中国标准动车组前端三维蒙皮件在车体上的位置如图1所示, 其结构如图2所示。该件尺寸较大、拉延深度浅、外形不规则、空间结构扭曲严重。

图1

Fig.1

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	图1 蒙皮件在车体上位置Fig.1 Position of skin on CEMU body

图2

Fig.2

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	图2 蒙皮件结构Fig.2 Skin structure

基于前端三维蒙皮件的几何特点, 结合冲压模具手册, 取产品件的上表面作为有限元模型型面, 在Autoform中添加压料面和型面补偿, 该模型主要由凹模、凸模、压边圈及板料构成, 初始模型的主要模具参数为:凸模圆角r_p=20 mm; 凹模圆角R_c=10 mm; 模具间隙C=4 mm; 拉延深度d=50 mm; 拔模斜度γ =15° 。板料尺寸取1560 mm× 510 mm, 构建冲压成形有限元模型如图3所示。本文模型采用三角形网格, 并利用h法自适应技术对成形过程中网格尺寸的变化进行描述, 网格容差为0.05 mm, 最大边长为20 mm。

图3

Fig.3

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	图3 有限元模型Fig.3 FEM model

蒙皮件的材料为铝合金5083-H111, 厚度为4 mm。通过单向拉伸试验(见图4)获得材料力学性能数据为:剪切强度σ _b=310.6 MPa; 屈服强度σ _s=157.6 MPa; 应变硬化指数n=0.3; 平均各向性系数r_m=0.847; 材料系数K=598 MPa。材料模型采用Barlat-Lian屈服准则, 该准则是铝合金模拟专用准则。硬化曲线的拟合方式选择Swift模型, 其应力-应变关系为:

σ =K(ε _p+ε ₀)ⁿ (1)

式中:σ 为等效应力; K为材料系数; ε _p为塑性应变; ε ₀为初始的屈服应变; n为应变硬化指数。

图4

Fig.4

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	图4 单向拉伸试验Fig.4 Uniaxial tension test

初始模型的成形模拟结果如图5和图6所示。可以看出, 成形件出现了明显的拉伸不足(见图5中灰色区域)缺陷, 且轮廓精度明显超差(标准误差为2 mm)。拉伸不足主要由成形过程中板料的流动阻力不足所致, 轮廓精度差主要由回弹量大引起。拉伸不足导致蒙皮件的刚度不足, 这直接影响蒙皮件的形状稳定性。蒙皮件的轮廓精度对车体的装配及外观质量有较大影响。

图5

Fig.5

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	图5 初始模型成形件的成形极限图Fig.5 FLD of the skin of initial simulation model

图6

Fig.6

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	图6 初始模型成形件的轮廓精度Fig.6 Contour accuracy of skin of initial simulation model

本文采取增加压边力、添加拉延筋的方法来提高成形过程中板料的流动阻力, 对蒙皮件的拉伸不足进行控制。

2.2.1 压边力对拉伸不足的影响

在不添加拉延筋的情况下, 改变压边力。压边力分为取50、100、150、200 t, 模拟结果如图7所示。由图可知, 增大压边力可以整体增大板料的流动阻力, 改善蒙皮件拉伸不足的缺陷, 但即使压边力达到200 t, 仍存在大面积的拉伸不足。因此, 只增大压边力不能有效地控制板料拉伸不足的现象, 因而考虑添加拉延筋进一步增大板料的流动阻力来控制蒙皮件的拉伸不足。

2.2.2 拉延筋对拉伸不足的影响

前端三维蒙皮件属于长条形零件, 若采用等强度拉延筋, 零件易出现零件中部已经拉延充分, 两端依然存在大面积的拉伸不足, 如图8所示。

为了使板料各部分的流动阻力均匀, 设置变强度拉延筋, 两端采用强度系数较大的拉延筋S1; 中部采用强度系数稍小的拉延筋S2, 其分布如图9所示。对本文蒙皮件而言, S1拉延筋强度系数为0.8, S2拉延筋强度系数为0.65, 压边力为150 t(压边力由两端的拉延筋的强度系数决定)。蒙皮件的成形极限图如图10所示, 可以看出, 蒙皮件已经全部拉伸充分(图中绿色部分)。

图7

Fig.7

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	图7 不同压边力下的成形极限图Fig.7 FLD of skin for different blankholder force

图8

Fig.8

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	图8 等强拉延筋下蒙皮件的成形极限图Fig.8 FLD of skin for drawbead with same intensity

图9

Fig.9

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	图9 拉延筋的布置Fig.9 Arrangement of drawbead

图10

Fig.10

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	图10 变强度拉延筋下蒙皮件的成形极限图Fig.10 FLD of skin for drawbead with variable intensity

通过添加变强度拉延筋有效地控制了蒙皮件拉伸不足, 使蒙皮件具有良好的刚度, 保证了蒙皮件的形状稳定性, 但成形后的蒙皮件回弹量依然很大, 如图11所示, 两端的回弹值大于3.2 mm(见图中黄色区域), 轮廓精度较差, 无法满足精度要求, 因而下面进行轮廓精度控制的研究。

图11

Fig.11

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	图11 蒙皮件的轮廓精度Fig.11 Contour accuracy of skin

2.3.1 工艺参数对轮廓精度的影响

很多工艺参数(如:凹模圆角、拉延深度、模具间隙、摩擦因数等)影响着产品件的轮廓精度, 各因素交织在一起, 对蒙皮件轮廓精度的影响规律相当复杂。正交试验是一种研究多因素多水平问题的设计方法, 具有效率高、均匀分散、齐整可比的特点。因而本文采用正交试验法研究多个工艺参数对蒙皮件轮廓精度的影响。

本文主要研究的工艺参数包括:凹模圆角, 拉延深度, 模具间隙, 摩擦因数。在正交试验中, 定义凹模圆角、拉延深度、模具间隙、摩擦因数分别为因素A、B、C、D。为了方便分析, 选取蒙皮件上回弹最大的点(P点)的回弹值作为评判参数, 蒙皮件上的P点的位置如图12所示。采用Autoform中的自由回弹模式进行蒙皮件回弹分析。该模式不需设置约束点, 与实际情况最为接近。4个因素4个水平的分配情况如表1所示。本文选择正交试验表L₁₆(4⁴), 如表2所示。

图12

Fig.12

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	图12 P点在蒙皮件上的位置Fig.12 Position of point P on skin

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 正交试验各因素的水平分布 Table 1 Distribution of orthogonal experiment factors 水平 影响因素 A/mm B/mm C/mm D 1 7 50 4.1 0.13 2 10 60 4.2 0.15 3 13 70 4.3 0.17 4 16 80 4.4 0.19

表1 正交试验各因素的水平分布 Table 1 Distribution of orthogonal experiment factors

表2

Table 2

表2(Table 2)

表2 正交试验表 Table 2 Orthogonal experiment table 序列 影响因素 A/mm B/mm C/mm D 1 7 50 4.1 0.13 2 7 60 4.2 0.15 3 7 70 4.3 0.17 4 7 80 4.4 0.19 5 10 50 4.2 0.17 6 10 60 4.1 0.19 7 10 70 4.4 0.13 8 10 80 4.3 0.15 9 13 50 4.3 0.19 10 13 60 4.4 0.17 11 13 70 4.1 0.15 12 13 80 4.2 0.13 13 16 50 4.4 0.15 14 16 60 4.3 0.13 15 16 70 4.2 0.19 16 16 80 4.1 0.17

表2 正交试验表 Table 2 Orthogonal experiment table

根据表3所示的试验结果可以看出:试验中P点的回弹值为2.60~5.37 mm, 超出了蒙皮件轮廓精度要求。P点的回弹量变化较大, 说明不同的工艺参数组合对于蒙皮件的轮廓精度影响很大。表4中的极差R代表各因素对试验结果的影响程度, R值越大表示因素对试验结果的程度越大。因此, 本文各因素对蒙皮件轮廓精度的影响程度按照从大到小排序为:凹模圆角、摩擦因数、模具间隙、拉延深度。凹模圆角和摩擦因数对蒙皮件的轮廓精度影响较大, 在实际应用时应优先考虑凹模圆角和摩擦因数。

表3

Table 3

表3(Table 3)

表3 正交试验结果 Table 3 Orthogonal experiment result 序列 影响因素 P点的回 弹值/mm A B C D 1 A1(7) B1(50) C1(4.1) D1(0.13) 3.90 2 A1(7) B2(60) C2(4.2) D2(0.15) 4.15 3 A1(7) B3(70) C3(4.3) D3(0.17) 5.37 4 A1(7) B4(80) C4(4.4) D4(0.19) 4.63 5 A2(10) B1(50) C2(4.2) D3(0.17) 3.93 6 A2(10) B2(60) C1(4.1) D4(0.19) 3.84 7 A2(10) B3(70) C4(4.4) D1(0.13) 2.60 8 A2(10) B4(80) C3(4.3) D2(0.15) 3.12 9 A3(13) B1(50) C3(4.3) D4(0.19) 4.05 10 A3(13) B2(60) C4(4.4) D3(0.17) 4.36 11 A3(13) B3(70) C1(4.1) D2(0.15) 4.42 12 A3(13) B4(80) C2(4.2) D1(0.13) 3.59 13 A4(16) B1(50) C4(4.4) D2(0.15) 3.06 14 A4(16) B2(60) C3(4.3) D1(0.13) 3.93 15 A4(16) B3(70) C2(4.2) D4(0.19) 3.92 16 A4(16) B4(80) C1(4.1) D3(0.17) 4.69

表3 正交试验结果 Table 3 Orthogonal experiment result

表4

Table 4

表4(Table 4)

表4 P点回弹值正交试验结果分析 Table 4 Analysis of orthogonal experiment result of point Pmm 参数 影响因素 A B C D Mi1 18.05 14.94 16.85 14.02 Mi2 13.49 16.28 15.59 14.75 Mi3 16.42 16.31 16.47 18.35 Mi4 15.60 16.03 14.65 16.44 mi1 4.51 3.74 4.21 3.51 mi2 3.37 4.07 3.90 3.69 mi3 4.11 4.08 4.12 4.59 mi4 3.90 4.01 3.67 4.11 R 1.14 0.34 0.55 1.08 各因素影响程度 A> D> C> B 最优组合 A2D1C4B1 注:Mi1, Mi2, Mi3, Mi4(i=A, B, C, D)分别为不同影响因素不同水平下P点回弹值的和; mi1, mi2, mi3, mi4(i=A, B, C, D)分别为不同影响因素不同水平下P点回弹值的平均值; R为最大平均值与最小平均值之差。

表4 P点回弹值正交试验结果分析 Table 4 Analysis of orthogonal experiment result of point Pmm

对于本文所研究的蒙皮件, 最佳的工艺参数组合为:A2D1C4B1, 即凹模圆角取10 mm; 摩擦因数取0.13; 模具间隙取4.4 mm; 拉延深度取50 mm。在最优的工艺参数条件下, P点的回弹值为2.46 mm, 轮廓精度有了明显改善, 但还是略于高于轮廓精度要求, 无法满足使用要求。

2.3.2 模具型面补偿对轮廓精度的影响

最佳工艺及模具结构参数条件下, 蒙皮件的轮廓精度仍略高于标准误差。因此, 考虑采取模具型面补偿的方法进一步控制蒙皮件的回弹, 提高蒙皮件的轮廓精度。利用Autoform模拟软件中的特有型面补偿功能进行有限元模型型面的优化, 将有限元模型型面定义成直接补偿区域; 压料面定义为固定区域; 型面补偿区域定义成过渡区。补偿系数分别取1, 1.1, 1.2和1.3。P点的回弹值随回弹补偿系数变化趋势如图13所示。由图可知, 蒙皮件随补偿系数的增大先减小后增大, 补偿系数为1.2时, 蒙皮件的轮廓精度最好, 此时P点的回弹值为1.48 mm。

综上, 通过正交试验优化冲压成形工艺参数配合基于回弹的模具型面补偿能够有效地控制蒙皮件的轮廓精度。

图13

Fig.13

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	图13 回弹值随补偿系数的变化趋势Fig.13 Evolution of springback with compensation coefficient