某高強(qiáng)鋼汽車(chē)控制臂沖壓成形工藝研究

摘 要：以高強(qiáng)鋼汽車(chē)控制臂為研究對(duì)象，根據(jù)制件的材料強(qiáng)度高、幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜和成形困難的特點(diǎn)，制定多道次沖壓工藝方案，采用Autoform軟件分析沖壓成形過(guò)程，研究沖壓成形工藝參數(shù)對(duì)零件最大減薄率和回彈的影響，結(jié)果表明：壓邊力越大，板料的最大減薄率越高；一定范圍內(nèi)，增大壓邊力可以減小回彈；摩擦因數(shù)越大，板料的最大減薄率越高；一定范圍內(nèi)，增大摩擦因數(shù)可以減小回彈。針對(duì)加工過(guò)程中回彈較大、拉延不對(duì)稱(chēng)的問(wèn)題，對(duì)沖壓工藝方案進(jìn)行改進(jìn)優(yōu)化，最終有效減小了零件的回彈，控制了沖壓件尺寸精度，采用CAE模擬優(yōu)化了沖壓成形工藝方案，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了優(yōu)化后的工藝方案，試驗(yàn)結(jié)果與CAE仿真結(jié)果一致，成形質(zhì)量達(dá)到產(chǎn)品要求。

關(guān)鍵詞：高強(qiáng)鋼；沖壓成形；工藝參數(shù)；工藝方案優(yōu)化；回彈

0 引言

控制臂是轎車(chē)關(guān)鍵底盤(pán)件之一，是汽車(chē)懸掛系統(tǒng)上非常重要的承力構(gòu)件，其幾何形狀復(fù)雜[1]，主要作用是連接后輪和支撐汽車(chē)車(chē)身，用于控制后輪轉(zhuǎn)向，緩沖汽車(chē)行駛中的震動(dòng)，其力學(xué)性能和尺寸精度直接影響汽車(chē)平穩(wěn)性和安全可靠性[2]?？刂票壑饕筛邚?qiáng)鋼成形[3-5]。由于控制臂幾何形狀復(fù)雜、材料強(qiáng)度高、塑性差以及回彈大，導(dǎo)致沖壓成形難度大。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者分別對(duì)高強(qiáng)鋼板材沖壓成形性能進(jìn)行了研究，丁海濤[6]通過(guò)優(yōu)化沖壓件結(jié)構(gòu)，調(diào)整模具圓角，減小成形過(guò)程中材料流動(dòng)的阻力，改善了制件的成形性能。湯云翔等[7]發(fā)現(xiàn)準(zhǔn)確計(jì)算復(fù)雜沖壓件拉延回彈的關(guān)鍵仿真技術(shù)在于合理設(shè)置壓邊間隙和壓邊力，以及采用合理的材料本構(gòu)模型。任魏巍等[8]針對(duì)高強(qiáng)度鋼板材料沖壓性能的波動(dòng)對(duì)沖壓成形后零件精度的影響較大的問(wèn)題，研究了高強(qiáng)度鋼板的屈服強(qiáng)度、應(yīng)變硬化指數(shù)、摩擦系數(shù)及板料厚度波動(dòng)對(duì)零件扭曲回彈的影響規(guī)律，提出了材料性能參數(shù)優(yōu)化選取原則。尤晉等[9]對(duì)零件成形工藝進(jìn)行分析，利用Dynaform軟件研究了壓邊力、摩擦因素、模具間隙和沖壓速度對(duì)最大減薄率的影響規(guī)律，通過(guò)確定的最佳工藝參數(shù)有效減小了板料最大減薄率。黃輝瓊等[10]為解決某汽車(chē)縱梁沖壓成形過(guò)程中存在的破裂、起皺和回彈等缺陷，提出了基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)值模擬、克里金模型和遺傳算法相結(jié)合的優(yōu)化策略。試驗(yàn)結(jié)果表明，沖壓成形過(guò)程中壓邊力和模具間隙對(duì)沖壓零件的最大回彈有顯著性影響。

綜上，利用CAE分析從產(chǎn)品結(jié)構(gòu)、高強(qiáng)鋼材料性能[8]、成形工藝關(guān)鍵參數(shù)[11-12]與模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[13-15]等方面對(duì)汽車(chē)構(gòu)件進(jìn)行成形仿真分析，并通過(guò)優(yōu)化關(guān)鍵沖壓工藝參數(shù)和工藝方案，可以有效提高板材的成形質(zhì)量，減少零件前期研發(fā)的時(shí)間。

本文以某高強(qiáng)鋼汽車(chē)控制臂為研究對(duì)象，研究沖壓成形規(guī)律，采用Autoform軟件進(jìn)行沖壓成形過(guò)程仿真模擬，優(yōu)化沖壓成形工藝。

01  控制臂結(jié)構(gòu)分析

本文中汽車(chē)下控制臂的材料采用HDT 780C高強(qiáng)鋼，材料厚度為3.2 mm，屈服強(qiáng)度680～830 MPa，抗拉強(qiáng)度大于780 MPa，伸長(zhǎng)率大于10%，零件三維幾何形狀如圖1所示，整體結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱(chēng)，前后兩端開(kāi)有豁口，兩側(cè)向上有翻邊，側(cè)壁有開(kāi)孔，中心孔有向下翻邊，根據(jù)產(chǎn)品裝配要求，控制臂關(guān)鍵尺寸為：A-A/B-B/C-C開(kāi)豁口兩側(cè)端面安裝孔處，尺寸公差要求±0.6 mm，平行度0.5 mm，兩側(cè)開(kāi)孔同軸度0.6 mm。由于是車(chē)輛關(guān)鍵底盤(pán)件，根據(jù)控制臂使用要求，制件要求表面光滑平順，材料減薄率小于20%，不允許有皺紋、壓痕及拉傷，過(guò)渡圓角應(yīng)力集中，邊緣接口凹陷等缺陷。

圖1 汽車(chē)控制臂結(jié)構(gòu)

02 有限元模擬分析

2.1 初始工藝方案確定

根據(jù)產(chǎn)品結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為了提高生產(chǎn)效率，盡可能縮減工序數(shù)量，降低生產(chǎn)成本，沖壓過(guò)程中不設(shè)置修邊工藝，輪廓形狀靠落料環(huán)節(jié)保證。由于控制臂頸部形狀較為復(fù)雜，材料塑性差，為避免控制臂頸部成形開(kāi)裂，對(duì)頸部進(jìn)行分次拉深，設(shè)計(jì)沖壓成形工藝方案為：開(kāi)卷落料拉延整形沖中心孔并修前后端豁口翻邊并整形沖法蘭區(qū)周緣四孔側(cè)沖孔并翻中心孔且在孔口處做倒角，如圖2所示。

圖2 沖壓成形工藝方案

2.2 沖壓工藝參數(shù)確定

采用Autoform軟件進(jìn)行沖壓模擬仿真，根據(jù)產(chǎn)品結(jié)構(gòu)進(jìn)行修邊線(xiàn)回算，初步確定毛坯尺寸約為490 mm×307 mm(圖3)，材料選取HDT 780C高強(qiáng)鋼，采用的網(wǎng)格模擬單元為彈塑性殼單元。

圖3 初始板料形狀

產(chǎn)品關(guān)鍵工序?yàn)槔硬糠?，工具體設(shè)置如圖4所示。因此主要考慮分析拉延工序中工藝參數(shù)的影響，在沖壓成形中，卸載后產(chǎn)品的回彈和最大減薄率是評(píng)價(jià)產(chǎn)品成形質(zhì)量的指標(biāo)，而材料本身的性能以及沖壓工藝參數(shù)(壓邊力、摩擦因數(shù)和沖壓速度等)決定了零件最終成形質(zhì)量，在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中應(yīng)變速率對(duì)材料性能的變化影響不大，模具間隙的調(diào)整范圍有限，故本文重點(diǎn)研究壓邊力和摩擦因數(shù)對(duì)于板料沖壓成形性能的影響。

圖4 拉延工具體

初步設(shè)置模具間隙為板料厚度t，沖壓速度為100 mm·s-1，壓邊力為600 kN，在0.10～0.16摩擦因數(shù)作用下板料減薄率和回彈的結(jié)果如圖5所示，可見(jiàn)，隨著摩擦因數(shù)從0.10增大到0.16，制件最大減薄率由11.6%增大到13.1%，最大正回彈從3.18 mm 降低到2.08 mm，最大負(fù)回彈從-2.89 mm降低到-1.96 mm。由于摩擦因數(shù)的增大，導(dǎo)致拉延過(guò)程中拉應(yīng)力增大，使發(fā)生塑性變形的區(qū)域增大，制件的最大減薄率增大，從而卸載后制件回彈值減小。在摩擦因數(shù)從0.14增大到0.16后，回彈值雖然減小，但是降幅明顯減小。因此考慮實(shí)際工程應(yīng)用價(jià)值和預(yù)防起皺開(kāi)裂等因素，最佳摩擦因數(shù)選取為0.14。

圖5 摩擦因數(shù)對(duì)板料最大減薄率(a)和回彈(b)的影響

當(dāng)設(shè)置摩擦因數(shù)為0.14時(shí)，在600～1500 kN壓邊力作用下板料減薄率和回彈結(jié)果如圖6所示，隨著壓邊力從600 kN增大到1500 kN，制件最大減薄率從11.8%增大到19.8%，最大正回彈從2.4 mm降低至1.96 mm，最大負(fù)回彈從-2.35mm降低至-1.88 mm。當(dāng)壓邊力較大時(shí)，加載過(guò)程中板料邊緣被壓緊，板料在成形過(guò)程中產(chǎn)生大量的塑性變形和拉應(yīng)力，卸載后，由于塑性變形區(qū)域較多，回彈值有所降低，提高了制件的沖壓尺寸精度，但同時(shí)由于壓邊力的增大，導(dǎo)致零件最大的減薄率提升，容易造成制件成形過(guò)程中的破裂。因此壓邊力最佳設(shè)置為900 kN，此時(shí)最大減薄率較低，回彈值也較小。

圖6 壓邊力對(duì)板料最大減薄率(a)和回彈(b)的影響

2.3 仿真結(jié)果

摩擦因數(shù)為0.14，壓邊力為900 kN時(shí)，控制臂的沖壓模擬成形性、減薄率及回彈結(jié)果如圖7所示。

圖7 CAE仿真結(jié)果

(a)成形性 (b)最大減薄率 (c)回彈

由仿真結(jié)果可知：控制臂成形效果良好，板料未發(fā)生開(kāi)裂、頸縮現(xiàn)象。板料成形性處于安全區(qū)域內(nèi)，板料最大減薄率為12.7%(小于20%)，滿(mǎn)足要求。但是從回彈分布云圖結(jié)果可見(jiàn)，控制臂左側(cè)面最大正回彈為2.13 mm，最大負(fù)回彈為-2.00 mm?？刂票塾覀?cè)面最大正回彈為1.77 mm，最大負(fù)回彈為-1.94 mm。制件兩端開(kāi)豁口處側(cè)面的回彈值較大，且左右對(duì)稱(chēng)性較差，影響兩側(cè)安裝孔的同軸度，故需要對(duì)工藝方案進(jìn)行優(yōu)化。

03 工藝方案優(yōu)化

仿真模擬結(jié)果表明制件前后端開(kāi)豁口處兩側(cè)尺寸精度較差，而定位的準(zhǔn)確性直接影響了制件沖壓過(guò)程中拉延的對(duì)稱(chēng)性，對(duì)于初始方案，定位方式以前后端的定位孔為基準(zhǔn)，在沖壓過(guò)程中板料水平方向不穩(wěn)定，易導(dǎo)致拉延左右不對(duì)稱(chēng)，同時(shí)考慮到板料為高強(qiáng)鋼，板料流動(dòng)過(guò)程中，定位銷(xiāo)易磨損，加大了生產(chǎn)成本，故改定位孔定位為開(kāi)槽定位，配合板料形狀，拉延過(guò)程中板料的水平度更高，兩側(cè)拉延對(duì)稱(chēng)性更好。在整個(gè)工藝流程中，先進(jìn)行前后端開(kāi)豁口，后進(jìn)行兩側(cè)翻邊，在翻邊過(guò)程中，兩側(cè)端面會(huì)受到翻邊工藝的影響，兩端面相對(duì)位置難以控制，成形后豁口兩側(cè)尺寸精度較差，故改工藝流程為先進(jìn)行兩側(cè)翻邊，后進(jìn)行前后端開(kāi)豁口，在翻邊過(guò)程中把控好控制臂兩側(cè)面尺寸精度，開(kāi)豁口時(shí)由于模具刀具向下進(jìn)給，對(duì)兩側(cè)精度影響較小，并添加整形工序，使豁口兩側(cè)尺寸精度更高。另外在初始方案的頸部拉延過(guò)程中未發(fā)生起皺開(kāi)裂現(xiàn)象，為減少拉延次數(shù)，縮短工藝時(shí)間，改為一次拉深成形。優(yōu)化后的工藝方案(圖8)為：落料(前后端開(kāi)工藝槽)拉延整形并翻邊修兩端豁口整形法蘭區(qū)沖中心孔和法蘭區(qū)域孔側(cè)沖孔、翻中心孔并在中心孔處做圓角。

圖8 優(yōu)化方案工藝

基于優(yōu)化后的方案進(jìn)行仿真分析，其回彈結(jié)果如圖9所示，制件整體回彈云圖分布規(guī)律和優(yōu)化前相同，制件左側(cè)面最大正回彈為1.76 mm，最大負(fù)回彈為-0.66 mm；控制臂右側(cè)面最大正回彈為1.83 mm，最大負(fù)回彈為-0.67 mm。

圖9 工藝優(yōu)化后仿真回彈結(jié)果

(a)左側(cè)面 (b)右側(cè)面

對(duì)比初始方案與優(yōu)化方案的回彈數(shù)值(圖10)，工藝方案優(yōu)化后左側(cè)面最大正回彈由2.13 mm減小為1.76 mm，降低了17%，左側(cè)面最大負(fù)回彈由2.00 mm 減小為0.66 mm，降低了67%；右側(cè)面最大正回彈由1.77 mm增大為1.83 mm，提高了3%，右側(cè)面最大負(fù)回彈由1.94 mm減小為0.67 mm，降低了65%。工藝方案優(yōu)化后制件整體回彈值降低。初始方案仿真結(jié)果前端豁口兩側(cè)最大回彈值相差0.36 mm，優(yōu)化后前端豁口側(cè)面最大回彈值相差0.07 mm，減少了0.29 mm。初始方案仿真結(jié)果后端左右側(cè)面最大負(fù)回彈值相差0.06 mm，優(yōu)化后后端左右側(cè)面最大負(fù)回彈相差0.01 mm，減小了0.05 mm，工藝方案優(yōu)化后，制件左右拉延對(duì)稱(chēng)性更好。仿真結(jié)果對(duì)比表明：工藝方案優(yōu)化后制件尺寸精度更高。

圖10 優(yōu)化方案前后回彈值對(duì)比

04試驗(yàn)驗(yàn)證

基于優(yōu)化方案，對(duì)控制臂進(jìn)行試制，其中各工序?qū)?yīng)模具如圖11所示，模具設(shè)計(jì)采用一模兩件。

圖11 優(yōu)化方案對(duì)應(yīng)各工序模具結(jié)構(gòu)

沖壓試制結(jié)果如圖12所示，可見(jiàn)制件表面質(zhì)量良好，未發(fā)生開(kāi)裂破損，成形效果良好，滿(mǎn)足試制要求。通過(guò)三維掃描對(duì)制件尺寸精度進(jìn)行檢測(cè)。主要檢測(cè)制件A-A、B-B和C-C這3處兩側(cè)端面尺寸精度(主要以沖孔附近處為主)。掃描相關(guān)數(shù)據(jù)如圖13所示，數(shù)據(jù)正負(fù)表示方向。

圖12 試制零件

圖13 試制件三維掃描圖

(a)制件左側(cè)沖孔附近 (b)制件右側(cè)沖孔附近

圖13表明，A-A左側(cè)端面沖孔附近選取14個(gè)數(shù)據(jù)，最大正彈值為0.14 mm，最大負(fù)回彈為-0.42 mm，A-A右側(cè)端面附近選取15個(gè)數(shù)據(jù)，最大正回彈為0.54 mm，最小正回彈為0.02 mm，均小于0.6 mm，A-A兩側(cè)端面尺寸精度滿(mǎn)足要求。

B-B左側(cè)端面開(kāi)孔附近選取6個(gè)數(shù)據(jù)，最大正回彈為0.45 mm，最小正回彈為0.19 mm，B-B右側(cè)端面取5個(gè)數(shù)據(jù)，最大負(fù)回彈為-0.28 mm，最小負(fù)回彈為-0.02 mm，B-B兩側(cè)端面尺寸精度滿(mǎn)足要求。

C-C左側(cè)端面開(kāi)孔附近選取6個(gè)數(shù)據(jù)，最大正回彈為0.53 mm，最小正回彈為0.19 mm，B-B右側(cè)端面取5個(gè)數(shù)據(jù)，最大負(fù)回彈為-0.41 mm，最小負(fù)回彈為-0.09 mm，B-B兩側(cè)端面尺寸精度滿(mǎn)足要求。

制件拉延對(duì)稱(chēng)度主要影響兩側(cè)孔的同軸度，以通止規(guī)檢測(cè)兩側(cè)孔的同軸度，如圖14所示，可見(jiàn)通止規(guī)完全穿過(guò)兩側(cè)孔位，制件拉延對(duì)稱(chēng)性較好，同軸度滿(mǎn)足要求。

圖14 同軸度檢測(cè)圖

對(duì)比有限元模擬結(jié)果與控制臂試制掃描云圖結(jié)果可見(jiàn)，工藝優(yōu)化后，前后端沖孔周緣區(qū)域回彈結(jié)果基本控制在±0.6 mm以?xún)?nèi)，實(shí)際制件回彈結(jié)果與CAE仿真結(jié)果規(guī)律一致。零件整體的尺寸精度能夠滿(mǎn)足制造要求。

05 結(jié)論

(1)本文采用Autoform軟件模擬了HDT 780C高強(qiáng)鋼控制臂的沖壓過(guò)程，確定了沖壓工藝方案，并通過(guò)CAE模擬仿真分析，研究了工藝參數(shù)對(duì)板料成形性能的影響，選取合適的摩擦因數(shù)和壓邊力可以有效控制零件的最大減薄率和回彈，提高制件的成形質(zhì)量。

(2)根據(jù)仿真模擬結(jié)果，針對(duì)制件回彈值較大，豁口兩端拉延不對(duì)稱(chēng)的問(wèn)題，優(yōu)化了控制臂沖壓的工藝方案，通過(guò)將定位方式由孔定位改為開(kāi)槽定位，使沖壓過(guò)程中板料水平性更加穩(wěn)定，拉延對(duì)稱(chēng)性更好，且避免由于板料強(qiáng)度較高導(dǎo)致定位銷(xiāo)磨損。通過(guò)優(yōu)化工藝順序，先翻邊后開(kāi)前后端豁口，可以更好地控制前后端豁口兩端尺寸精度。

(3)優(yōu)化方案后的仿真結(jié)果表示，對(duì)于回彈值，優(yōu)化后左側(cè)面最大正回彈降低了17%，左側(cè)面最大負(fù)回彈降低了67%；右側(cè)面最大正回彈提高了3%，右側(cè)面最大負(fù)回彈降低了65%。對(duì)于拉延對(duì)稱(chēng)性，方案優(yōu)化后前端左右側(cè)面最大回彈值減少了0.29 mm。后端左右側(cè)面最大負(fù)回彈值相差減小了0.05 mm。工藝方案優(yōu)化后整體回彈量更小，左右拉延對(duì)稱(chēng)性更好，兩側(cè)安裝孔同軸度更高，制件尺寸精度更高。

(4)基于優(yōu)化后的工藝方案進(jìn)行控制臂沖壓試制，制件回彈結(jié)果與有限元仿真結(jié)果規(guī)律保持一致，制件掃描數(shù)據(jù)滿(mǎn)足產(chǎn)品精度要求。

參考文獻(xiàn)：

[1] TAKAHASHI M，UENISHI A，YOSHIDA H，et al. Advanced high strength steels for automobile body structures[J]. Materials Science Forum，2007，539-543(5)：4386-4390.

[2] 韓耀東.轎車(chē)后下控制臂的沖壓工藝及模具設(shè)計(jì)[J].模具制造，2019，(3)：4-8.

HAN Yaodong. Stamping process and die design of rear lower spring arm of car [J]. Die &Mould Manufacture，2019，(3)：4-8.

[3] PEIXINHO N，JonES N，PINHO A. Experimental and numerical study in axial crushing of thin walled sections made of high-strength steels[J]. Journal de Physique IV France，2003，110：717-722.

[4] TARIGOPULA V，LANGSETH M，HOPPERSTAD O S，et al. Axial crushing of thin-walled high-strength steel sections[J]. International Journal of Impact Engineering，2006，32(5)：847-882.

[5] VAN SLYCKEN J，VERLEYSEN P，DEGRIECK J，et al. Crashworthiness characterization and modelling of high-strength steels for automotive applications[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part D：Journal of Automobile Engineering，2006，220(4)：391-400.

[6] 丁海濤.基于Autoform仿真模擬的某車(chē)型后地板材料優(yōu)化[J].汽車(chē)實(shí)用技術(shù)，2018，(19)：241-243.

DING Haitao. Optimization of rear floor material of a vehicle model based on Autoform simulation [J]. Automobile Applied Technology，2018，(19)：241-243.

[7] 湯云翔. 汽車(chē)大型外覆蓋件沖壓拉延成形仿真與沖壓工藝參數(shù)優(yōu)化技術(shù)研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2022.

TANG Yunxiang. Research on stamping drawing simulation of large automobile outer panel and optimization technology of stamping process parameters [D].Hangzhou：Zhejiang University，2022.

[8] 任魏巍，鄒林池，張興峰，等.7050鋁合金時(shí)效成形中應(yīng)力松弛行為與回彈方程[J].材料工程，2016，44(9)：89-95.

RENG Weiwei，ZHOU Linchi，ZHANG Xingfeng，et al. Stress relaxation behavior and sprinaback eauation of 7050 alumnum allovs during age-forming process[J]. Journal of Materials Engineering，2016，44(9)：89-95.

[9] 尤晉，龔紅英，劉尚保，等.基于Dynaform及響應(yīng)面法的6016鋁合金散熱殼體沖壓成形及優(yōu)化[J].鍛壓技術(shù)，2022，47(3)：54-58.

YOU Jin，GONG Hongying，LIU Shangbao，et al. Stamping and optimization on 6016 aluminum alloy radiator shell based on Dynaform and response surface method [J]. Forging &Stamping Technology，2022，47(3)：54-58.

[10] 黃輝瓊，項(xiàng)輝宇，冷崇杰，等.鋁合金薄板沖壓成形工藝優(yōu)化及偏差補(bǔ)償研究[J].鍛壓裝備與制造技術(shù)，2023，58(1)：73-80.

HUANG Huiqiong，XIANG Huiyu，LENG Chongjie，et al. Study on the optimization of stamping process and deviation compensation for aluminum alloy sheet [J]. China metalforming Equipment &Manufacturing Technology，2023，58(1)：73-80.

[11] 李琦，紀(jì)沙沙，王章忠，等.22MnB5超高強(qiáng)度鋼防撞梁的冷沖壓成形數(shù)值模擬[J].冶金與材料，2019，39(4)：78-80.

LI Qi，JI Shasha，WANG Zhangzhong，et al. Numerical simulation of cold stamping forming of 22MnB5 ultra-high strength steel anti-collision beam [J]. metallurgy and Materials，2019，39(4)：78-80.

[12] 劉雯，曹航暢，施藝旋，等.基于CAE的汽車(chē)動(dòng)力電池固定支架冷沖壓工藝設(shè)計(jì)與分析[J].鍛壓技術(shù)，2017，42(9)：35-41.

LIU Wen，CAO Hangchang，SHI Yixuan，et al. Design and analysis of cold stamping process for fixed bracket of automotive power battery based on CAE [J]. Forging &Stamping Technology，2017，42(9)：35-41.

[13] 何祖毅.6061鋁合金冷沖壓成形中回彈及成形極限研究[D].武漢：華中科技大學(xué)，2018.

HE Zhuyi. Investigation of springbcak and forming limit of 6061 aluminum alloy in cold stamping[D]. Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2018.

[14] 黃祖朋，韋韡，蔣明周，等.兩座電動(dòng)汽車(chē)頂蓋的沖壓成形[J].鍛壓技術(shù)，2022，47(8)：60-67.

HUANG Zupeng，WEI Wei，JIANG Mingzhou，et al. Stamping of the top cover of two electric cars [J]. Forging &Stamping Technology，2022，47(8)：60-67.

[15] 張清郁.車(chē)用DP780高強(qiáng)鋼板熱沖壓成形數(shù)值模擬及模具磨損[J].鍛壓技術(shù)，2022，47(8)：35-40.