戴榮軍，張湘益

(1. 華南理工大學(xué) 廣東 廣州 51500；2. 廣汽乘用車有限公司 廣東 廣州 51500)

0 引言

保持拉延過程中壓邊力的穩(wěn)定性是控制產(chǎn)品質(zhì)量的方法之一。模具平衡塊應(yīng)用是保持壓邊力穩(wěn)定的最有效方式，同時(shí)又具有方法簡單易行、成本低、修改模具時(shí)間短等優(yōu)點(diǎn)，因此在拉延模中的應(yīng)用越來越廣泛[1-2]。然而，傳統(tǒng)的模具平衡塊調(diào)試方法存在諸多問題，本文研究了一種新型的模具平衡塊調(diào)試方法，能夠大幅縮短調(diào)試周期，提升模具生產(chǎn)穩(wěn)定性。

1 傳統(tǒng)調(diào)試方法及問題

傳統(tǒng)平衡塊調(diào)試方法是根據(jù)制件的質(zhì)量狀態(tài)(極限開裂)，同時(shí)依據(jù)壓邊圈的著色情況，來調(diào)整壓料圈附近的平衡塊的墊片高度，在調(diào)試平衡塊的過程中，同時(shí)進(jìn)行壓料面研配、拋光等作業(yè)[3-4]。該種調(diào)試方法存在如下的問題：

1) 平衡塊調(diào)試的步驟與壓料面研配、拋光等作業(yè)同時(shí)進(jìn)行，調(diào)試過程混亂、調(diào)試順序主次不明確等問題導(dǎo)致難以快速達(dá)到調(diào)試效果，且調(diào)試過程中，調(diào)試材料浪費(fèi)過多，試模成本過高。同時(shí)，在后期生產(chǎn)過程中該種調(diào)試方法穩(wěn)定性差，量產(chǎn)平均報(bào)廢率為0.5%，加大了生產(chǎn)制造成本。

2) 在非最佳壓邊力的情況下[5]，僅在零件開裂的局部通過墊高模具平衡塊的高度來分擔(dān)作用于板件的壓力，這樣同樣會在后期量產(chǎn)過程中，產(chǎn)生失穩(wěn)現(xiàn)象。

3) 不考慮板件的成形狀態(tài)是否與CAE分析結(jié)果吻合，或者僅關(guān)注現(xiàn)場板件開裂局部位置與CAE開裂失效的吻合情況，導(dǎo)致CAE分析結(jié)果難以指導(dǎo)現(xiàn)場調(diào)試作業(yè)。

本文以某側(cè)圍零件為例，闡述在生產(chǎn)穩(wěn)定性控制過程中，如何采用新型的調(diào)試方法來調(diào)整模具平衡塊，從而快速達(dá)到穩(wěn)定生產(chǎn)的效果。

2 材料開裂原理闡述

工程中通常通過材料試樣的拉伸試驗(yàn)得到材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1所示。

圖1 理論工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

材料在模具內(nèi)部拉伸成形過程中，材料受力拉應(yīng)力的作用產(chǎn)生應(yīng)變，開始逐步發(fā)生彈性形變，如圖1中OB′段所示。隨著拉應(yīng)力的增加，應(yīng)變也隨之增大，當(dāng)拉應(yīng)力達(dá)到材料的屈服極限時(shí)，材料開始產(chǎn)生屈服現(xiàn)象，即材料在應(yīng)力載荷不增加的情況下應(yīng)變?nèi)詴鸩皆龃蟮默F(xiàn)象，如圖1中AC段所示，材料開始產(chǎn)生塑性形變。隨著拉應(yīng)力進(jìn)一步增大，材料開始由彈性形變轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄孕巫?，如圖1中CD段所示，這是在沖壓成形中所必需的。但是隨著拉應(yīng)力和應(yīng)變量的繼續(xù)增大，達(dá)到材料所能承受的應(yīng)力極限時(shí)，材料發(fā)生頸縮，繼而發(fā)生斷裂，如圖1中DE段所示。

材料應(yīng)力、應(yīng)變理論計(jì)算公式如下：

理論應(yīng)力

(1)

理論應(yīng)變

(2)

式中：F為試樣拉伸載荷；A0為試樣初始截面積；Δl為試樣的伸長量；l0為試樣初始長度。

但是在實(shí)際板料成形過程中，截面積和長度并非為恒定不變。因此，理論應(yīng)力計(jì)算公式和理論應(yīng)變計(jì)算公式并不能真實(shí)反映材料在成型過程中應(yīng)力和應(yīng)變的變化，如圖2所示。

圖2 真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

真實(shí)應(yīng)力σ和真實(shí)應(yīng)變的表達(dá)式如下：

(3)

式中：F為試樣拉伸載荷；A為試樣實(shí)際面積。

材料成形過程中，通常從局部微觀變形進(jìn)行衡量，因此，假設(shè)拉伸長度l的微小增量為dl，則應(yīng)變增量

(4)

因此，

(5)

對式(5)由l0至l進(jìn)行積分，得真實(shí)應(yīng)變

(6)

根據(jù)體積不變假設(shè)：

A0·l0=A·l

(7)

隨著材料的拉伸變形，拉伸長度l逐步增大，因而材料實(shí)際截面積是逐步減小的，如果壓邊力為恒定值，則實(shí)際應(yīng)力σ也是逐步增大的。沖壓成形所需要達(dá)到的目標(biāo)是材料的實(shí)際應(yīng)力-應(yīng)變曲線達(dá)到屈服極限但不超過抗拉極限，這樣就能既滿足塑性形變的效果，又不至于產(chǎn)生頸縮開裂現(xiàn)象。為了達(dá)到這一目的，就需要將恒定壓邊力轉(zhuǎn)化為可變壓力。

文獻(xiàn)[6-9]從改變壓力機(jī)液壓墊壓邊力輸出的角度出發(fā)，通過對液壓墊的電氣系統(tǒng)進(jìn)行改造，提出了多種將恒定壓邊力轉(zhuǎn)變?yōu)榭勺儔哼吜Φ姆椒?。但是在?shí)際生產(chǎn)應(yīng)用中，這些改造方法周期長，實(shí)現(xiàn)難度大，因此不宜采用。

本文從改進(jìn)模具結(jié)構(gòu)的角度出發(fā)，通過模具平衡塊的調(diào)試方法來達(dá)到將恒定壓邊力轉(zhuǎn)變?yōu)榭勺儔哼吜Φ哪康摹?/p>

3 恒定壓邊力轉(zhuǎn)變?yōu)榭勺儔哼吜υ?/h2>

分析圖3可知： 材料在壓料面和拉延筋共同作用下，作用在材料上的合力F是由摩擦阻力f、液壓墊分布力q、材料彎曲變形阻力F1，以及彎曲回復(fù)阻力F2等綜合構(gòu)成。

作用于材料的合力

F=F(f，q，F(xiàn)1，F(xiàn)2)

(8)

1—凹模；2—板件；3—模具平衡塊；4—壓邊圈；5—液壓墊頂桿；6—凸模；7—拉延筋；8—摩擦阻力f；9—壓料面積S；10—液壓墊分布力q；11—彎曲變形阻力F1；12—彎曲回復(fù)阻力F2圖3 模具結(jié)構(gòu)及板件作用力分析模型

根據(jù)式(3)和式(7)，若需要保持拉應(yīng)力盡可能不變，即：

則

(9)

由式(6)可得反函數(shù)

(10)

因此，板件成形過程中的板件作用力

(11)

式中： 底數(shù)e為自然數(shù)。同時(shí)，由式(7)可推導(dǎo)出：

(12)

式中：w0為初始薄板寬度；w為拉伸后薄板寬度；t0為薄板初始厚度；t為拉伸后薄板厚度。

圖4 壓邊圈材料變形次應(yīng)變分析結(jié)果

AutoForm軟件是利用有限元法對金屬?zèng)_壓成形的全過程進(jìn)行模擬分析，在整個(gè)汽車產(chǎn)品開發(fā)設(shè)計(jì)和模具開發(fā)過程中起到了指導(dǎo)性作用。

由于平衡塊是安裝在壓邊圈上的，因此，本文重點(diǎn)研究壓邊圈上的材料變形情況，對于產(chǎn)品內(nèi)部的拉延變形特征(如徑向拉伸、環(huán)向壓縮等)本文不進(jìn)行贅述。借助AutoForm軟件對壓邊圈的變形情況進(jìn)行模擬分析，從次應(yīng)變分析結(jié)果可以看出，次應(yīng)變最小值為-0.219，最大值為-0.028×10-3。除了局部拐角位置外，其余位置次應(yīng)變接近于0，亦即壓邊圈上的材料變形主要發(fā)生在長軸方向，而短軸方向變形量幾乎為0，如圖5所示。因此，壓邊圈中材料的變形可近似的認(rèn)為是單向變形。

圖5 板件變形前后

(13)

因此，板厚的變化趨勢近似的與F的變化趨勢相同。

模具平衡塊通常采用45號鋼材，在成形過程中不易壓縮變形。它安裝在凹模與壓邊圈之間，因此在板料厚度發(fā)生減薄時(shí)，利用模具平衡塊厚度不易壓縮變形的原理，分擔(dān)部分液壓墊壓力，從而達(dá)到近似地將厚度的變化函數(shù)轉(zhuǎn)換為板件作用力的函數(shù)的目的，如圖6所示。

1—凹模；2—壓邊圈；3—平衡塊；4—成形前板料厚度；5—成型后板料厚度；6—液壓墊壓力圖6 模具平衡塊進(jìn)行力轉(zhuǎn)換模型

根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，從板件初始成形至達(dá)到屈服強(qiáng)度階段，材料由彈性形變轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄孕巫?，若將液壓墊壓力設(shè)定為最佳壓邊力，則該階段液壓墊壓力不應(yīng)該被分擔(dān)。因此，平衡塊在該階段通過設(shè)定間隙a不介入工作。通常，材料達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，ε取0.3%～0.5%，為了使得材料塑性形變充分，本文ε取值0.5%，初始料厚t0=0.7 mm，因此，根據(jù)式(6)可得t≤0.665 mm，a1≥t0-t=0.035 mm。

板件由彈性形變階段進(jìn)入到均勻塑性形變階段，在單調(diào)拉伸過程中，板件由屈服到發(fā)生頸縮的形變強(qiáng)化規(guī)律，滿足冪乘硬化定律的Hollomom方程式[10-12]：

σ=K·εn

(14)

式中：σ為真應(yīng)力；ε為真應(yīng)變；K為強(qiáng)度系數(shù)；n為硬化指數(shù)。本文側(cè)圍采用的材質(zhì)為GD56D+ZF，其中抗拉強(qiáng)度σb取291.77 Mpa，K取490.5，n取0.23。

為了使成形趨于安全，σ≤σb。因此，根據(jù)式(14)計(jì)算得到ε≤10.5%，根據(jù)式(6)計(jì)算得到t≥0.630 mm，因此，a2≤0.070 mm。因此，平衡塊間隙取值范圍0.035 mm≤a≤0.070 mm。

4 新型調(diào)試方法及步驟

根據(jù)上述分析，由作用于材料的合力為了降低開裂失效風(fēng)險(xiǎn)，在模具平衡塊調(diào)試前，需要進(jìn)行如下處理。

F=F(f，q，F(xiàn)1，F(xiàn)2)

首先，針對摩擦阻力f，壓邊圈研合率、表面粗糙度等模具基礎(chǔ)條件需要達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求，以確保整個(gè)調(diào)試過程中滑動(dòng)摩擦系數(shù)μ的穩(wěn)定，及壓料面積S均勻，從而避免局部單點(diǎn)受力過大引起的開裂，或因其他部位研合率較空的區(qū)域壓邊力較小，而引起的起皺。該步驟的目的是使模具本身不存在，導(dǎo)致開裂、起皺而需重復(fù)調(diào)試的明顯缺陷。

其次，針對材料彎曲變形阻力F1以及彎曲回復(fù)阻力F2，需要進(jìn)行材料力學(xué)性能檢測，以確保用于調(diào)試的材料與CAE分析的材質(zhì)參數(shù)保持一致，從而確保調(diào)試實(shí)物與CAE分析結(jié)果具有可比性。以材料實(shí)測性能參數(shù)與CAE分析的材質(zhì)參數(shù)差異小于等于1.5%為一致的。同時(shí)，對模具拉延筋/槽參數(shù)、壓邊力設(shè)置等實(shí)物參數(shù)與設(shè)計(jì)參數(shù)的一致性進(jìn)行確認(rèn)。

再次，對現(xiàn)場實(shí)物狀態(tài)與CAE分析結(jié)果一致性確認(rèn)。進(jìn)行該步驟是為了快速識別和判斷問題的性質(zhì)，為現(xiàn)場調(diào)試節(jié)省調(diào)試周期。本文衡量現(xiàn)場實(shí)物狀態(tài)與CAE分析結(jié)果一致性的可測量指標(biāo)分別為： 材料流入量和零件減薄率。當(dāng)材料流入量差異在±5.0 mm以內(nèi)，板厚減薄差異在±0.02 mm以內(nèi)，則認(rèn)為模具實(shí)物狀態(tài)與CAE分析結(jié)果一致。若出現(xiàn)不一致情況，則最后，調(diào)試確定最佳壓邊力。由式(5)可知： 影響開裂的主要載荷為液壓墊分布力q。進(jìn)行該步驟的目的是確定最佳的實(shí)際壓邊力。本文通過在不安裝模具平衡塊的狀態(tài)下調(diào)整液壓墊壓力進(jìn)行測試，通過多次測試以及不斷逼近的方法，找到起皺的臨界壓邊力為下限壓邊力，即將開裂但未開裂的臨界壓邊力為上限壓邊力，由下限壓邊力和上限壓邊力兩個(gè)界限得到了液壓墊壓邊力設(shè)定的可行域，如圖7所示。經(jīng)過測試，該側(cè)圍零件的下限壓邊力為480 kN，上限壓邊力為640 kN。

圖7 最佳壓邊力調(diào)試曲線圖

考慮到液壓墊壓邊力輸出控制存在10%的波動(dòng)，為了避免由于液壓墊壓邊力波動(dòng)而產(chǎn)生的起皺和開裂，也因?yàn)閴哼吜υ降烷_裂風(fēng)險(xiǎn)越小，因此壓邊力設(shè)定取值為480 kN×(1+10%)=528 kN。平衡塊分擔(dān)液壓墊的壓邊力近似為528 kN×(1-90%)=52.8 kN。

嚴(yán)格按照順序和步驟完成上述作業(yè)后，方可對平衡塊展開調(diào)整。為了能夠精確地將平衡塊分擔(dān)液壓墊的壓力調(diào)成52.8 kN，本文采用壓感試紙進(jìn)行測量，將壓感試紙放置在模具平衡塊上，完成單次沖壓即可測量出模具平衡塊上所承擔(dān)的壓力。通過改變平衡塊的間隙值即可改變模具平衡塊上所承擔(dān)的壓力，因此，通過測試不同間隙值，測量出平衡塊分擔(dān)液壓墊的壓邊力數(shù)值，如表1所示。

表1 壓感試紙測試記錄表

最終，經(jīng)過上述調(diào)試，當(dāng)平衡塊間隙值為0.05 mm時(shí)，平衡塊分擔(dān)液壓墊的壓邊力為53 kN，近似逼近52.8 kN的目標(biāo)值。因此，完成上述調(diào)試作業(yè)后，最終確定了最佳壓邊力為528 kN，平衡塊間隙值為0.05 mm。

5 生產(chǎn)穩(wěn)定性驗(yàn)證

經(jīng)過上述分析，以及采用該種方法對模具進(jìn)行調(diào)整后，經(jīng)過生產(chǎn)檢證，零件沒有外觀凹陷、起皺等質(zhì)量問題，且經(jīng)過多批次、大批量生產(chǎn)，完成調(diào)試后5個(gè)月內(nèi)，無開裂不良發(fā)生。同時(shí)，按照每周監(jiān)測1次，每次隨機(jī)抽樣監(jiān)測5個(gè)樣品，對固定位置進(jìn)行減薄率測量及數(shù)據(jù)采集，CPK值為1.52≥1.33，評價(jià)為工序能力優(yōu)，可持續(xù)保持。亦即生產(chǎn)穩(wěn)定性好，失效可能性極低(表2)。

表2 零件固定位置厚度統(tǒng)計(jì)表

6 結(jié)論

通過對模具調(diào)試流程的優(yōu)化，確定了最佳成形壓邊力，重新建立了模具平衡塊調(diào)試標(biāo)準(zhǔn)，最終明確了模具平衡塊的新型調(diào)試方法。通過新型模具平衡塊調(diào)試方法及原理分析可以得出結(jié)論： 該方法克服了傳統(tǒng)模具平衡塊調(diào)試過程混亂、調(diào)試順序主次不明確等問題，不僅提高了模具生產(chǎn)過程中的穩(wěn)定性，有效削減了大批量生產(chǎn)中的開裂、起皺失穩(wěn)不良率，避免了重復(fù)調(diào)試，也大大地縮短了模具調(diào)試周期，從而降低了沖壓制件的制造成本，提升了沖壓制件的品質(zhì)。