分塊壓料與板坯形狀對St16鋼板矩形盒拉深成形性的影響

付澤，鄂大辛

(北京理工大學材料學院，北京 100081)

矩形盒拉深具有非回轉對稱成形的典型特征，拉深過程中壓料面上法蘭各點的應力、應變主軸瞬時變化，導致其變形分析非常復雜[1]。實際生產(chǎn)中，對于形狀尺寸確定的矩形盒拉深，為了提高產(chǎn)品使用性能、成形質量和成形極限，需要正確選材并設計合理的拉深工藝及其模具結構[2—8]。盡管已有很多研究人員研究了分塊變壓料力和板坯形狀優(yōu)化兩種工藝方案對拉深性能的影響，但對兩種工藝的效果對比以及兩者的結合效果鮮有報道[9—14]。

為了近似地模擬汽車板成形，文中選用汽車覆蓋件用st16冷軋薄板作為研究對象，在傳統(tǒng)壓力控制技術及模具結構的基礎之上，根據(jù)壓料面上法蘭流動變形具有局域性分布的特征，提出利用分塊變壓料力控制技術與板坯形狀優(yōu)化相結合的工藝方案，來改善法蘭板料變形狀況，進而提高矩形盒成形性及成形極限。考慮到工藝試驗結果的不確定性可能導致模具多次報廢所帶來的經(jīng)濟損失和時間浪費等，采用eta/DYNAFORM軟件對矩形盒件拉深過程進行模擬，并分析比較了分塊壓料與優(yōu)化板坯形狀對矩形盒件拉深極限的影響，為確定成形工藝和模具設計制造提供參考。

1 板料成分及單向拉伸的力學性能

為了提取st16板的各項基本力學性能參數(shù)，進行了單向拉伸實驗。試樣按照GBT 228—2002標準切割制備，在WDW-E100D萬能試驗機上實施拉伸實驗。圖1所示為分別沿與軋制方向成0°，45°和90°三個方向截取試樣的拉伸工程應力應變曲線。三個不同方向試樣的屈服點都比較明顯且數(shù)值基本相同，總伸長率均在50%左右，0°方向略大。拉伸中、后期應力變化平緩，顯示出良好的均勻延伸性能，并且最大載荷點出現(xiàn)之后，仍具有較強的延伸能力。

圖1 St16板料的拉伸工程應力應變曲線Fig.1 Uniaxial tensile engineering stress-engineering stress curves of the St16 blank

2 壓料力可控模具結構

矩形盒產(chǎn)品的基本形狀尺寸為72 mm×36 mm，圓角半徑為8 mm。傳統(tǒng)矩形盒拉深模具采用彈簧或聚氨酯橡膠作為彈性壓料元件。一般拉深凸模、凹模及壓料板都采用T10A，熱處理硬度:凸模50～60HRC，凹模和壓料板58～62HRC，工作表面粗糙度為0.4。該模具的缺點是拉深過程中，壓料面上法蘭變形體積逐漸減小，但來自于聚氨酯橡膠壓縮反力的壓料力卻越來越大，這顯然將影響矩形盒的拉深成形性。

為了改善整體壓料板的壓料條件，實現(xiàn)實時可調的合理壓料力拉深，采用一套簡易液壓系統(tǒng)代替原來的聚氨酯橡膠，改造后的模具如圖2所示。該壓料裝置由一臺手動泵作為壓力源，帶動4個單動單出桿液壓缸頂起壓料板進行同步壓料，并在液壓缸進油口與手動泵回油口之間設置一個先導式比例溢流閥，調節(jié)回油壓力以控制壓料力合理變化。由于實施合理壓料力拉深，在同樣變形條件下，提高了極限拉深深度Δhmax≈2.8 mm。

圖2 整體壓料板壓料力可調矩形盒拉深模具Fig.2 The drawing die with the whole blank holder of controllable force

3 矩形盒件拉深成形模擬分析

3.1 有限元模型建立

圖3 矩形盒拉深有限元模型Fig.3 The finite element model of rectangular case drawing

利用SolidWorks對矩形盒及其模具進行建模后導入eta/DYNAFORM，有限元模型如圖3所示。所有幾何參數(shù)均與實物相同，將模具設為剛體，板坯采用1.5 mm×1.5 mm正方形網(wǎng)格，為提高計算速度，定義板坯類型為BT殼單元，凸模拉深速度設為0.5 m/s。為了提高計算精度和真實可靠性，直接輸入St16板料的真實應力應變曲線加載，即采用曲線硬化材料模型。

3.2 拉深模擬結果分析

3.2.1 矩形板坯整體壓料拉深模擬

首先，按常規(guī)生產(chǎn)工藝采用108 mm×72 mm×1 mm矩形板坯，壓料力分別為 FN=100，110，120，130 kN的整體壓料拉深進行有限元分析，計算模擬結果表明:FN=100 kN，110 kN，法蘭起皺明顯，F(xiàn)N=120 kN，法蘭僅局部有微小起皺，且極限成形深度h=25.96 mm，而當 FN=130 kN，拉深深度 h=17.70 mm時凸模轉角處矩形盒破裂。對于FN=120 kN存在一個最佳板坯尺寸，增大板坯尺寸到117 mm×81 mm×1 mm，可以得到極限拉深深度hmax=16.07 mm。分析如圖4所示變形分布及成形極限圖可知，矩形板坯進行整體壓料拉深成形過程中，壓料面上法蘭直邊材料向凹?？诘牧魅胼^快，受兩側曲邊材料變形擠入的影響，長直邊的流動比短邊部快，角部流入緩慢，角端部成為僅隨前方材料流動的“變形死區(qū)”，并且這部分阻礙前方材料周向壓縮變形。凸模轉角破裂危險區(qū)板料受到徑向和周向不等拉伸，且因法蘭角部材料流入阻力增大，部分變形質點已經(jīng)到達破裂線。因此，為了提高矩形盒成形性及其成形極限，必須設法改善壓料條件及其法蘭變形流動狀況。

圖4 傳統(tǒng)矩形板坯整體壓料拉深模擬的成形極限圖Fig.4 FLD of drawing forming simulation for rectangular plate with the traditional whole blank holder

3.2.2 矩形板坯分塊壓料拉深模擬

矩形盒件拉深時，法蘭直邊材料在凸模下行拉力作用下幾乎平行移向凹?？?，在凹模肩圓角處彎曲、反彎曲變形后進入凹模;法蘭曲邊由于材料過剩，在凹模口前因周向壓縮使板厚增厚且一部分被拉入凹?？?，而大部分板料則滯留在法蘭角部。這樣，整體壓料板所施加壓料力基本作用在這部分板厚增大的曲邊板料上。由于整體壓料力的局部作用造成的進料阻力進一步增大，使得凸模轉角破裂危險區(qū)材料變形加劇而較早地產(chǎn)生破裂。為了緩和壓料面上法蘭材料向凹?？诜较蛄魅胨俣鹊牟町?，根據(jù)凹模口形狀和法蘭流動變形特點，如圖5所示，沿凹模直、曲邊切點將壓料板分為長、短直邊和曲邊共8塊并實施分塊壓料力控制拉深。

圖5 矩形板坯分塊壓料拉深模擬的成形極限圖Fig.5 FLD of drawing forming simulation for rectangular plate with the segmented blank holder

為使法蘭直、曲邊材料流入均勻，必須抑制易變形區(qū)材料流入速度，相對促進難變形區(qū)材料流入變形，即應使 σ長＞σ短＞σ角。以整體壓料(FN=120 kN)時的單位壓料力σ=F/A=18.13 MPa為依據(jù)，參考各部分壓料板的面積之比，且保證壓料力總和∑F=120 kN進行分配，得到一組相對最優(yōu)的分配結果，即長直邊壓料力Fl=39 kN，短直邊Fs=7 kN，角部壓料力Fq=7 kN。由圖6所示有限元模擬結果可見，由于法蘭拉壓區(qū)變形質點得以分散且流入速度差異緩和作用，其極限拉深深度較整體壓料拉深提高了 Δhmax=3.54 mm。

3.2.3 切角板坯整體壓料拉深模擬

考慮到矩形板料拉深時角端部“變形死區(qū)”材料約束曲邊周向壓縮變形，增大了曲邊流動變形阻力。因此如圖6所示，整體壓料力FN=120 kN條件下，垂直曲邊角對稱線切除角部，通過不斷調整，當沿長、短邊切除長度Cl=Cs=30 mm時，效果最優(yōu)。由于減小了法蘭曲邊變形約束和滑動摩擦阻力，法蘭起皺趨勢被減輕而緩和了凸模轉角破裂危險區(qū)變形，在矩形板坯整體壓料拉深的基礎之上，極限拉深深度增加了Δhmax=4.77 mm。

圖6 切角板坯整體壓料拉深模擬的成形極限圖Fig.6 FLD of drawing forming simulation for rectangular plate with sheared blank

3.2.4 切角板坯分塊壓料拉深模擬

分塊變壓料力和矩形板坯切角的出發(fā)點不同，但目的都是為了促進法蘭材料的變形流動性，可在一定程度上提高拉深極限。因此，考慮綜合利用兩者的作用，在切角板坯的基礎上進行分塊變壓料力拉深模擬。仍保證壓料力總和∑FN=120 kN不變，調整各部分壓料力得出切角板料分塊壓料的一組最佳壓料力分配，即 Fl=30 kN，F(xiàn)s=8 kN，F(xiàn)q=11 kN，有限元模擬結果如圖7所示。減少法蘭曲邊過剩材料使該區(qū)域變形約束和流動摩擦阻力減輕的同時，又適當調整了壓料力分布后，法蘭起皺趨勢幾乎消失。因此，由于法蘭流動變形阻力減小，緩解了凸模轉角板料的破裂危險性，最終使法蘭材料全部拉入凹?？趦?nèi)，極限拉深深度達hmax=31.24 mm。顯然，這并非兩種工藝措施的簡單疊加作用，而是兩者的綜合效果。

圖7 切角板坯分塊壓料拉深模擬的成形極限圖Fig.7 FLD of drawing forming simulation for rectangular plate with sheared blank and the segmented blank holder

矩形盒拉深中板坯形狀尺寸優(yōu)化有很多途徑，其中包括長、短邊尺寸和切角量等，而分塊的位置和變壓料力的分配也不是最佳方案，原因是隨著板坯形狀尺寸變化，最佳分塊壓料力分配方案將隨之而變化。因此，上述關于分塊變壓料力和板坯形狀尺寸優(yōu)化的矩形盒拉深的有限元模擬結果，僅僅作為一種工藝優(yōu)化的初步嘗試，常規(guī)拉深、分塊壓料拉深、優(yōu)化板坯拉深、分塊壓料與優(yōu)化板坯拉深的矩形盒極限成形深度分別為 16.07，19.61，20.84，31.24 mm，具體板坯形狀優(yōu)化和分塊壓料模具設計制造可參照上述分析結果。

4 結論

矩形盒拉深的破裂危險點產(chǎn)生在凸模轉角附近，但產(chǎn)生原因則取決于法蘭變形流動狀況，因此，分塊變壓料力拉深和優(yōu)化板坯形狀均可在某種程度上提高矩形盒拉深成形性。其中，優(yōu)化板坯形狀的效果大于分塊壓料，而如能綜合利用并同時優(yōu)化兩種工藝改善措施，將可獲得矩形盒拉深極限深度的更顯著提升。

[1]鄂大辛.成形工藝與模具設計[M].北京:中國機械工業(yè)出版社，2014.E Da-xin.Forming Technology ＆ Die[M].Beijing:China Machine Press，2014.

[2]韓永志，徐迎強，張海洲，等.前圍外板的沖壓工藝設計及成形分析[J].精密成形工程，2014，6(4):36—40.HAN Yong-zhi，XU Ying-qiang，ZHANG Hai-zhou，et.al.Design and Forming Analysis of Stamping Process for Front Panel Part of Automobile[J].Journal of Netshape Forming Engineering，2014，6(4):36—40.

[3]劉佳寧，宋燕利，華林.5042鋁合金板復合拉深工藝下的制耳規(guī)律[J].精密成形工程，2013，5(3):28—34.LIU Jia-ning，SONG Yan-li，HUA Lin.Earing Evolution of 5042 Aluminum Alloy Sheet during Drawing and Ironing Process[J].Journal of Netshape Forming Engineering，2013，5(3):28—34.

[4]MEDELLíN-CASTILLO，HUGO I，GARCíA-ZUGASTI D J，et.al.Analysis of the Allowable Deep Drawing Height of Rectangular Steel Parts[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2013，66:371—380.

[5]YANG Hong-cai，WU Ming-qing.ST16 Oil Sump Stretching Technology and Die Design[J].Advanced Materials Re-search，2014，971:722—726.

[6]PAN L，KU T W，KANG B S.A Study on Initial Blank Design to Minimize Faring in Multi-Stage Deep Drawing Process for Rectangular Cup using High Strength Steel Material[J].Advanced Materials Research，2013:1971—1975.

[7]郎利輝，王永銘，謝亞蘇，等.某鋁合金異形盒件充液成形坯料形狀優(yōu)化[J].精密成形工程，2013，5(3):19—23.LANG Li-hui，WANG Yong-ming，XIE Ya-su.The Blank Optimization of Aluminum Alloy Irregular Box Sheet Hydroforming Process[J].Journal of Netshape Forming Engineering，2013，5(3):19—23.

[8]丁少行，郎利輝，黃磊.2024鋁合金難成形高錐盒形件充液成形數(shù)值模擬[J].精密成形工程，2014，6(3):31—35.DING Shao-hang，LANG Li-hui，HUANG Lei.Simulation Research on Hydroforming of Hard Forming Deep Tapershaped Part of 2024 Aluminum Alloy[J].Journal of Netshape Forming Engineering，2014，6(3):31—35.

[9]張旭東，吳建軍.分塊壓邊條件下毛坯形狀對矩形件成形性能的影響[J].模具工業(yè)，2012，38(6):19—22.ZHANG Xu-dong，WU Jian-jun.Influences of Blank Shape on the Forming Property of Rectangular Parts under Segmented Blank Holder[J].Die ＆ Mould Industry，2012，38(6):19—22.

[10]丁潔，鄂大辛，李悅，等.切角板坯對純銅薄板矩形盒拉深影響的試驗及數(shù)值分析[J].塑性工程學報，2008，15(4):24—27.DING Jie，E Da-xin，LI Yue.et.al.Experiment and Numerical Analysis of Blank Shape's Effect on Pure Copper Sheet Metal Rectangular Case Drawing[J].Journal of Plasticity Engineering，2008，15(4):24—27.

[11]丁明明，許少寧，蔡丹云.新型計算機控制多點上置式變壓料力拉深裝置的研究[J].機電工程，2013(6):700—703.DING Ming-ming，XU Shao-ning，CAI Dan-yun.Deep Drawing Device with New Computer Multi-point Controlled Upper Variable Blank-holder Force[J].Journal of Mechanical ＆Electrical Engineering，2013(6):700—703.

[12]彭成允，鄒強，李小平，等.基于數(shù)值模擬的盒形件拉深成形變拉深筋技術研究[J].精密成形工程，2011，3(4):4—6.PENG Cheng-yun，ZOU Qiang，LI Xiao-ping，et.al.Sutdy of Variable Draw Bead Technology for Rectangular Box Drawing Based on Numerical Simulation[J].Journal of Netshape Forming Engineering，2011，3(4):4—6.

[13]黃國權，郝美剛，程力.方盒形件分區(qū)壓邊方式拉深壓邊力的數(shù)值模擬[J].機械設計與制造，2012，9(9):190—192.HUANG Guo-quan，HAO Mei-gang，CHENG Li.The Numerical Simulation of Blank-Holder Force of Square Box Part under Segmented Blank-Holder Mode[J].Machinery Design ＆ Manufacture，2012，9(9):190—192.

[14]胡志華，慕東.鋁合金盒形件拉深的變壓料力控制[J].熱加工工藝，2013，42(3):84—89.HU Zhi-hua，MU Dong.Control of Variable Blank-holder Force in Deep Drawing Aluminum Alloy Box[J].Hot Working Technology，2013，42(3):84—89.

[15]鄂大辛，水野高爾.非回轉對稱拉深法蘭曲邊變形特性的實驗研究[J].材料科學與工藝，2009，17(3):351—354.E Da-xin，TAKAJI Mizuno.Experimental Research about Property of Curve Edge Deformation in the Flange of Nonrotational drawing[J].Materials Science ＆ Technology.2009，17(3):351—354.

[16]E Da-xin，TAKAJI M.Drawing and Stress Analysis Test of Rectangular Case of Metal Sheet[J].China Mechanical Engineering，2006，17(11):1195—1197.

[17]E Da-xin，TAKAJI M，LI Zhi-guo.Stress Analysis of Rectangular Cup Drawing[J].Journal of Materials Processing Tecnology，2008，205:469—476.