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國內乘用車的開發越來越重視車身輕量化、碰撞安全性，行駛經濟性等功能需求。加之世界車身金屬材料工藝發展的愈發成熟，高強度鋼板在白車身結構上運用的更加普及。

為實現而這些功能需求，當前國際主流則是采用熱成型工藝，但是其開發工藝復雜、制造成本高以及二次成型及翻邊整形相當困難的特性，也迫使冷沖超高強鋼板的大量應用已經普遍存在，將冷沖高強度鋼用于側圍總成框架上，不僅滿足車身骨架結構強度和剛度的同時減輕了重量，更是大大保證了行駛倉內乘員的安全性。

然而冷沖高強板具有屈服應力大、抗拉強度高、延伸率低、成型力量大、成型性能弱、以及硬化指數n值和厚向異性系數r值低的復雜特性，也使得其在冷沖壓成型過程中非常容易產生更大的彈性應變，造成制件開裂、回彈、扭曲的質量風險也愈發突出。

為確保制件的高精度要求，整個產品開發工藝環節需要在產品設計、沖壓SE開發、造型優化、成型數值模擬分析、工藝合理排布、模具結構優化、工藝參數設置、現場維修整改調試以及潛在性失效模式識別等眾多方面進行細化分析。

本文重點通過QP980中支柱里板高強板成形工藝開發及制件回彈整改典型案例進行了系統的分析和探討研究，為車身高強板冷成形產品開發提供了寶貴的指導和借鑒經驗。

產品研究背景

產品裝車環境

中立柱里板屬于汽車白車身框架重要零件，上部小端頭主要連接A柱骨架總成，下部大端頭連接門檻總成，中部法蘭區域與熱成形高強鋼中立柱點焊無縫搭接，因此對其強度、剛度及焊接尺寸都有極其嚴格的工藝要求，而目前該類“弧形”里板類零件大多數采用屈服強度≤590材質拉延成型，超過該屈服強度幾乎均采用熱成型+鐳射切割工藝方案。而此次研究探討對象為某車型中立柱里板冷成型生產工藝，其零件材質為QP980超高強鋼板，料厚為1.2±0.13mm。

材料力學性能

QP980鋼板作為為第三代超高強鋼，是一種高強度高塑(韌)性的馬氏體鋼（也成淬火延性鋼），鋼材韌塑性、成型性和延伸凸緣性等顯著提高。其各主要化學元素含量如表1，通?？梢赃_到的力學性能范圍為:抗拉強度800～1500MPa，屈服強度達550～1100MPa，延伸率15%～40%，較寬范圍的力學性能雖然為汽車鈑金成型材料牌號提供了多種選擇余地，但另一方面也大大增加了冷成型模具開發及調試整改難度。

為了讓CAE模擬分析更加準確有效，使用單項拉伸機對寶武鋼QP980材質進行實驗測試，以便獲得板材的基本力學性能，拉伸試樣如圖1圖2所示，實驗時變形的速率約為0.005S，其結果為：抗拉強度1100MPa，屈服強度820MPa，斷后延伸率在16%以上，基本與后面分析材質參數一致。

圖1 拉伸試片

圖2 拉伸曲線

產品成型特點

該零件尺寸為：1190mm×340mm×115mm，整個零件有反拉延造型且呈“弓”形，23處沖孔，2處翻，單件凈重1.856Kg。目前采用4道生產工序完成，其分別為：OP10拉延、OP20修邊沖孔、OP30修邊沖孔吊沖孔、OP40“雙活”翻邊整形。產品拉延深度為120mm，成型力要求達到1150T左右，四周法蘭面差尺寸公差要求在

±0.4mm之內，翻孔面角度要求為80°修邊線尺寸公差要求在±0.4mm之內，因此對法蘭面回彈進行有效的分析和控制是保證該產品合格的關鍵所在。

圖3 單件拉延成型云圖

圖4 雙件拉延成型云圖

工藝方案分析

拉延成型數值模擬初步分析

通過以上初步CAE分析結果及成形過程可以看出，零件分開拉延成型（圖3）理論成型力720T基本無較大開裂，產品區域最大減薄率為12%左右，沖孔廢料區起皺最大0.04mm，其它范圍趨勢可接受。而零件雙拼理論形型力達1400T，采用不太常用的刺破拉延成型（圖4）方式依然存在較大開裂趨勢，材料開裂和刺破后起皺趨勢同樣較為明顯，后期SOP階段存在很大生產質量風險且雙件回彈比單件更難控制。

正式工藝排布

通過以上工藝方案分析說明，且考慮到超高強板零件成型力量巨大，沖裁噪聲明顯，回彈調試整改繁雜等方面，則采用相對保守有效的方案二沖壓工藝制造該對零件，其工藝方案排布為：M01開卷擺剪——OP10拉延——OP20修邊沖孔吊沖孔——OP30修邊沖孔吊沖孔——OP40“雙活”翻邊整形翻孔，具體內容如圖4所示。

圖4

正式工藝CAE全工序仿真模擬

為更好優化驗證該沖壓工藝方案的合理性，采用AotuformR7軟件膜單元FV精度級別對其進行全工序含回彈仿真計算模擬。模擬參數及評判邊界條件分別為：成形減薄率≤16%，壓邊圈區域最大起皺≤0.05mm，凸模區域≤0.03mm，摩擦系數0.15并采用自由回彈方式分析回彈。

圖5

根據圖5材質參數卡：分析選用寶武鋼QP980材質，屈服強度Rp0.2為737.5MPa，抗拉強度Rm為1082MPa，屈強比為0.682，斷后延伸率A80mm為16.3%，應變硬化指數n值為0.152。

圖6 OP10 拉延3D 實體筋布置

OP10拉延3D實體阻力筋設置分布情況：整體拉延圓筋半徑R8mm，仿照分模線外移擴大15mm布置，共分為9段方便局部阻力調整。其中筋2、筋3、筋4和筋8因流料需要阻力系數設置為0，筋5、筋7和筋9因需控制兩端頭走料和回彈阻力系數設置分別為0.309（547N/mm）、0.260（461N/mm）和0.381（674N/mm），筋1和筋6因需控制中間法蘭面走料和回彈阻力系數設置為0.187（331.0N/mm）。

圖7 拉延結束FLD 圖 圖8 拉延減薄率云圖 圖9 拉延起皺云圖

OP10拉延結束FLD結果：成型力理論812T，壓邊力理論120T，大減薄率為13%，產品面區起皺最大0.04mm。

圖10 OP10 拉延回彈云圖

OP10拉延結束回彈結果：非常產品區域向上最大+7.5mm，產品區域向下最大-4.5mm。

圖11 OP20/30 修邊回彈云圖

兩序修沖結束回彈結果：產品區域向上最大+5.5mm，向下最大-3.2mm。

圖12 OP40 翻邊整形回彈云圖

OP40翻邊整形結束回彈結果：產品區域向上最大7.28mm，向下最大-3.9mm。

實際分析過程中拉延開裂和起皺現象并存，采用先優化起皺再優化開裂的順序，對其OP10拉延筋位置、形狀、大小、模面工藝補充面形狀和進料圓角大小、壓邊力以及板料尺寸、位置和定位反復進行優化調整試驗。

為了更好控制材料流動速度和抑制回彈量，沒有直接選擇產品四周法蘭面作為壓料面，而是直接外延增加工藝補充，促使成型過程中材料被充分拉開硬化。當OP20/OP30修沖結束后，產品局部位置因失去廢料，拉/壓應力迅速釋放造成回彈發生明顯趨勢和量變化。

OP40翻邊整形工藝對前工序回彈矯正作用不是非常明顯，局部回彈位置反而有變嚴重趨勢，成品回彈遠遠超過了產品GD&T中±0.4mm的要求，不能用于指導模具制造和調試，基于回彈結果必須進行逐步反向補償優化至±1.0mm以內方可進行開模。

同時這些回彈趨勢變化表明下步模面設計過程中需要充分考慮全工序回彈補償，將回彈補償量合理分配到各個工序中去、型面鑲塊需要分塊增厚便于型面多次降刀加工等，為后期回彈整改提供便捷。

模具結構設計

該材質為超高強板OP10拉延模模座主筋壁厚采用50mm且隨分模線靠內側凸模受力部位均勻布置，壓邊圈采用內角導向，120T壓邊力采用21根錐形頂桿腿支撐傳遞液壓墊壓力。另外考慮到該模面后期需要進行多倫回彈補償加工，凹模和凸模首先采用MoCr合金鑄鐵分塊鑲塊，待后面完成多倫回彈補償加工整改面差在±1.0mm模面之內且處于穩定狀態后，方可進行改用Cr12MoV硬料鑲塊。壓邊圈壓料面在回彈整改加工內容比較少，則直接采用分塊Cr12MoV硬料鑲塊研配合模，如此可以在模具整改加工效率和制造成本兩方面上取得一個很好的平衡點。

圖13 OP10 拉延模下模結構

OP20和OP30工序內容為四周共6段分切正修邊,OP20中間沖兩大異形孔，正沖11小孔，小端頭φ12.2圓孔與沖壓方向存在70°夾角；OP30中部孔與沖壓方向存在73°夾角，為保證這些孔形狀與產品數模一樣，則只能采用在壓料芯內部埋入吊斜暗沖孔。OP20小端頭修邊與沖壓方向存在64°修邊夾角，OP30大端頭修邊與沖壓方向存在78°修邊夾角，上模壓料芯和修邊刀塊在壓料沖裁過程中存在較大的側向力，因此在下模對應位置特意各增加了3處反側導板，保證壓料芯和上模在下行工作時，提前進行導向反側，以便提高修邊質量和模具使用壽命。

圖14 OP20 修邊沖孔吊沖孔下模結構

圖15 OP30 修邊沖孔吊沖孔下模結構

OP40工序內容為上/下翻邊、翻孔和四周法蘭焊接面整形，采用傳統“雙活”結構，先進行上翻邊和翻孔再進行下翻邊，由于既要完成翻邊壓料/托料又要完成整形，部分整形面只能分在下模托料芯上，因此上模壓料芯和下模托料芯均需要在模具閉合時處于墩死狀態。另外在整形過程中上壓料芯同樣受到較大側向力，故也在下模適當位置增加3處反側導板，以提高整形模工作的穩定性。

圖16 OP40 翻邊整形下模結構

模具調試整改

工藝分析和模具設計階段通過一系列反復回彈補償分析，結構上也是重點對可能出現的回彈面進行預防控制，首次出件狀態如圖17所示。

圖17

左/右中支柱里板超高強冷成型零件首次出件回彈趨勢基本與工藝設計分析結果一致，零件整體兩端頭呈現向凸側外張下榻扭曲現象（圖17紅色與藍色區域），中部則是向凹側內凸現象，只有介于中部與端頭之間部分位置區域才能與產品數據擬合一致（圖17綠色區域），實物左件單向回彈值最大為+1.8mm/-1.0mm，雙向極差達2.8mm，實物右件單向回彈值最大為+1.3mm/-1.6mm，雙向極差達2.9mm。

分析出現這些問題原因主要可能有：①模擬分析過程中材料參數設定與實際調試材料存在一定的差別；②有限元建模采用的是剛性模面，實際模面在受力成形過程會存在微觀變形；③模具實物加工型面與數字模型無法完全做到一模一樣；④現場調試人員選擇調試參數與理論計算有差別；⑤模面研合率及粗糙度與分析過程中存在一定偏差；⑥現場設備精度失真造成調試壓力設置錯誤；⑦生產過程退料造成工序產品變形；⑧檢具夾鉗位置與回彈分析夾持點存在位置和力量偏差；⑨零件碼放重力造成部分位置受力變形；⑩檢具錯誤和三次元等檢測工具精度失真也會造成測量結果顯示錯誤。

而在實際整改過程中則需要對這些影響因素進行單項試驗分析識別與排除，如此才能制定的出行之有效的方案。

現場回彈常用整改方法與流程

制件實際回彈補償量與實調結果（以左件舉例）

圖18 左中支柱里板實物圖

圖19 右中支柱里板實物圖

最終制件關鍵位置測量狀態顯示如下：

持續數月輪番補償整改后，左/右件型面檢測點面差值基本已落在公差要求范圍之內，左件超差最大位置在小端頭，最大值為-0.9mm，右件超差最大位置在大端頭，最大值為-0.8mm。當前針對這些局部超差點采用的是“少量多次”補償整改策略，即每次局部補償量遞減少，提高上機調試驗證頻次，這樣能夠有效提高模具整改效率。

冷沖高強板開發經驗延伸

高強板零件開發難度比普板要大的多，重點在于型面回彈整改控制，既要考慮產品工藝性，又要考慮模具結構性，回彈多倫整改調試的方便性，還要考慮生產設備噸位的局限性。

高強板成形過程中容易產生塑性硬化，因此需要盡可能一次成型到位，應避免通過二次成型或是大整形工藝，否則容易造成整形開裂或是整形面不平質量缺陷。

高強板成形過程中通常需求的力量非常大，一些模具部件需要重點關注考慮反側向力問題，否則很容易會造成沖裁產生毛刺或是薄弱鑲塊頻繁損壞。

高強板零件質量狀況多需要結合焊裝總成綜合來判斷，當某一缺陷及其難以從根本上消除時，需考慮嘗試對其環境件進行匹配優化，最終確保整個總成能夠滿足裝車要求，而不僅僅只是一味地追求單件的質量狀況，否則整改效果會適得其反。

高強鋼板的模具型面研合率是決定產品型面回彈穩定的關鍵點，前后工序模面的符型研合尤其重要，現場驗收檢查該類模具時，需要認真識別一些著色假象。

高強板半工裝出件后不要盲目去進行回彈整改，激光鐳射邊孔與模具修沖工藝有著較大的差別，因此需要盡快完成全工裝模具進行聯調改模，各工序綜合分析才能制定出合理有效的整改方案。

高強鋼板零件質量達到一定質量指標后，一些對設備參數、精度比較敏感的模具需要盡快進行母線調試匹配，如此會大大縮短整改周期和調試成本。高強鋼板成形過程模擬的可靠性和準確性，仍然是CAE分析當前重點研究對象，全工序模擬(Fully cycle simulation)和回彈穩定性分析是必然的選擇，當前的軟件數值模擬大多數用于產品型面趨勢變化判斷，具體各數值造成的“假象”還需結合現場實際經驗進行靈活的判斷與識別，只有提高高強板工藝和回彈模擬的水平，才能切實提高單出制件精度。

采用仿真模擬過程中，材質各項參數以及各工序力量設定須與實際生產材料接近，可以提高仿真模擬的精準性。

制件整改調試過程中需要逐步做好板料毛坯尺寸，壓機設備參數優化和固化，同時需做好調試驗證記錄，方便日后進行經驗分析總結。

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