某汽車燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設(shè)計(jì)及研究

唐季平，孫風(fēng)成，張容，宋杰，李云輝，李萍

某汽車燃料箱隔熱板翻邊成形工藝設(shè)計(jì)及研究

唐季平1，孫風(fēng)成2，張容2，宋杰2，李云輝2，李萍2

（1. 南通福樂(lè)達(dá)汽車配件有限公司，江蘇 南通 226300；2. 合肥工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥 230009）

為了成形高質(zhì)量、少缺陷的汽車燃油箱隔熱板。采用整體翻邊-局部反拉深的工藝方法，以隔熱板曲面凸臺(tái)圓角處的最大減薄率為試驗(yàn)指標(biāo)，采取正交試驗(yàn)及極差分析確定最優(yōu)成形工藝參數(shù)，并利用有限元數(shù)值軟件對(duì)其成形過(guò)程進(jìn)行模擬。各因素對(duì)曲面凸臺(tái)圓角減薄的影響主次順序?yàn)椋和鼓Ｏ聣核俣取⒛Σ烈驍?shù)、凸模與頂出塊夾緊力，最優(yōu)成形工藝參數(shù)組合為：下壓速度為10 mm/s、摩擦因數(shù)為0.12、夾緊力為40 kN。由等效應(yīng)變結(jié)果分析得出，隨著變形量的增加，左側(cè)翻邊曲面等效應(yīng)變分布大于右側(cè)，兩側(cè)翻邊曲面交接處也積累了較大應(yīng)變。實(shí)際成形件的最大減薄率為凸臺(tái)位置的17.1%，滿足生產(chǎn)要求。在最優(yōu)工藝參數(shù)下生產(chǎn)出合格隔熱件，實(shí)際成形件的減薄情況與模擬結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了模具設(shè)計(jì)和模擬的準(zhǔn)確性，這對(duì)于成形結(jié)構(gòu)復(fù)雜的異形構(gòu)件具有一定的指導(dǎo)意義。

異形燃油箱隔熱板；整體翻邊-局部反拉深；正交試驗(yàn)；試驗(yàn)驗(yàn)證

隨著汽車行業(yè)的不斷發(fā)展，汽車燃油箱的結(jié)構(gòu)也越來(lái)越復(fù)雜，燃油箱隔熱件的異形化就是重要體現(xiàn)[1]，因此形狀復(fù)雜的燃油箱隔熱件對(duì)成形工藝設(shè)計(jì)提出了較高的要求。采用傳統(tǒng)制造工藝成形燃油箱隔熱件存在產(chǎn)品精度低、力學(xué)性能差、材料利用率低和生產(chǎn)成本高等缺點(diǎn)[2]，而采用沖鍛成形工藝不僅可以提高復(fù)雜工件的成形效率和縮短工藝鏈，而且還能提高零件的材料利用率和力學(xué)性能[3]。異形翻邊件經(jīng)常有曲面凸臺(tái)、邊耳等結(jié)構(gòu)，通常采用整體翻邊-局部反拉深的成形工藝，這種工藝可能會(huì)出現(xiàn)翻邊起皺、翻邊開(kāi)裂、凸臺(tái)部位開(kāi)裂等問(wèn)題[4-8]。

隨著有限元仿真模擬技術(shù)在生產(chǎn)中的應(yīng)用，實(shí)現(xiàn)了模具設(shè)計(jì)的仿真，能夠直接數(shù)據(jù)化地應(yīng)用與預(yù)測(cè)，而且操作方便，還能節(jié)約大量的人力、物力，降低生產(chǎn)成本等[9]。許多研究者[10-12]利用數(shù)值模擬軟件進(jìn)行仿真分析，通過(guò)分析零件結(jié)構(gòu)確定工藝方案，設(shè)計(jì)并建立沖壓成形模型，發(fā)現(xiàn)成形過(guò)程的缺陷并提出工藝改進(jìn)措施，最終破裂和起皺缺陷均被消除。因此，在投入生產(chǎn)之前往往需要通過(guò)數(shù)值模擬來(lái)驗(yàn)證工藝的可行性，文中就某汽車燃油箱隔熱板設(shè)計(jì)了一套成形模具，并通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)該件成形模具的合理性進(jìn)行驗(yàn)證。

1 零件分析與工藝設(shè)計(jì)

研究的隔熱件如圖1所示，該隔熱件屬于復(fù)雜空間異形曲面結(jié)構(gòu)，零件上半部為不同尺寸的兩側(cè)外緣異形翻邊結(jié)構(gòu)，翻邊曲面的寬度分別為255.0 mm和120.0 mm，左側(cè)翻邊曲面整體呈內(nèi)凹弧結(jié)構(gòu)，且該部位需成形凸臺(tái)，隔熱件底部有2條長(zhǎng)度約為141.0 mm和83.0 mm的空間彎曲凹槽，并附加一寬度約為50.0 mm的邊耳。隔熱件沖壓成形采用SPHE的冷軋鋼板，初始板坯厚度為1.5 mm，其屈服強(qiáng)度為325 MPa，密度為7.851 g/cm3，彈性模量為305 GPa，泊松比為0.29[13]。

異形翻邊件的成形要保證零件的精度、力學(xué)性能及零件厚度等滿足使用要求。針對(duì)以上內(nèi)容，文中采用精度較高的沖壓模具，可有效成形隔熱件表面凹槽、曲面凸臺(tái)及邊耳等結(jié)構(gòu)，同時(shí)又能保證滿足其使用精度要求。對(duì)于零件整體的力學(xué)性能，一般認(rèn)為在壁厚滿足使用要求的條件下，其力學(xué)性能同樣也能滿足要求，即力學(xué)性能受零件厚度減薄的影響較大[14]。綜上所述，文中將主要針對(duì)隔熱件的壁厚減薄情況進(jìn)行研究。

經(jīng)初步分析，文中研究的隔熱件特征部位如兩側(cè)翻邊、曲面凸臺(tái)和邊耳處均易發(fā)生減薄，其中發(fā)生最大減薄處可能位于曲面凸臺(tái)處，分析如下：板料左側(cè)經(jīng)翻邊成形的曲面發(fā)生一定減薄，且翻邊邊緣處需成形一凸臺(tái)，經(jīng)沖壓成形后減薄程度增加，于是如圖1所示的凸臺(tái)底部圓角易成為減薄危險(xiǎn)區(qū)，此處也最容易發(fā)生破裂。

圖1 零件示意

合格的汽車燃油箱隔熱板要求成形后無(wú)開(kāi)裂、起皺等缺陷，并且規(guī)定減薄率要低于20%。圖2為隔熱板成形的工藝流程，通過(guò)對(duì)零件進(jìn)行工藝分析并根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，制定了一套成形工藝流程：沖裁落料-翻邊沖壓成形-沖孔、機(jī)加工及表面處理。在成形工藝中，沖裁落料分2步進(jìn)行：第1步?jīng)_裁出邊耳的外部輪廓，第2步精裁出邊耳整體形狀；預(yù)制坯經(jīng)過(guò)翻邊沖壓工序，成形2個(gè)翻邊曲面、曲面凸臺(tái)、邊耳以及底部2條凹槽；最后再進(jìn)行沖孔、機(jī)加工及表面處理，使零件尺寸精度達(dá)到圖紙要求。

圖2 零件成形工藝流程

2 有限元建模

在保證隔熱件成形質(zhì)量的前提下，根據(jù)沖壓模具設(shè)計(jì)手冊(cè)以及實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，設(shè)計(jì)了一套隔熱件翻邊模具，圖3為凹模結(jié)構(gòu)示意圖，為了更加清楚地展示模具裝配，設(shè)計(jì)采用1/4模型準(zhǔn)則，其中有限元模型示意圖如圖4所示。整個(gè)運(yùn)動(dòng)過(guò)程如下：首先，凸模往下運(yùn)動(dòng)2.8 mm，與頂出塊一起成形隔熱件底部2條凹槽的平直部分；然后，凸模和頂出塊壓住板坯往下進(jìn)給，將板坯壓入凹模進(jìn)行翻邊，在翻邊成形的后期，板坯與成形頂柱一以及成形頂柱二接觸，成形曲面凸臺(tái)和邊耳部分；最后，頂出塊和凸模一起往上進(jìn)給將翻邊后的隔熱件頂出。

在建立合理的有限元模型后，需要確定相應(yīng)的模擬參數(shù)。針對(duì)前文的零件分析，得出左側(cè)翻邊上的曲面凸臺(tái)為成形危險(xiǎn)區(qū)，最易發(fā)生減薄開(kāi)裂。影響凸臺(tái)成形質(zhì)量的參數(shù)主要為：凸模下壓速度、摩擦因數(shù)、凸模與頂出塊夾住板料的夾緊力、頂柱一與凸模成形凸臺(tái)型腔的模具間隙、頂柱一與成形凸臺(tái)型腔模具圓角大小等。由于凸臺(tái)特征尺寸已經(jīng)確定，故上述的成形凸臺(tái)模具間隙與模具圓角大小確定，因此選擇下壓速度、摩擦因數(shù)、夾緊力作為成形凸臺(tái)質(zhì)量的主要因素。

圖3 凹模結(jié)構(gòu)示意

圖4 有限元模型建立

3 正交試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果

正交試驗(yàn)是分析多因素、多水平的一種試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，通過(guò)極差分析法得出各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)影響的主次關(guān)系。根據(jù)上文對(duì)零件結(jié)構(gòu)的分析，文中以凸臺(tái)位置最大減薄率為試驗(yàn)指標(biāo)，分別選取下壓速度、摩擦因數(shù)、夾緊力為影響因素，設(shè)計(jì)三因素三水平的正交試驗(yàn)表，共分9組進(jìn)行試驗(yàn)，見(jiàn)表1和表2。

表1 正交試驗(yàn)因素水平表

Tab.1 Factors and levels of orthogonal experiment

表2 正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

Tab.2 Schemes and results of orthogonal experiment

表3 正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果

Tab.3 Range analysis results of orthogonal experiment

4 最優(yōu)工藝參數(shù)模擬及結(jié)果分析

采用DEFORM-3D有限元軟件進(jìn)行模擬分析，坯料設(shè)為塑性體，模具設(shè)為剛性體，板坯網(wǎng)格劃分為400 000個(gè)單元，對(duì)成形凸臺(tái)的板坯部分進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化分，所用材料對(duì)應(yīng)DEFORM材料庫(kù)為AISI-1008，溫度設(shè)置為20 ℃[15-16]，在最優(yōu)成形參數(shù)條件下（凸模下壓速度為10 mm/s，摩擦因數(shù)為0.12，凸模與頂出塊夾緊力為40 kN）進(jìn)行模擬。

圖5為隔熱件拉深翻邊不同成形量下所對(duì)應(yīng)的板坯等效應(yīng)變分布，可以看出，當(dāng)變形量達(dá)到3%時(shí)，凸模的2個(gè)凸筋對(duì)板坯進(jìn)行局部拉深，迫使金屬向頂出塊的凹槽流動(dòng)，成形了零件2道凹槽的平直部分，其中零件2道凹槽整體的等效應(yīng)變分布較均勻，在凹槽末端底部的等效應(yīng)變相對(duì)較大，最大值為0.4，另外，板坯大部分金屬被凸模壓住，而成形邊耳的部分金屬未受到凸模擠壓，產(chǎn)生微小的向上翹曲變形。

當(dāng)變形量達(dá)到35%時(shí)，凸模和頂出塊壓住板坯一起往下進(jìn)給，此時(shí)2個(gè)翻邊曲面交接處的金屬受到凸模擠壓作用，一方面金屬往兩側(cè)翻邊曲面以及向下流動(dòng)，另一方面往外側(cè)流動(dòng)產(chǎn)生“鼓包”結(jié)構(gòu)，因此該部分的等效應(yīng)變分布較大，最大值為3.72；此外在形成翻邊曲面過(guò)程中，等效應(yīng)變同時(shí)分布在板坯與凸模圓角以及凹模邊緣接觸處，主要原因是凸模圓角對(duì)板坯存在著擠壓作用，另外在凹模邊緣對(duì)板坯有“刮蹭”現(xiàn)象，使板坯在這部分的等效應(yīng)變分布較大。

圖5 翻邊沖壓成形4個(gè)階段等效應(yīng)變分布

當(dāng)變形量達(dá)到67%時(shí)，左側(cè)曲面翻邊已經(jīng)完成，由于左側(cè)翻邊曲面整體為內(nèi)凹弧結(jié)構(gòu)，其豎邊的金屬受到凸模和凹模的擠壓作用，尤其是凹模邊緣對(duì)曲面豎邊有較大“刮蹭”作用，因此存在相對(duì)明顯的等效應(yīng)變分布，豎邊的邊緣由于變形積累，其等效應(yīng)變分布略大于豎邊的中下部分；右側(cè)翻邊曲面目前整體變形程度較小，在凸模擠壓作用和凹模邊緣“刮蹭”作用下，產(chǎn)生切向拉伸變形，存在著一定的等效應(yīng)變分布；在2個(gè)翻邊曲面交接處凸模的作用下，金屬進(jìn)一步向兩側(cè)的翻邊曲面流動(dòng)，變形程度進(jìn)一步增加，因此存在較明顯的等效應(yīng)變分布且最大值為5.73；在凸模的擠壓作用下，2條凹槽的彎曲部分逐漸成形，同時(shí)存在等效應(yīng)變分布。

當(dāng)變形量達(dá)到100%時(shí)，左側(cè)翻邊曲面等效應(yīng)變分布明顯高于右側(cè)，這是由于左側(cè)翻邊曲面的變形程度較大，應(yīng)變積累遠(yuǎn)大于右側(cè)翻邊曲面；曲面凸臺(tái)和邊耳受到2根成形頂柱的擠壓成形，等效應(yīng)變最大值分別為0.43和0.38；在翻邊過(guò)程中兩側(cè)翻邊曲面交接處應(yīng)變不斷積累，等效應(yīng)變最大值達(dá)到了5.76。

圖6為零件最終成形效果，可以看出，隔熱件翻邊效果良好，沒(méi)有產(chǎn)生翻邊起皺、翻邊疊料以及翻邊開(kāi)裂等缺陷，翻邊曲面上的凸臺(tái)和2條空間彎曲的凹槽成形飽滿且無(wú)明顯的減薄開(kāi)裂，零件壁厚達(dá)到了所需的要求，其中過(guò)渡圓弧部分有少許飛邊，后續(xù)可通過(guò)機(jī)加工去除。

圖6 零件最終成形效果

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

結(jié)合模擬分析結(jié)果，在JH21-1608沖床上進(jìn)行試驗(yàn)，然后再進(jìn)行沖孔、機(jī)加工及表面處理，所得零件見(jiàn)圖7，可以看出零件成形質(zhì)量良好，無(wú)明顯缺陷產(chǎn)生。

圖7 翻邊成形件

為了進(jìn)一步了解模擬結(jié)果與實(shí)際成形件之間的差距，在如圖7所示的翻邊成形件上選擇包括曲面凸臺(tái)的壁厚減薄可能較大的7個(gè)點(diǎn)，對(duì)其厚度變化進(jìn)行研究，分別計(jì)算出各點(diǎn)的厚度減薄率，并與模擬結(jié)果進(jìn)行比較。對(duì)比結(jié)果如圖8所示，可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，在厚度變化情況上，試驗(yàn)所得成形件的減薄率略低于模擬所得結(jié)果，但兩者變化趨勢(shì)基本相似。同時(shí)由于最大減薄率僅為17.1%，符合零件正常使用的要求，因此該零件的成形是合格的。

從圖7中得出1點(diǎn)處為最大減薄位置，實(shí)際試驗(yàn)減薄率達(dá)到17.1%，分析原因是1點(diǎn)處為曲面凸臺(tái)的底部圓角位置，在經(jīng)成形頂柱擠壓變形時(shí)受到拉應(yīng)力作用，凸臺(tái)底部平面幾乎不變形，于是在拉應(yīng)力作用下凸臺(tái)圓角處成為變形最大處，因此產(chǎn)生較大的厚度減薄。同理，在邊耳折邊位置的2點(diǎn)處，長(zhǎng)凹槽3和4點(diǎn)處因受到不同程度的拉應(yīng)力作用而發(fā)生一定的減薄。5和7點(diǎn)分別為兩側(cè)外緣翻邊位置處，6點(diǎn)為兩側(cè)外緣翻邊的交接處，從圖7可以看出翻邊交接處的減薄率略大于兩側(cè)翻邊處，分析原因是在成形左右兩側(cè)翻邊的過(guò)程中，凸模對(duì)兩側(cè)外緣進(jìn)行擠壓，同時(shí)凹模邊緣對(duì)兩側(cè)豎邊具有“刮蹭”作用，產(chǎn)生明顯的切向拉伸變形，于是此處區(qū)域板料會(huì)發(fā)生減薄，6點(diǎn)位置的板料在2個(gè)翻邊曲面交接處凸模的作用下，金屬進(jìn)一步向兩側(cè)翻邊曲面流動(dòng)，因此此處減薄率會(huì)大于位于兩側(cè)外緣的5和7點(diǎn)處。

對(duì)所選取7個(gè)點(diǎn)的實(shí)際變形程度及應(yīng)變情況進(jìn)行分析，1點(diǎn)所在的曲面凸臺(tái)底部圓角位置位于左側(cè)翻邊曲面上，此處板料最先受到凸模與凹模的擠壓作用，成形出翻邊曲面，板料產(chǎn)生一定的變形，后經(jīng)成形頂柱一的拉深作用成形出凸臺(tái)形狀，因此1點(diǎn)處的總體變形程度較大，等效應(yīng)變達(dá)到了0.43，同時(shí)也是減薄最嚴(yán)重的部位。在成形頂柱二的擠壓作用下邊耳發(fā)生折彎成形，2點(diǎn)所在的折邊位置受到邊耳折彎影響，發(fā)生一定程度的變形及減薄，等效應(yīng)變達(dá)到了0.38。3和4點(diǎn)處的凹槽平直和彎曲位置受凸模擠壓作用均發(fā)生變形，由于凹槽深度較小，因此整個(gè)凹槽的變形程度和應(yīng)變較小，減薄率也小于其他標(biāo)記點(diǎn)的位置。5，6，7這3點(diǎn)均選自零件的翻邊位置，其中5和7點(diǎn)所在的外緣兩側(cè)位置受到凸模與凹模的翻邊擠壓，產(chǎn)生一定的變形和減薄，由于兩側(cè)翻邊變形的累積，在6點(diǎn)的翻邊交接處產(chǎn)生了相對(duì)較大的變形和應(yīng)變，此處的減薄率也大于除曲面凸臺(tái)1點(diǎn)外的其他位置。

圖8 減薄率結(jié)果對(duì)比

6 結(jié)論

1）設(shè)計(jì)的翻邊-局部反拉深模具成形出的隔熱件無(wú)起皺、破裂等缺陷，整體成形質(zhì)量良好。

2）采用了正交試驗(yàn)和極差分析研究方法，得出影響零件減薄的主要因素是凸模下壓速度，板料夾緊力和摩擦力的影響程度次之。

3）實(shí)際翻邊成形件的1點(diǎn)處為翻邊曲面凸臺(tái)的底部圓角位置，凸臺(tái)在經(jīng)成形頂柱擠壓時(shí)受到拉應(yīng)力作用，底部平面幾乎不變形，于是變形主要集中在與底部平面相連的圓角位置處，此處產(chǎn)生了較大的厚度減薄。

4）此研究對(duì)其他形狀復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的成形具有借鑒意義，如可通過(guò)合理設(shè)計(jì)多個(gè)模具分別成形出結(jié)構(gòu)件不同區(qū)域的特征部位，并通過(guò)對(duì)關(guān)鍵部位的成形參數(shù)選擇來(lái)確定最優(yōu)工藝參數(shù)。后亦可通過(guò)進(jìn)一步優(yōu)化工藝設(shè)計(jì)和正交試驗(yàn)方案，成形出更加高質(zhì)量少缺陷的汽車燃油箱隔熱件。

[1] 劉勇. 汽車覆蓋件異型深拉延工藝及模具設(shè)計(jì)[J]. 時(shí)代汽車, 2021(4): 119-120.

LIU Yong. A Special Shaped Deep Drawing Process and Mold Design for Automobile Panels[J]. Auto Time, 2021(4): 119-120.

[2] 楊素華. 優(yōu)化汽車覆蓋件產(chǎn)品結(jié)構(gòu)以提升模具壽命的研究[J]. 裝備維修技術(shù), 2018(4): 60-64.

YANG Su-hua. Research on Optimizing the Product Structure of Automobile Covering Parts to Improve the Service Life of Dies[J]. Equipment Maintenance Technology, 2018(4): 60-64.

[3] 王浩, 曹源. 沖鍛成形汽車飛輪盤(pán)的沖擊和磨損性能研究[J]. 鋼鐵釩鈦, 2018, 39(4): 168-172.

WANG Hao, CAO Yuan. Study on Impact and Wear Properties of Press-Forged Automotive Flywheel Discs[J]. Steel Vanadium and Titanium, 2018, 39(4): 168-172.

[4] 魏良慶, 彭成允. 工藝參數(shù)對(duì)厚板小孔沖裁模具磨損的影響[J]. 模具技術(shù), 2016(2): 49-53.

WEI Liang-qing, PENG Cheng-yun. Influence of Process Parameters on the Wear of Small Holes Punching for Thick Plate[J]. Die and Mould Technology, 2016(2): 49-53.

[5] 徐杰, 王久林, 周敏, 等. 小尺寸梯形凸臺(tái)曲軸蓋板成形工藝研究[J]. 精密成形工程, 2015, 7(4): 16-21.

XU Jie, WANG Jiu-lin, ZHOU Min, et al. Process of Small Size and Trapezoid Convex Platform of Crankshaft Cover[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2015, 7(4): 16-21.

[6] 李奎, 郎利輝, 吳磊, 等. 錐形薄壁零件多道次充液成形方法[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2016, 23(4): 36-41.

LI Kui, LANG Li-hui, WU Lei, et al. Multi-Stage Hydroforming Method for Conical Thin-Walled Parts[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2016, 23(4): 36-41.

[7] MERKLEIN M, HAGENAH H. Introduction to Sheet-Bulk Metal Forming[J]. Production Engineering-Research and Development, 2016, 10(1): 1-3.

[8] 歐航, 安浩, 孫式進(jìn), 等. 5182鋁合金橢圓孔電磁翻邊數(shù)值模擬研究[J]. 精密成形工程, 2021, 13(4): 9-15.

OU Hang, AN Hao, SUN Shi-jin, et al. Numerical Simulation Study on Electromagnetic Flanging of Elliptical Holes in 5182 Aluminum Alloy[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2021, 13(4): 9-15.

[9] 謝映光, 梁滿朝, 王成磊, 等. 鋁合金控制臂鍛造工藝及模具有限元模擬優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2021, 46(7): 7-13.

XIE Ying-guang, LIANG Man-zhao, WANG Cheng-lei, et al. Aluminum Control Arm Forging Process and Die Finite Element Simulation Optimization[J]. Forging & Stamping Technology, 2021, 46(7): 7-13.

[10] 白有俊, 劉世豪, 蘇思, 等. 汽車側(cè)壁上外板沖壓成形過(guò)程仿真及實(shí)驗(yàn)[J]. 鍛壓技術(shù), 2017, 42(9): 25-29.

BAI You-jun, LIU Shi-hao, SU Si, et al. Stamping Process Simulation and Experiment of Automotive Side Wall Plate[J]. Forging & Stamping Technology, 2017, 42(9): 25-29.

[11] 杜勇, 聞瑤, 馬俊林, 等. 隔熱板沖壓成形工藝參數(shù)優(yōu)化[J]. 精密成形工程, 2014, 6(5): 108-112.

DU Yong, WEN Yao, MA Jun-lin, et al. Optimization of the Process Parameters for Thermal Baffle Stamping Forming[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2014, 6(5): 108-112.

[12] 鄧長(zhǎng)勇, 董紹江, 譚偉. 某新能源汽車輕量化地板件沖壓成形參數(shù)設(shè)計(jì)及優(yōu)化[J]. 鍛壓技術(shù), 2018, 43(10): 68-75.

DENG Chang-yong, DONG Shao-jiang, TAN Wei. Design and Optimization on Stamping Parameters for Lightweight Floor Parts of a New Energy Vehicle[J]. Forging & Stamping Technology, 2018, 43(10): 68-75.

[13] 胡建軍, 李小平. Deform3D塑性成形CAE應(yīng)用教程[M]. 北京: 北京大學(xué)出版社, 2011: 221-223.

HU Jian-jun, LI Xiao-ping. Deform3D Plastic Forming CAE Application Course[M]. Beijing: Peking University Press, 2011: 221-223.

[14] BAASKARAN N, PONAPPA K, HANKARS S. Assessment of Dynamic Crushing and Energy Absorption Characteristics of Thin-Walled Cylinders Due to Axial and Oblique Impact Load[J]. Steel and Composite Structures, 2018, 28(2): 179-194.

[15] 謝瑞, 丁方強(qiáng), 周敏, 等. 皮帶輪圓筒形凸臺(tái)多道次拉深成形工藝研究[J]. 精密成形工程, 2016, 8(4): 60-64

XIE Rui, DING Fang-qiang, ZHOU Min, et al. Multi-Stage Deep Drawing Process of Cylindrical Boss of Pulley[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2016, 8(4): 60-64

[16] 薛克敏, 楊衛(wèi)正, 代光旭, 等. 雙質(zhì)量飛輪驅(qū)動(dòng)齒盤(pán)旋壓增厚成形工藝研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2018, 50(5): 145-151.

XUE Ke-min, YANG Wei-zheng, DAI Guang-xu, et al. Study on Spinning Thickening Forming Process of Double Mass Flywheel Drive Plate[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2018, 50(5): 145-151.

Design and Study of Flanging and Forming Process of Automotive Fuel Tank Insulation Panel

TANG Ji-ping1, SUN Feng-cheng2, ZHANG Rong2, SONG Jie2, LI Yun-hui2, LI Ping2

(1. Nantong Fuleda Vehicle Accessory Component Co., Ltd., Nantong 226330, China; 2. School of Materials Science and Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

The work aims to form high-quality automotive fuel tank insulation panel with fewer defects. The process method of integral flanging and local back drawing was adopted, and the maximum thinning rate at the rounded corner of the heat shield surface bump was taken as the experimental index. The optimal forming process parameters were determined by orthogonal test and range analysis, and the forming process was simulated by finite element numerical software. The order of effect of each factor on fillet thinning of curved boss was as follows: punch lowering speed, friction coefficient, and clamping force between punch and ejection block. The optimal combination of forming process parameters was as follows: press speed of 10 mm/s, friction coefficient of 0.12, and clamping force of 40 kN. According to the analysis of equivalent strain results, with the increase of deformation, the equivalent strain distribution of the left flanging surface was greater than that of the right, and the junction of the two flanging surfaces also accumulated a large strain. The maximum thinning rate of the actual forming part was 17.1% of the boss position, which met the production requirements. The qualified heat insulation parts can be produced under the optimal process parameters, and the thinning of the actually formed parts is basically consistent with the simulation results, which verifies the accuracy of the mold design and simulation and has certain guiding significance for forming the shaped components with complex structures.

shaped fuel tank insulation panels; integral flanging-partial back drawing; orthogonal experiment; experimental verification

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.02.007

TG386.1

A

1674-6457(2022)02-0039-07

2021-07-09

安徽省重點(diǎn)研究和開(kāi)發(fā)計(jì)劃（面上攻關(guān)）（201904a05020075）

唐季平（1963—），男，工程師，主要研究方向?yàn)榫芩苄猿尚巍?/p>

李萍（1973—），女，博士，教授，主要研究方向?yàn)榫芩苄猿尚喂に嚺c仿真。