孫 慧,董海東,資陽鵬

(1. 陜西工業(yè)職業(yè)技術(shù)學院材料工程學院,陜西 咸陽 712000;2. 寧波鵬信模具制造有限公司,浙江 寧波 315000)

0 引 言

圖1是不銹鋼餐盒模型,是《沖壓成型工藝與模具設計》和《覆蓋件模具設計》課程中的典型教學案例。但在首次試模時,該錐形件側(cè)壁出現(xiàn)了嚴重的起皺問題,為獲得成功的教學案例,本文將借助于華中科技大學的FASTAMP板料成型模擬軟件,分析該錐形件拉深時的應力應變狀態(tài),探討引起其側(cè)壁起皺的應力狀態(tài)及解決措施。

圖1 不銹鋼餐具模型

1 工藝性分析

對于不同高度的筒形拉深件,其拉深次數(shù)是根據(jù)極限拉深系數(shù)來確定,即保證各次的實際拉深系數(shù)稍大于各次的極限拉深系數(shù)。但對于不同高度的錐形拉深件,其拉深次數(shù)是根據(jù)錐形件的相對高度(h/d2)來確定的:當h/d2<0.2時,其屬于淺錐形拉深件,可一次拉深成型;當0.20.5時,其屬于深錐形拉深件,需要多道拉深工序成型[1]。圖2是不銹鋼餐盒的二維(2D)圖,料厚為0.8mm。該錐形件的相對高度h/d2=0.29,相對厚度t/d2=0.005(由于該錐形件帶有翻邊,所以相對厚度應為t/D=0.004,坯料直徑D的值見圖3),相對錐頂半徑d1/d2=0.58,符合0.20.5的要求,屬于中等深度錐形件,需要兩次拉深成型[1]。

圖2 中等深度錐形件

(a) 拉深工序二維圖

2 拉深方案及應力應變分析

最初的設計方案為:落料→首次拉深→二次反拉深。經(jīng)過試模發(fā)現(xiàn):錐形件出現(xiàn)了嚴重的側(cè)壁起皺問題。經(jīng)過模擬分析發(fā)現(xiàn):起皺是側(cè)壁在變形時切向壓應力過大所致。改進后的拉深方案為:落料→拉深→翻邊。經(jīng)過試模,錐形件質(zhì)量合格。下面詳細介紹這兩個方案。

2.1 方案一:拉深應力應變

2.1.1 拉深方案的確定

第二道拉深工序可以采用反拉深,反拉深時工序件與凹模包角為180°,坯料沿凹模流動的摩擦阻力和彎曲抗力均增大,坯料的流動性變差,因此反拉深成型需要更大的徑向拉應力,相應地,徑向伸長變形量也增大,從而減小了切向壓縮變形所需的切向壓應力,可降低錐形件側(cè)壁起皺的趨勢[2]。同時,二次拉深采用反拉深是想省去后續(xù)的翻邊工序。依此確定該錐形件的拉深方案一:落料→首次拉深→二次反拉深,如圖3所示。首次拉深為正拉深,采用倒裝式拉深模,拉深成筒形件;二次拉深為反拉深,采用正裝式拉深模,拉深成錐形件,由于反拉深可以增大徑向拉應力,二次反拉深可以不設置壓邊圈。

2.1.2 材料模型的定義

方案一中,試模材料為1Cr13不銹鋼,厚度為0.8mm。在FASTAMP材料庫中選用DC04牌號(歐盟標準)材料,該牌號材料屬于冷鏈軋低碳鋼,適用于深拉深成型,中國寶鋼有生產(chǎn)。DC04牌號中的質(zhì)量、密度、彈性模量、泊松比、應變強度系數(shù)、硬化指數(shù)和屈服應力等參數(shù)值不變,需要重新輸入拉深試驗測得的1Cr13不銹鋼厚向異性指數(shù)[3],見表1。

表1 1Cr13不銹鋼的厚向異性指數(shù)

2.1.3 拉深工序的創(chuàng)建

FASTAMP軟件中的forming analysis wizard(成形分析向?qū)?模塊可以進行多工位和多工序級進模成型仿真[4]。創(chuàng)建首次拉深工序時,“壓機類型”選用單動壓力機:即凸模在坯料下面,凹模在坯料的上面,凹模作為主動工具向下運動完成首次拉深;由于首次拉深后工序件的片體是從凹模型面抽取的,所以“參考幾何體”選用凹模型面。凹?！髁夏Σ撩?、壓邊圈—坯料摩擦面均需要潤滑,摩擦系數(shù)為0.05;凸?！髁夏Σ撩娌恍枰獫櫥?摩擦系數(shù)設為0.125。定義完拉深工具后要對工具進行自動檢查定位:凹模到凸模的距離為200mm,凹模到壓邊圈的距離為100mm,如圖4圖左所示。

圖4 方案一的拉深工序模型

創(chuàng)建二次反拉深工序時,“壓機類型”選用雙動壓力機:即凹模在坯料的下面,凸模在坯料上面,凸模作為主動工具向下運動完成二次拉深;由于二次拉深后零件的片體是從凸模型面抽取的,所以“參考幾何體”選用凸模型面。凹?！髁夏Σ撩?、壓邊圈—坯料摩擦面均需要潤滑,摩擦系數(shù)為0.05;凸?！髁夏Σ撩娌恍枰獫櫥?摩擦系數(shù)設為0.125。定義完拉深工具后要對工具進行自動檢查定位:凹模到凸模的距離為200mm,凹模到壓邊圈的距離為100mm。同時要對二次拉深的工具和首次拉深的工序件進行工位偏移:即將二次拉深凸、凹模沿J方向(Y方向)水平定位300mm;將首次拉深工序件也延J方向(Y方向)水平定位300mm,如圖4圖右所示。

2.1.4 模擬結(jié)果及試模結(jié)果

圖5分別是直徑為192mm的坯料在二次反拉深后的成型極限圖和試模結(jié)果,再一次證明:錐形件的成型屬于拉深與脹形相結(jié)合的復合成型,即錐形件側(cè)壁上段是拉深變形(切向壓縮變形、徑向伸長變形),錐形件側(cè)壁下段是脹形變形(切向和徑向均伸長變形),但在整個側(cè)壁,拉深變形的成分占主導地位。

(a) 成型極限圖

從圖5的試模結(jié)果來看,錐形件出現(xiàn)的質(zhì)量問題主要是側(cè)壁起皺,而解決起皺最根本的方法就是降低起皺區(qū)的切向壓應力。降低切向壓應力的措施很多,措施一:增大坯料直徑。在方案一中增大坯料直徑,就是增大了首次拉深工序件的高度,進而增大了二次反拉深時工序件對凹模的包緊力,相應地增大了拉深時坯料的流動阻力,最終增大了徑向拉應力和徑向伸長變形,使得切向壓縮所需的切向壓應力降低,側(cè)壁的起皺趨勢也會降低[5]。圖6分別是直徑為208mm的坯料在二次反拉深后的成型極限圖和試模結(jié)果。

(a) 成型極限圖

圖7分別為直徑192mm和208mm的坯料反拉深至22mm時的第二主應力狀態(tài)圖(切向壓應力狀態(tài)圖),比較兩者側(cè)壁上的最小切向壓應力和最大切向壓應力,可以看出:增大坯料直徑能有效減小起皺區(qū)(側(cè)壁)的切向壓應力,見表2。試模結(jié)果也證明了這一點。且坯料直徑為208mm的錐形件因切向壓應力有效降低,相比直徑為192mm的錐形件,側(cè)壁起皺的時間被推遲了。

表2 反拉深22mm時的第二主應力(切向壓應力)

(a) 坯料直徑為192mm

2.2 方案二:拉深應力應變分析

2.2.1 拉深方案的確定

由圖5和圖6可知:增大坯料直徑可以有效降低切向壓應力,但對于該錐形件,在拉深至22mm時就開始起皺,隨著拉深的繼續(xù),起皺區(qū)域沿側(cè)壁向下延伸,主要原因是錐形件側(cè)壁處于懸空狀態(tài),不與模具表面接觸,坯料的抗失穩(wěn)能力較差,易失穩(wěn)起皺。因此,靠反拉深增大徑向拉應力的方法來解決起皺問題,效果不明顯。要想明顯地增大徑向拉應力,可以采用一次拉深成型,這樣可增大壓料面積;并采用壓邊圈,彈力源為液壓缸或氣缸。依此確定該錐形件的拉深方案二:落料→拉深→翻邊,如圖8所示。

(a) 拉深工序二維圖

2.2.2 材料模型的定義

方案二中,試模材料為SUS304不銹鋼,厚度為0.8mm。在FASTAMP材料庫中選用DC04牌號(歐盟標準)材料,該牌號材料是適用于深拉深成型的冷鏈軋低碳鋼。同方案一中的材料模型的定義一樣,質(zhì)量、密度、彈性模量、泊松比、應變強度系數(shù)、硬化指數(shù)和屈服應力等參數(shù)值不變,需要重新輸入拉深試驗測得的SUS304不銹鋼厚向異性指數(shù),見表3。

表3 SUS304不銹鋼的厚向異性指數(shù)

2.2.3 拉深工序的創(chuàng)建

拉深工序的創(chuàng)建如圖9所示:拉深工序的“壓機類型”選用單動壓力機,工序設置同方案一中首次拉深的工序設置;翻邊工序的“壓機類型”選用雙動壓力機,工序設置同方案一中二次拉深的工序設置。翻邊工序不設置壓邊圈,但為了防止翻邊時出現(xiàn)起皺,采用錐形凹模拉深:錐形凹模使坯料在被拉至凹模錐面時形成了曲面過渡形狀,坯料的抗失穩(wěn)能力得到增強;凹模錐面對坯料變形區(qū)的作用力也有助于坯料產(chǎn)生切向壓縮變形[6-7]。

圖9 方案二的拉深工序模型

2.2.4 模擬結(jié)果與試模結(jié)果

圖10為拉深方案二的成型極限圖和試模結(jié)果,結(jié)果證明:增大壓料面積和采用壓邊圈(彈力源為液壓缸或氣缸)有效解決了錐形件側(cè)壁起皺的問題。圖10(a)顯示,凸緣區(qū)有起皺趨勢,但試模結(jié)果是凸緣未起皺。

(a) 成型極限圖

圖11和圖12是拉深工序件的厚度云圖和厚度減薄量,圖中可以明顯地看到:壁厚最薄的地方不在錐頂圓角處,而在靠近錐底圓角的側(cè)壁處的厚度為0.674mm,厚度減薄量為12.6%,小于拉深件所允許的最大減薄量18%,拉深是安全的[8]。比較圖13的4個圖中厚度最薄處的數(shù)據(jù),歸納成表4。

表4 靠近底部圓角的側(cè)壁處(壁厚最薄處)的應力應變狀態(tài)分析

圖11 厚度云圖

圖12 厚度減薄量

(a) 第一主應力(徑向拉應力)

3 結(jié) 論

(1) 由圖13(a)和(b)可知,錐形件側(cè)壁處拉深變形區(qū)域的占比遠大于脹形變形區(qū)域的占比。分析側(cè)壁的主應力狀態(tài):拉深區(qū)徑向為拉應力、切向為壓應力;脹形區(qū)徑向和切向均是拉應力。根據(jù)主應力狀態(tài)對塑性影響的順序可知:同號主應力狀態(tài)下產(chǎn)生的變形抗力值大于異號主應力狀態(tài)下產(chǎn)生的變形抗力值。也可以理解為:錐形件側(cè)壁處,脹形區(qū)的變形抗力大于拉深區(qū)的變形抗力。由最小阻力定律可知,在同時存在兩種變形的情況下,材料總是按最小阻力的方向變形。故對于錐形件側(cè)壁,拉深占比要大于脹形占比,因此,在錐形件成型過程中要解決的主要質(zhì)量問題為側(cè)壁起皺問題。

(2) 在方案一中,錐形件側(cè)壁起皺原因為:起皺區(qū)的最大主應力是切向壓應力,切向壓應力過大,便會失穩(wěn)起皺。方案二改變了起皺區(qū)的應力應變狀態(tài),見表2:起皺區(qū)的最大主應力變?yōu)榱藦较蚶瓚Α⒆畲笾鲬円沧優(yōu)榱藦较蛏扉L變形,徑向產(chǎn)生了充分的伸長變形,使得切向壓縮所需的壓應力降低了,起皺趨勢也大大降低。

(3) 對比案例一和案例二可知:增大壓料面積,同時采用以液壓缸或氣缸為彈力源的壓邊圈,可大大增加錐形件側(cè)壁的徑向拉應力,從而降低切向壓縮所需要的切向壓應力,降低拉深起皺的趨勢。試模和模擬結(jié)果證明:文獻中提到的“中等深度錐形拉深件(0.2