【文章內(nèi)容簡介】 模型，而毛坯屬于平面圖形，通過對加油盒零件實體 臨摹，并在三維軟件 solidworks 中進行建 模 ，將模型導 成所需曲面模型的 IGES 交換格式文件，然后讀入到數(shù)值模擬軟件中。模具 CAD 模型如 圖 21 通 過 solidworks 對加油盒進行建模 所示。 圖 21 通 過 solidworks 對加油盒進行建模 材料參數(shù) 加油盒零件所選用的材料為不銹鋼 304，其 材料 物理性能 參數(shù)如 表 22 不銹鋼 304 的物理性能 所示。 表 22 不銹鋼 304 的物理性能 參數(shù) 抗拉強度 σb/ MPa 屈服強度 /MPa 伸長率 斷面收縮 率 硬度 /HB 指標 520 205 40 60 187 參數(shù) 密度 g/ 3cm 后向異性指數(shù) 指標 網(wǎng)格劃分 有限元網(wǎng)格劃分的質(zhì)量對后續(xù)成形計算分析的結果有很大的影響。劃分的有限元網(wǎng)格應該盡可能的保證反映出原曲面模型的形狀特征，單元的數(shù)目必須控制在一定的范圍內(nèi)，因為單元數(shù)目過多會造成計算時間過長和效率降低?？傊群托始骖?。 圖 22 加油盒零件網(wǎng)格劃分結果 是 板 坯模型曲面 在 dynaform 中有限元網(wǎng)格劃分的結果，模具因為是剛體不會產(chǎn)生變形為主動面，網(wǎng)格劃 分疏密程度較粗， 板坯 為成形分析對象為從動面，因此網(wǎng)格疏密程度相對模具要高。具體的各個模型的節(jié)點和單元的統(tǒng) 計列表如 表 23 各模型節(jié)點和單元統(tǒng)計列表 所示。 圖 22 加油盒零件網(wǎng)格劃分結果 表 23 各模型節(jié)點和單元統(tǒng)計列表 統(tǒng)計指標 Die Blank Punch 節(jié)點數(shù) 6581 3377 4270 總單元數(shù) 6691 3308 4381 四邊形單元數(shù) 5382 2693 3687 三角形單元數(shù) 1017 615 694 三角形單元所占比例 % % % 單元類型選擇 用于板料成形分析的有限元類型有膜元、殼元、實體元等。薄膜單元忽略了彎曲對變形的影響，應力、應變被認為是沿厚度均勻分布的，單元構造簡單，在早期的沖壓成形模擬中被較多的使用，它只適應于脹形這類彎曲效應不明顯的成形計算，不能模擬彎曲效應引起的回彈和起皺現(xiàn)象。能模擬彎曲效應的只有殼元和實 體元，但實體單元由于板厚小易引起剛度矩陣的奇異，往往要求單元劃分較密，導致計算量過大，所以目前廣泛采用殼單元。應用于板料成形的殼單元可分為二類：一類是基于 Kirchhoff 板殼理論的薄殼單元，另一類是基于 Mindlin 理論的殼單元。 Kirchhoff 殼單元需要構造 C1 連續(xù)的插值函數(shù)，對于三維問題，單元構造困難，格式復雜，它忽略了橫向剪切變形的影響，對中厚殼的計算誤差較大。基于 Mindlin 理論的殼單元，采用結點位移和轉動各自獨立插值的形式，它和實體元一樣是 C0 型單元，構造簡單，計算效率高，不僅適用于薄殼分析 ，也適用中厚殼的分析 。目前 最常用的是四節(jié)點四邊形薄殼單元，其算法有兩種，即 HuηhesLiu 算法和 BelytschkoTsay 算法。 在有限元計算過程中對殼單元選擇的基本要求是簡單、經(jīng)濟、可靠?；贛indlin 板殼理論的 HuηhesLiu 單元 (HL 單元 )和 BelytschkoTsay 單元 (BT 單元 )，由于在單元節(jié)點上存在獨立的轉動自由度，單元構造比較容易，而且可以很好地分析成形過程中的彎曲、起皺及回彈問題，所以是目前使用的最為普遍和成功的兩種殼單元。 HL 單元是從三維實體單元退化而來， 這種單元的特點是：可以適應任意復雜變形，具有較高的計算精度，但是單元公式比較復雜，計算量較大，在求解大型復雜成形問題時需要較長的計算時間。 BT 單元是對 HL 單元計算效率的一種修正，它由于采用了基于隨動坐標系的應力計算方法，有很高的計算效率。特點是：采用單點積分，使得計算過程相當簡單，不必計算費時的Jaumann 應力，有很高的計算效率，目前成為顯式有限元分析的最有效的單元，但是計算過程中可能會有零能模式出現(xiàn)，稱為 “砂漏 ”。所以需在每個單元節(jié)點上施加砂漏控制力，在一般情況下能得到與 HL 單元較為一致的計算結 果。 因此，基于以上分析，本文所進行的 拉深 成形的有限元分析都是基于 BT 殼單元進行的。 接觸條件和加載 DYNAFORM 中有 9 種不同的接觸類型，要選擇合適的接觸類型來描述實際的物理系統(tǒng)，為了選擇合適的接觸類型，往往需要對接觸方式和算法有深入的理解。 模具通常定義為目標面，而工件則定義為接觸面。在這些接觸類型中，模具無需網(wǎng)格貫通，因此減小了接觸定義的復雜性，但模具網(wǎng)格的方向必須一致，在接觸分析中，由于問題的復雜性，判斷接觸發(fā)生的方向有時是很困難的，因此分析中應盡量使用自動接觸。自動接觸與普通接觸的區(qū)別在于 對殼單元接觸力的處理方式不同，自動接觸考慮殼的厚度，接觸在殼單元的兩側都發(fā)生。若為普通接觸，接觸只在殼單元的法向方向發(fā)生。在殼單元中，接觸通過法向投影中面的 1/2 接觸厚度（ Contact Thickness）來確定接觸面，接觸厚度可以在接觸的定義中明確指定。 在主、從面被確定后需要考慮合適的接觸搜索方式，接觸搜索方式中按檢查節(jié)點對面的穿透方式分為單向接觸和雙向接觸，由于在單向接觸中，僅有從節(jié)點被檢查是否穿透主面，而不考慮主節(jié)點，雙向接觸既檢查從節(jié)點對主面的穿透，又檢查主節(jié)點對從面的穿透，代價是兩倍左右的 計算時間。因此，單向接觸要比雙向接觸運行速度快得多，因此被廣泛應用。 因此，模具與管坯之間的接觸參數(shù)設置選用 AUTO_ONE_WAY_S_TO_S（自動單向面到面）。 定義 求解時間和輸出文件步長 定義合適的求解時間對內(nèi)高壓成形模擬十分重要，求解時間越長（即越接近實際的成形時間）模擬結果就越接近實際結果。但是定義較長的求解時間，模擬時間也會很長（相同的條件下，模擬運算時間和定義的求解時間成正比）考慮以上因素及計算機配置，為了提高計算速度和精度，同時也要滿足動力顯式算法對時間步長的要求，模擬過程的時間要遠遠小于 實際的時間，因此可以通過放大速率來實現(xiàn)，其中速率放大了 1000 倍。本文定義求解時間為 秒。 輸出文件步數(shù)多少影響運算時間和后處理的操作，特別是模擬有較大變形的情況，步數(shù)多有利于后處理中的顯示和對各個時刻變形的研究分析。本文設置的輸出文件步數(shù)為 60 步。 3 加油盒 一次 拉深 預 試驗 根據(jù) 參考相關文獻以及實際生產(chǎn)中的經(jīng)驗 ，拉深成形需要 兩 次拉深，為了合理設置工序件的形狀，基于 dynaform 進行拉深預實驗模擬，通過一次拉深成形正交試驗 法 分析零件出現(xiàn)質(zhì)量問題的關鍵部位，為 兩 次拉深設計做鋪墊。 加油盒拉深成形計 算 在對加油盒零件做拉深成形試驗之前，先對其工藝參數(shù)進行理論的計算，為試驗做好 理論參考。但是，具體參數(shù)選擇必須結合實際成形的結果。 拉深系數(shù)及次數(shù)計算 加油盒零件 毛坯 厚度 t=1mm， 毛坯直徑 D≈320mm，則 其毛坯相對厚 度，查極限拉深系數(shù)表得： = = = 加油盒零件直徑 d≈150mm， 毛坯直徑 D≈320mm ，則預算各次拉深直徑為： = 320= = = =150mm（工件直徑），說明允許 的變形過程為用足。 將上面的 各次 拉深直徑向大的方向圓整，取 =186mm、 =146mm。驗算實際拉深系數(shù) =、 =，可以看出它們均大于相應的極限 拉深系數(shù)，說明可行。因此，拉深次數(shù)為兩次。 壓邊力計算 壓邊力的計算公式 如 下 =pSF ?壓 壓 （ 式 1） ： =pSF ?壓 壓 （ 式 1） 式中 S壓——壓邊圈面積， ； ——單位壓邊力， MPa。 對于鋼材料，通常 p 的值可取為 ，而壓邊圈面積為 8976 ， 則 = 89 76 2. 5= 22 44 0 NF ?壓 圓角半徑和拉深模間隙計算 根據(jù)查拉深模圓角半徑表，可以得出當材料為鋼，厚度小于 3mm 時，==6mm，而凸模圓角半徑 =? ? 1t =5mm。 拉深模間隙公式 如下 (1 )Ct? （ 式 2） ： (1 )Ct? （ 式 2） 選取時，第一次拉深取 即 ，第二次拉深取 1t 即 1mm。 預 試驗前 的 準備 正交試驗法 是研究多因素多水平的又一種設計方法，它是根據(jù)正交性從全面試驗中挑選出部分有代表性的點進行試驗，這些有代表性的點具備了 “均勻分散，齊整可比 ”的特點，正交試驗設計是分式析因設計的主要方法。 正交試驗法大大地減少了試驗的次數(shù)，可以科學的、效率的得出想要的試驗結果。 由于每模擬一次要花費很長的計算時間，而且實驗次數(shù)會很多，因此，為了能提高效率，決定使用正交試驗法來分析結 果。 （ 1） 加油盒工藝參數(shù)： 在模擬 成形 中，其工藝參數(shù)的選擇如 表 31 加油盒拉深成形工藝參數(shù) 所示。 表 31 加油盒拉深成形工藝參數(shù) 工藝條件 摩擦系數(shù) 壓邊力 壓延筋 數(shù)值 10kN30kN 有 無 （ 2） 毛坯尺寸計算： 基于 Solidworks 建立加油盒零件的三維模型， 通過轉化為 igs 格式的文件，并 導入 dynaform 后通過 BSE 功能展開求得毛坯 ，并加寬毛坯外邊緣寬度 10mm，如 圖 31 所示。 圖 31 加油盒毛坯形狀 （ 3） 網(wǎng)格劃分 ： 通過 dynaform 軟件中自帶的 自適應網(wǎng)格 劃分功能，以 最大 單元尺寸 5 為單位 和最小單元尺寸為 單元 ，劃分結果為正方形網(wǎng)格數(shù)量為 5382， 三角形網(wǎng)格數(shù)量為 1017。 加油盒一次 拉深 正交試驗設計 完成試驗前準備后，開始設計正交試驗，并實施試驗記錄數(shù)據(jù)。 考慮到壓邊力、摩擦系數(shù)和壓延筋將會對加油盒成形產(chǎn)生影響，因此 設三個因素分別為壓邊力 F、摩擦系數(shù)?、壓延筋 Y， 三 水平 F 為 10000N、 20210N 和 30000N，?為 、 和 ， 兩水平 壓延筋 Y 為有和無 ，試驗指標為 加油盒 最大變薄率 η。因素水平表和 混合 正交試驗表 如 表 32 水平因素表 所 示。 表 32 水平因素表 因素 壓延筋 壓邊力／ N 摩擦系數(shù) 符號 Y F ? 水平 1 2 3 有 無 10000 20210 30000 記錄下試驗數(shù)據(jù)， 對這些結果進行極差分析， 如 表 33 極差分析表 所示 。 表 33 極差分析表 列號 j＝ 1 2 3 4 因素 F Y ? η 試驗號 1 2 3 4 5 6 1 1 2 2 3 3 1 2 1 2 1 2 1 2 2 3 3 1 % 62% % % % % Ⅰ % % % Σ K= % =% Ⅱ % 201% % Ⅲ 134% 133% k 2 3 2 Ⅰ / k % % 69% Ⅱ /k % 67% % Ⅲ /k 67% % D(極差 ) % % % 從極差分析可以看出，壓 邊力 對拉深變薄率的影響最大， 壓延筋 和摩擦系數(shù)對拉深變薄率的影響稍弱。 從實驗可以看出，最佳的實驗組合是第二組，即有壓延筋，壓邊力為，摩擦力為， 變薄率最小。 當采用壓延筋、壓邊力 為 20210N 以及摩擦系數(shù)為 時 ，其成形極限圖和厚度變化 圖如 圖 32 成形 極限圖 (紅色為破裂危險區(qū) )和 圖 33 厚度變化圖 所示。 圖 32 成形 極限圖 (紅色為破裂危險區(qū) ) 圖 33 厚度變化圖 從成形極限圖可以看出，即使采用最優(yōu)的參數(shù)組合，拉深時依然存在劈裂，主要發(fā)身在零件底部的 4 個尖角處，這主要是因為加油盒零件局部拉深高度太大，材 料變薄嚴重造成的。對比其它部位，材料厚度最大減薄處厚