的板料减薄率和回弹结果如图6所示。随着压边力从600 kN增加到1500 kN，最大减薄率由11.8%提高到19.8%，最大正回弹由2.4mm降低到1.96mm，最大负回弹由2.4mm降低到1.96mm。回弹量从-2.35毫米减少到-1.88毫米。当压边力较大时，板料边缘在加载过程中受到压缩，板料在成形过程中产生大量的塑性变形和拉应力。卸载后，由于塑性变形面积较大，回弹值减小。零件的冲压尺寸精度得到提高，但同时由于压边力的增大，导致零件的最大减薄率增大，容易在零件成形过程中造成断裂。因此，压边力的最佳设置为900 kN。此时，最大减薄率较低，回弹值也较小。

图6 压边力对板材最大减薄率(a)和回弹(b)的影响

图6 压边力对最大减薄率(a)和回弹(b)的影响

2.3 仿真结果

当摩擦系数为0.14、压边力为900 kN时，控制臂的冲压模拟成形性、减薄率和回弹结果如图7所示。

图7 CAE仿真结果

(a) 成形性 (b) 最大减薄率 (c) 回弹

图7 CAE仿真结果

(a)成形性 (b)最大减薄率 (c)回弹

从仿真结果可以看出，控制臂成形效果良好，板材没有出现裂纹、颈缩现象。板料的成形性能在安全范围内，板料最大减薄率为12.7%（小于20%），满足要求。但从回弹分布云图可以看出，控制臂左侧最大正回弹为2.13毫米，最大负回弹为-2.00毫米。控制臂右侧最大正回弹为1.77毫米，最大负回弹为-1.94毫米。零件两端开口两侧的回弹值较大，左右对称性较差，影响两侧安装孔的同轴度，因此需要优化工艺方案。

03

工艺计划优化

仿真结果表明，零件前后端开口两侧尺寸精度较差，定位精度直接影响零件冲压过程中图纸的对称性。对于初始规划，定位方法是基于前端和后端的定位孔。冲压过程中板材的水平方向不稳定，很容易导致拉深时左右不对称。同时，考虑到板材为高强度钢材，定位销在板材流动过程中容易磨损，增加了生产成本。因此，将定位孔改为槽式定位，以配合板材的形状。拉延过程中，板材更加水平，两侧拉延对称性更好。整个工艺流程中，先是前端、后端开槽，然后两侧翻边。在翻边过程中，两侧端面都会受到翻边过程的影响，且两个端面的相对位置难以控制。成型后间隙两侧尺寸精度较差，因此工艺流程改为先两侧翻边，再将前后端翻边。在翻边过程中，控制臂两侧的尺寸精度受到控制。打开开口时，模具向下进给，对两侧的精度影响很小，并且附加的整形工艺使间隙两侧的尺寸精度更高。此外，在最初计划的颈部拉拔过程中没有出现起皱或裂纹。为了减少图纸数量，缩短工序时间，改为一次性拉深。优化后的工艺方案（图8）为：下料（前后两端均开工艺槽）

延迟

形状和转动

修复两端缝隙

异型法兰面积

冲中心孔和法兰区域孔

打侧孔，翻转中心孔并将中心孔填角。

图8 优化计划流程

图8 优化方案流程

根据优化后的方案进行了仿真分析。回弹结果如图9所示。零件整体回弹云的分布模式与优化前相同。零件左侧最大正回弹为1.76毫米，最大负回弹为-0.66毫米；控制臂右侧最大正回弹1.83毫米，最大负回弹-0.67毫米。

图9 工艺优化后的仿真回弹结果

(a) 左侧 (b) 右侧

图8 工艺优化后的模拟回弹结果

(a)左侧 (b)右侧

对比初始方案和优化方案的回弹值（图10），工艺方案优化后，左侧最大正回弹由2.13毫米减少到1.76毫米，减少了17%，左侧最大负回弹由2.00毫米降低至0.66毫米，降低67%；右侧最大正回弹从1.77毫米增加到1.83毫米，增加3%，右侧最大负回弹从1.94毫米减少到0.67毫米，减少65%。工艺方案优化后，零件整体回弹值降低。初步方案仿真结果表明，前端间隙两侧最大回弹值相差0.36 mm。优化后，前端间隙两侧的最大回弹值相差0.07毫米，减少了0.29毫米。初始方案的仿真结果显示，后端左右两侧的最大负回弹值相差0.06毫米。优化后后端左右两侧最大负回弹值相差0.01毫米，减少了0.05毫米。工艺方案优化后，零件左右绘图对称性较好。好的。仿真结果对比表明，工艺方案优化后的零件尺寸精度更高。

图10 优化方案前后回弹值对比

图10 优化前后回弹值对比

04

实验验证

根据优化方案，对控制臂进行了试制。每种工艺对应的模具如图11所示。模具设计采用一个模具和两个零件。

图11 优化方案对应各工序模具结构

图11 各工序对应优化方案的模具结构

冲压试制结果如图12所示，可见零件表面质量良好，未出现裂纹、损伤，成形效果良好，满足试制要求。通过三维扫描检测零件的尺寸精度。主要检测零件AA、BB、CC两侧端面（主要是冲孔附近）的尺寸精度。扫描相关数据如图13所示，正负数据表示方向。

图 12 试用部件

图12 试制部分

图13 原型的三维扫描

(a) 零件左侧冲孔附近 (b) 零件右侧冲孔附近

图13 试制件3D扫描图

(a) 零件左侧的近孔 (b) 零件右侧的近孔

图13显示，在AA左端面冲孔附近选取了14个数据，最大正回弹值为0.14 mm，最大负回弹值为-0.42 mm。选取AA右端面附近的15个数据，最大正回弹值为0.54mm。 ，最小正回弹0.02毫米，均小于0.6毫米，AA两侧端面尺寸精度符合要求。

选择 BB 左侧开口附近的 6 个数据。最大正回弹0.45毫米，最小正回弹0.19毫米。选择BB右侧的5个数据。最大负回弹为-0.28毫米，最小负回弹。为-0.02mm，BB两侧端面尺寸精度满足要求。

选择CC左端面开口附近的6个数据。最大正回弹为 0.53 毫米，最小正回弹为 0.19 毫米。取BB右端面的5个数据。最大负回弹为-0.41mm，最小负回弹。为-0.09mm，BB两侧端面尺寸精度满足要求。

零件的拉深对称性主要影响两侧孔的同轴度。用通停规检测两侧孔的同轴度。如图14所示，可以看出通停量规完全穿过两侧孔，且该部分拉伸对称性良好，同轴度满足要求。

图14 同轴度检测图

图14 同轴度检测示意图

将有限元仿真结果与控制臂试制扫描云图结果对比可以看出，经过工艺优化后，前后端冲孔周边区域的回弹结果基本控制在±0.6mm以内。实际零件回弹结果与CAE模拟结果一致。零件的整体尺寸精度能够满足制造要求。

05

综上所述

(1)本文采用Autoform软件对HDT 780C高强钢控制臂冲压过程进行模拟，确定冲压工艺方案，并通过CAE模拟分析研究工艺参数对板料成形性能的影响，选择合适的摩擦系数压边力可以有效控制零件的最大减薄率和回弹，提高零件的成形质量。

(2)根据仿真结果，为了解决零件回弹值较大和间隙两端拉深不对称的问题，优化了控制臂冲压工艺方案，将定位方式由孔定位改为槽定位，使冲压过程中板料水平度更稳定，拉深对称性更好，避免了因板料强度高而导致定位销磨损。通过优化工艺顺序，先翻边再开前后端间隙，可以更好地控制前后端间隙两端的尺寸精度。

(3)优化方案后的仿真结果表明，对于回弹值，优化后左侧最大正回弹减少了17%，左侧最大负回弹减少了67%；右侧最大正反弹增加。 3%，右侧最大负反弹减少65%。关于图纸对称性，优化方案后，前端左右两侧的最大回弹值减少了0.29毫米。后端左右两侧最大负回弹值相差0.05毫米。工艺方案优化后，整体回弹量更小，左右图纸对称性更好，两侧安装孔同轴度更高，零件尺寸精度更高。

(4)根据优化后的工艺方案进行控制臂冲压试制。零件回弹结果与有限元模拟结果一致，零件扫描数据满足产品精度要求。

参考：

[1] TAKAHASHI M，UENISHI A，YOSHIDA H，等。汽车车身结构用先进高强度钢[J].材料科学论坛，2007，539-543(5)：4386-4390。

[2] 韩耀东.汽车后下控制臂冲压工艺及模具设计[J].模具制造，2019，（3）：4-8。

韩耀东.汽车后下弹簧臂冲压工艺及模具设计[J].模具制造，2019，(3)：4-8。

[3] PEIXINHO N, JONES N, PINHO A. 高强钢薄壁型材轴向破碎实验与数值研究[J].法国《体质杂志 IV》，2003 年，110：717-722。

[4] TARIGOPULA V、LANGSETH M、HOPPERSTAD OS 等。薄壁高强型钢的轴向破碎[J].国际冲击工程学报，2006，32(5)：847-882。

[5] VAN SLYCKEN J、VERLEYSEN P、DEGRIECK J 等。汽车用高强度钢的耐撞性表征与建模[J].机械工程师学会会议录，D 部分：汽车工程学报，2006 年，220(4)：391-400。

[6] 丁海涛.基于Autoform仿真的某车型后地板材料优化[J].汽车实用技术，2018，（19）：241-243。

丁海涛.基于Autoform仿真的某车型后地板材料优化[J].汽车应用技术，2018，（19）：241-243。

[7]唐云祥.大型汽车外饰件冲压拉深成形仿真及冲压工艺参数优化技术研究[D].杭州：浙江大学，2022。

唐云翔.大型汽车外覆盖件冲压图纸模拟及冲压工艺参数优化技术研究[D].杭州：浙江大学，2022。

[8] 任伟伟，邹林池，张兴峰，等。 7050铝合金时效成形过程中的应力松弛行为及回弹方程[J].材料工程, 2016, 44(9): 89-95.

任伟伟，周林池，张兴峰，等。 7050铝合金时效过程中的应力松弛行为及回旋行为[J].材料工程学报, 2016, 44(9): 89-95.

[9]尤进，龚红英，刘尚宝，等。基于Dynaform和响应面法的6016铝合金散热壳体冲压成形及优化[J].锻造技术, 2022, 47(3): 54-58.

尤进，龚红英，刘尚宝，等。基于Dynaform和响应面法的6016铝合金散热器壳体冲压优化[J].锻压技术, 2022, 47(3): 54-58.

[10] 黄惠琼，向惠玉，冷崇杰，等。铝合金板材冲压成形工艺优化及偏差补偿研究[J].锻造装备与制造技术, 2023, 58(1): 73-80.

黄惠琼，向惠玉，冷崇杰，等。铝合金板材冲压工艺优化及偏差补偿研究[J].中国锻压装备及制造技术, 2023, 58(1): 73-80.

[11] 李琪，季莎莎，王章忠，等。 22MnB5超高强钢防撞梁冷冲压成形数值模拟[J].冶金与材料, 2019, 39(4): 78-80.

李奇，纪莎莎，王章忠，等。 22MnB5超高强钢防撞梁冷冲压成形数值模拟[J].冶金与材料, 2019, 39(4): 78-80.

[12] 刘文，曹航昌，施一轩，等。基于CAE的汽车动力电池固定支架冷冲压工艺设计与分析[J].锻造技术，2017，42(9)：35-41。

刘文，曹航昌，施一轩，等。基于CAE的汽车动力电池固定支架冷冲压工艺设计与分析[J].锻压技术, 2017, 42(9): 35-41.

[13] 何祖仪. 6061铝合金冷冲压回弹及成形极限研究[D].武汉：华中科技大学，2018。

何竹仪. 6061铝合金冷冲压弹簧裂纹及成形极限研究[D].武汉：华中科技大学，2018。

[14] 黄祖鹏，魏伟，蒋明洲，等。两座电动汽车顶盖冲压成形[J].锻造技术, 2022, 47(8): 60-67.

黄祖鹏，魏伟，蒋明洲，等。两辆电动汽车顶盖冲压成形[J].锻压技术, 2022, 47(8): 60-67.

[15]张庆宇.汽车用DP780高强钢板热冲压数值模拟及模具磨损[J].锻造技术, 2022, 47(8): 35-40.

（相关交流群，扫描二维码添加微信！）