方盒形件混合分塊壓邊拉深工藝研究

（燕山大學(xué) 先進(jìn)鍛壓成形技術(shù)與科學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 秦皇島 066004）

板材拉深成形時(shí)，一般認(rèn)為法蘭區(qū)是主要變形區(qū)，對(duì)直臂類(lèi)零件除法蘭區(qū)和凹模圓角區(qū)外的其他區(qū)域都屬于非變形區(qū)或僅為傳力區(qū)，曲面類(lèi)零件則還存在其他變形區(qū)。拉深成形時(shí)的板坯在經(jīng)歷法蘭區(qū)的變形后，再經(jīng)過(guò)凹模圓角產(chǎn)生彎曲和反彎曲變形，然后形成不再變形的直臂區(qū)或形成繼續(xù)變形的曲面區(qū)。按成形零件的形狀，板材拉深又可分為軸對(duì)稱(chēng)和非軸對(duì)稱(chēng)成形，可根據(jù)凹?？诘男螤罴右詤^(qū)分。軸對(duì)稱(chēng)零件成形時(shí)對(duì)應(yīng)圓形凹?？?，而盒形件是非軸對(duì)稱(chēng)的典型零件，對(duì)應(yīng)凹?？诘男螤钍菐A角的矩形或方形。

軸對(duì)稱(chēng)拉深成形時(shí)，由于板坯整體尺寸變小，法蘭區(qū)的變形屬于壓縮類(lèi)成形，若不考慮材料變形平面內(nèi)的各向異性，且成形條件不違反軸對(duì)稱(chēng)特性，變形質(zhì)點(diǎn)僅沿徑向流動(dòng)，而不產(chǎn)生周向流動(dòng)，板坯的厚度沿徑向是不均勻的，但厚度分布只和徑向位置有關(guān)，這也是采用整體壓邊方法不能有效抑制板材起皺的主要原因。為改進(jìn)普通壓邊方法的不足，筆者所在課題組提出了徑向分塊壓邊方法[1—2]，即將壓邊圈沿徑向分成若干塊而實(shí)施壓邊，研究表明，這種方法可有效提高壓邊效果，在壓邊力相同的情況下，抑制起皺效果明顯。

盒形件拉深成形的法蘭變形區(qū)可分為圓角區(qū)和直邊區(qū)，不考慮兩個(gè)區(qū)域相互影響時(shí)，圓角區(qū)的變形與軸對(duì)稱(chēng)成形一致，而直邊區(qū)的變形質(zhì)點(diǎn)在變形前期只做平移，之后和圓角區(qū)的變形質(zhì)點(diǎn)一起經(jīng)過(guò)凹?？诤笤佼a(chǎn)生彎曲和反彎曲變形。由于在成形過(guò)程中兩個(gè)區(qū)域會(huì)相互影響，法蘭圓角區(qū)變形質(zhì)點(diǎn)會(huì)部分地向直邊區(qū)流動(dòng)，導(dǎo)致直邊區(qū)產(chǎn)生周向壓縮，圓角區(qū)板料的變形程度也得以減緩。因兩部分區(qū)域的材料流向凹?？诘乃俣炔煌趫A角區(qū)和直邊區(qū)的連接處產(chǎn)生剪切變形和切應(yīng)力，因而，盒形件拉深成形時(shí)法蘭區(qū)的變形遠(yuǎn)比軸對(duì)稱(chēng)成形復(fù)雜，由于變形質(zhì)點(diǎn)沿徑向和周向都有流動(dòng)，板坯的厚度沿徑向和周向都是不均勻的，厚度分布與徑向尺寸和周向位置都有關(guān)系。

多年來(lái)，壓邊力控制技術(shù)一直是研究的熱點(diǎn)，至今已提出了很多方法[3—5]。近年來(lái)，針對(duì)盒形件成形的研究和應(yīng)用實(shí)例逐漸增多[6—8]。為了更好地控制盒形件拉深成形過(guò)程，德國(guó)學(xué)者首先提出了周向分塊壓邊的思想[9—10]，并隨后得到了一定深入程度的研究[11]，將壓邊圈沿周向分塊而實(shí)施壓邊的方法能在一定程度上提高壓邊效果。此外針對(duì)盒形件的成形還提出了變壓邊力控制等方法[12—14]，以及分塊壓邊的常壓邊力設(shè)計(jì)等方法[15]。

考慮到板坯在成形過(guò)程中厚度沿徑向和周向都分布不均，為了更好地控制法蘭區(qū)變形質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)，抑制起皺，提高壓邊效果，文中在針對(duì)軸對(duì)稱(chēng)件的徑向分塊壓邊[1—2]和非軸對(duì)稱(chēng)件的周向分塊壓邊[9—10]的基礎(chǔ)上，提出了混合分塊壓邊方法，即在整體上采用周向分塊方法將圓角區(qū)和直邊區(qū)分開(kāi)，而在圓角區(qū)又采用徑向分塊方法。

以方盒形件的拉深成形為研究對(duì)象，采用混合分塊壓邊方法，首先用有限元分析方法，優(yōu)化確定直邊區(qū)與圓角區(qū)壓邊力的最佳分配比及直邊區(qū)內(nèi)、外壓邊塊的壓邊力最佳分配比。在此基礎(chǔ)上，用實(shí)驗(yàn)方法并結(jié)合有限元分析方法，對(duì)方盒形件分別采用混合分塊壓邊方法和普通壓邊方法的拉深成形過(guò)程進(jìn)行分析比較。

1 混合分塊壓邊方法及有限元模擬分析

方盒形件拉深成形擬采用的混合分塊壓邊所設(shè)計(jì)的壓邊圈分塊方案見(jiàn)圖1，即對(duì)法蘭直邊區(qū)和圓角區(qū)沿周向分塊，而在凹模圓角區(qū)又采用徑向分塊。圓角區(qū)壓邊圈沿徑向再分為內(nèi)、中、外3部分。

圖1 混合分塊壓邊各壓邊塊位置Fig.1 Diagram of blank holder position

為了比較各壓邊方法的優(yōu)劣，首先采用有限元模擬的方法分別對(duì)整體壓邊、周向分塊壓邊以及混合分塊壓邊的拉深成形工藝進(jìn)行分析。

采用混合分塊壓邊將整個(gè)法蘭區(qū)分為16塊。模具幾何參數(shù)（部分參數(shù)按正交試驗(yàn)方法確定）為：法蘭圓角區(qū)半徑為22 mm，法蘭直邊區(qū)寬度為56 mm，凹模和凸模圓角分別為6 mm和5 mm，取拉深深度為30 mm，總壓邊力均取2200 N。

周向分塊壓邊是沿周向?qū)哼吶Ψ譃?塊，即圓角區(qū)和直邊區(qū)各 4塊，分塊位置與混合分塊壓邊相同。對(duì)于混合分塊壓邊方法，法蘭圓角區(qū)3個(gè)壓邊圈的分塊位置和壓邊力分配與軸對(duì)稱(chēng)件的分析相類(lèi)似，周向壓邊需要設(shè)置直邊區(qū)與圓角區(qū)的壓邊力比值。

板坯厚度為 1 mm，選擇圓形毛坯直徑為 220 mm。材料模型為等效應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系符合冪指數(shù)的形式，強(qiáng)度系數(shù)為511.8 MPa，硬化指數(shù)為0.205，厚向異性系數(shù)為 1.4。按庫(kù)倫摩擦條件，取凸模與板料間的摩擦因數(shù)為 0.125，凹模和壓邊圈與板料間的摩擦因數(shù)為0.1。

在總壓邊力相同的情況下，將分別采用3種不同壓邊方法進(jìn)行拉深成形得到的變形和起皺情況見(jiàn)圖2。圖2顯示，采用整體壓邊方法，法蘭變形區(qū)起皺明顯，且圓角區(qū)起皺較直邊區(qū)更為嚴(yán)重；采用周向分塊壓邊方法，法蘭直邊區(qū)的起皺有所減緩，但圓角區(qū)的起皺仍很?chē)?yán)重；而采用混合分塊壓邊方法，法蘭區(qū)的起皺很小。

圖2 不同壓邊方法方盒形件拉深成形起皺情況Fig.2 Wrinkling of square cups in deep drawing with different blank holders

對(duì)混合分塊壓邊方法，在總壓邊力相同的情況下，采用有限元模擬方法，取不同的直邊區(qū)和圓角區(qū)壓邊力比值，分析整個(gè)法蘭區(qū)的皺紋幅度。模擬可得到直邊區(qū)與圓角區(qū)壓邊力比值與皺紋最大幅值的關(guān)系，從而找到較佳的壓邊力分配，但如果再考慮圓角區(qū)徑向分塊壓邊力比值，組合數(shù)量多，計(jì)算量則太大。為了減少有限元分析的計(jì)算量，采用正交分析的方法對(duì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

2 基于正交試驗(yàn)方法的混合分塊壓邊工藝優(yōu)化

2.1 盒形件拉深成形起皺影響分析

2.1.1 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

參照軸對(duì)稱(chēng)成形徑向分塊壓邊拉深工藝的分析方法，根據(jù)有限元模擬結(jié)果，采用正交試驗(yàn)方法確定最佳的直邊區(qū)與圓角區(qū)總壓邊力分配比例，以及圓角區(qū)內(nèi)、中、外壓邊力分配。

1）試驗(yàn)指標(biāo)：皺紋最大幅值，變形板坯的最小厚度。

2）設(shè)計(jì)變量：以總壓邊力、圓角區(qū)與直邊區(qū)總壓邊力比，以及圓角區(qū)各分塊壓邊圈壓邊力之比為設(shè)計(jì)變量。

3）試驗(yàn)方案：試驗(yàn)因素為 3個(gè)，每種因素有 3個(gè)水平，這是一個(gè)三因素三水平的正交試驗(yàn)，采用正交表L9(34)。正交試驗(yàn)因素水平見(jiàn)表1，正交試驗(yàn)方案見(jiàn)表2。

2.1.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)表2設(shè)計(jì)的各組試驗(yàn)參數(shù)，利用有限元分析方法對(duì)每組實(shí)驗(yàn)方案進(jìn)行模擬。每組實(shí)驗(yàn)的模擬結(jié)果見(jiàn)表3。利用正交試驗(yàn)分析方法中的直接分析法分析此次正交試驗(yàn)結(jié)果。從各組實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，當(dāng)拉深深度相同時(shí)，總壓邊力為 1500 N，直邊區(qū)與圓角區(qū)總壓邊力比為2.2∶1，其中圓角區(qū)的各壓邊力內(nèi)、中、外壓邊力比1∶1.69∶0.46。

表1 正交試驗(yàn)因素水平Tab.1 Orthogonal test factor level

表2 正交試驗(yàn)方案Tab.2 Scheme of orthogonal test

表3 正交試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Results of orthogonal test

設(shè)Kjm為第j（j=1,2,3,4）列因素第m（m=1,2,3）水平號(hào)，所對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)指標(biāo)和Km表示同一水平各因素對(duì)應(yīng)的模擬結(jié)果之和。kjm為Kjm的平均值，即km=Km/3，可以判斷第j列因素的優(yōu)組合和優(yōu)水平；R為極差，反映了某一列因素水平波動(dòng)時(shí)，試驗(yàn)指標(biāo)的變化幅度，極差R=kmmax-kmmin。極差值R越大，說(shuō)明該因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響也就越大，因此，可以根據(jù)R值的大小來(lái)確定各因素的主次關(guān)系順序。

盒形件拉深到相同深度起皺最大高度的極差分析見(jiàn)表4。由極差計(jì)算結(jié)果可以看出，影響盒形件拉深3個(gè)因素中，總壓邊力的大小對(duì)起皺的影響最大，其極差值R是6.581，其次是直邊區(qū)與圓角區(qū)總壓邊力分配比例，影響因素最小的是圓角區(qū)3個(gè)壓邊圈之間的壓邊力分配比例。

板坯危險(xiǎn)斷面最小厚度的極差分析結(jié)果見(jiàn)表5。可以看出，對(duì)板坯最小厚度的影響因素中，總壓邊力的影響最大；其次為直邊區(qū)與圓角區(qū)總壓邊力分配比例；影響最小的因素是圓角區(qū)內(nèi)中外壓邊力分配比例。影響板坯危險(xiǎn)斷面最小厚度因素R的大小順序與皺紋高度分析的R值大小順序一致，這驗(yàn)證了影響盒形件拉深成形質(zhì)量的最大因素是總壓邊力。

為了尋求盒形件拉深起皺臨界壓邊力，用以上相同的分析方法，將板坯拉深到不同位置，找到在不同位置時(shí)壓邊圈總壓邊力最小情況下直邊區(qū)與圓角區(qū)總壓邊力分配比例和圓角區(qū)內(nèi)、中、外壓邊力分配比例最優(yōu)數(shù)值。正交試驗(yàn)最優(yōu)結(jié)果見(jiàn)表6。

由表6可以看出，隨著拉深位置的不斷增加，起皺臨界壓邊力曲線為上凸形，即先增大后減小，有最大值。當(dāng)壓邊力增加到一定值時(shí)，則板坯可以完全拉入凹模內(nèi)而不發(fā)生起皺失穩(wěn)，但最優(yōu)圓角區(qū)3個(gè)壓邊圈的壓邊力比值不變，最優(yōu)直邊區(qū)和圓角區(qū)的壓邊力比值不斷減小。這是由盒形件成形的變形特點(diǎn)決定的。分析結(jié)果表明，圓角區(qū)離凹?？谠浇膮^(qū)域，變形程度越大，且是發(fā)生起皺趨勢(shì)最嚴(yán)重的區(qū)域。直邊區(qū)則正好相反，變形程度最大區(qū)域發(fā)生在法蘭外緣。當(dāng)變形板坯不斷被拉進(jìn)凹模，板坯法蘭外緣尺寸不斷減小，圓角區(qū)所需的壓邊力占總壓邊力的比值需不斷增加，才能防止圓角區(qū)起皺的發(fā)生。

表4 皺紋高度極差分析Tab.4 Analysis on height range of wrinkles

表5 板坯最大成形高度極差分析Tab.5 Analysis on range of maximum forming height

表6 不同拉深位置起皺各試驗(yàn)因素最優(yōu)值Tab.6 Optimum value of test factors for different drawing strokes

2.2 盒形件拉深成形破裂影響分析

2.2.1 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

采用正交試驗(yàn)方法確定板坯拉深到某一位置時(shí)合理的總壓邊力值、直邊區(qū)與圓角區(qū)壓邊力分配比例以及圓角區(qū)內(nèi)中外3個(gè)壓邊塊壓邊力之間分配比例。

1）試驗(yàn)指標(biāo)：厚度減薄率，最小截面厚度。

2）設(shè)計(jì)變量：與起皺分析相同。

3）試驗(yàn)方案：與起皺分析相同。正交試驗(yàn)因素水平見(jiàn)表7，正交試驗(yàn)方案見(jiàn)表8。拉深深度h=21.14 mm。

表7 正交試驗(yàn)因素水平Tab.7 Orthogonal test factor level

表8 正交試驗(yàn)方案Tab.8 Scheme of orthogonal test

2.2.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)成形瞬間的板坯減薄率，并測(cè)量板坯最小截面厚度，正交試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表9。

由表9可以看出，當(dāng)總壓邊力大于300 kN時(shí)，最大減薄率大于30%，板坯已發(fā)生破裂失穩(wěn)。當(dāng)總壓邊力不超過(guò)300 kN時(shí)，盒形件不產(chǎn)生破裂失穩(wěn)。當(dāng)總壓邊力為300 kN，且直邊區(qū)壓邊力與圓角區(qū)總壓邊力比為 2.0∶1，圓角區(qū)內(nèi)、中外壓邊力比為1∶1.49∶0.46時(shí)，板坯最大減薄率數(shù)值最小，并且最小截面厚度大于其他試驗(yàn)組的板坯厚度，成形質(zhì)量最好。

表9 正交試驗(yàn)結(jié)果Tab.9 Results of orthogonal test

采用正交試驗(yàn)法，計(jì)算板坯在不同的拉深位置，總壓邊力最小情況下，各壓邊塊的壓邊力最優(yōu)分配情況見(jiàn)表10。

從表10可以知道，隨著拉深位置的不斷增加，破裂臨界壓邊力先減小后增加，即在拉深過(guò)程中有最小值。當(dāng)壓邊力減小到一定值時(shí)，則板坯在整個(gè)成形過(guò)程中都不發(fā)生破裂失穩(wěn)。最優(yōu)圓角區(qū)內(nèi)中外壓邊力比值不變，而最優(yōu)直邊區(qū)和圓角區(qū)的壓邊力比值不斷減小。這是由盒形件成形的變形特點(diǎn)決定的，即圓角區(qū)離凹?？谠浇膮^(qū)域變形程度越大，而直邊區(qū)的外緣為變形程度的最大區(qū)域。

表10 不同拉深位置時(shí)破裂各試驗(yàn)因素最優(yōu)數(shù)值Tab.10 Optimum value of test factors for different drawing strokes

3 混合分塊壓邊方法實(shí)驗(yàn)

參照正交試驗(yàn)分析結(jié)果，并考慮設(shè)計(jì)模具對(duì)不同的板材進(jìn)行拉深成形實(shí)驗(yàn)，最終確定實(shí)驗(yàn)?zāi)＞邘缀螀?shù)。實(shí)驗(yàn)?zāi)＞邊?shù)與有限元模擬一致。實(shí)驗(yàn)?zāi)＞呓Y(jié)構(gòu)見(jiàn)圖3。

圖3 混合分塊壓邊拉深實(shí)驗(yàn)?zāi)＞呓Y(jié)構(gòu)Fig.3 Diagram of experimental setup for deep drawing with hybrid segmental blank holder

拉深成形實(shí)驗(yàn)是在YA32-315四柱式液壓機(jī)上進(jìn)行的，成形過(guò)程中的兩組壓邊力分別由壓力機(jī)的下頂出缸的活塞和液壓缸4上的柱塞提供。下頂出缸提供的壓邊力由活塞桿、壓邊力傳感器、頂桿6、壓邊圈底板2，再由橡膠塊8傳遞給法蘭圓角區(qū)的壓邊塊9,10和 11，而對(duì)板坯施加壓邊力，各壓邊塊的壓邊力分配可由其與橡膠塊的接觸面積調(diào)節(jié)，另由4個(gè)柱塞將壓邊力分別作用在直邊區(qū)的4個(gè)壓邊塊上。拉深實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物見(jiàn)圖4。

圖4 混合分塊壓邊拉深實(shí)驗(yàn)?zāi)＞逨ig.4 Die for experimental setup for deep drawing with hybrid segmental blank holders

選用某低碳鋼板、鍍鋅板等板材，采用實(shí)驗(yàn)研究方法對(duì)方盒形件混合分塊壓邊拉深成形進(jìn)行了研究，并與普通的整體壓邊方法進(jìn)行了對(duì)照，主要包括法蘭區(qū)的起皺和臨界壓邊以及成形極限等。盒形件拉深時(shí)的法蘭區(qū)局部起皺情況見(jiàn)圖5。上面兩個(gè)樣件分別表示直邊區(qū)和圓角區(qū)起皺，下面兩個(gè)樣件則分別表示在圓角區(qū)去掉中壓邊塊和內(nèi)壓邊塊的起皺情況。結(jié)果表明，雖然直邊區(qū)為彎曲變形性質(zhì)，圓角區(qū)的起皺趨勢(shì)高于直邊區(qū)，但由于圓角區(qū)金屬橫向流動(dòng)，直邊區(qū)也會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的起皺趨勢(shì)。

圖5 盒形件法蘭區(qū)局部起皺情況（鍍鋅板）Fig.5 Local wrinkling in flange area of rectangular parts(galvanized sheet)

選取某低碳鋼板和鍍鋅板兩種板材，毛坯外形為圓形，用實(shí)驗(yàn)方法比較分別采用整體壓邊和混合分塊邊條件下的拉深制件的法蘭起皺和破裂情況。壓邊力的選擇參照前面的正交分析試驗(yàn)結(jié)果。壓邊力施加不當(dāng)產(chǎn)生的破裂和起皺情況見(jiàn)圖6。采用混合分塊壓邊得到的成形制件（低碳鋼和鍍鋅板）見(jiàn)圖7。

圖6 壓邊力過(guò)大或過(guò)小引起的破裂和起皺Fig.6 Wrinkle and fracture behaviors in deep drawing with conventional blank holder

圖7 盒形件成形樣件（低碳鋼板、鍍鋅板）Fig.7 Samples of square cup in deep drawing with hybrid segment-blank-holder technique(low carbon and galvanized steel)

兩種板材采用普通壓邊方法和混合分塊壓邊方法得到的拉深成形極限尺寸見(jiàn)表 11，結(jié)果表明，采用混合分塊壓邊方法，提高成形極限效果明顯。

表11 最大成形高度Tab.11 Maximum forming height

實(shí)驗(yàn)和有限元分析結(jié)果都表明，在總壓邊力、起皺幅值相同，以及其他工藝條件相同的情況下，混合分塊壓邊方法可有效降低壓邊力，與普通方法相比，新方法可減小壓邊力超過(guò)16%。

4 結(jié)論

1）針對(duì)盒形件拉深成形提出了混合分塊壓邊方法，即將法蘭區(qū)的4個(gè)直邊區(qū)和4個(gè)圓角區(qū)沿周向分開(kāi)進(jìn)行壓邊，并在每個(gè)圓角區(qū)又分別采用徑向分塊壓邊。

2）采用有限元模擬，并結(jié)合正交試驗(yàn)方法，對(duì)方盒形件在混合分塊壓邊條件下的拉深過(guò)程進(jìn)行了分析，確定了各分塊位置和壓邊力的分配等設(shè)計(jì)參數(shù)。

3）采用實(shí)驗(yàn)方法，比較了方盒形件分別在整體壓邊和混合分塊壓邊條件下的拉深成形過(guò)程。結(jié)果表明，在總壓邊力相同的情況下，混合分塊壓邊方法抑制起皺效果顯著。在合理的工藝條件下，混合分塊壓邊方法提高成形極限明顯。