【正文】 96,3rd International Conference on Numerical Simulation of 3D Sheet Metal Forming Processes,Dearborn,Michigan, September 29October 3,1996 [15] and ,Proceedings of 5th Internarional Conference on Numerical Method in Lndustrial Forming Processes,NUMIFORM39。雖然 此次研究試驗 做出了壓延筋、壓邊力和摩擦系數(shù)對 汽車 加油盒零件的成形影響，但是影響 汽車 加油盒零件的 工藝 參數(shù)還有許多， 因此， 在此希望每一個有能力的學者都能盡自己的力量，好好 地利用有限元分析軟件，為板料成形發(fā)展做些貢獻。其最佳參數(shù) 為壓邊力 20210N、摩擦系數(shù) 以及設置壓延筋。 （ 2） 工藝參數(shù)壓邊力對于加油盒零件成形影響最大，而壓延筋和摩擦系數(shù)較弱。得到規(guī)律、 曲線圖 和模具 之后，分析 和設計階段 就到此結束了。 本章小結 通過本章分別單獨對三個參數(shù)進行分析，得出了對加油盒拉深成形相對來說最合適的參數(shù)，并且通過曲線圖給出三個參數(shù)的影響規(guī)律。 圖 510 模具零部件 明細 圖 圖 511 模具凸模 圖 512 模具凹模 以及主視圖、左視圖 本模具所使用的模 架為滑動導向四導柱模架，上模座和下模座分別標準為GB/T 和 GB/T ，材料為 HT200，標準為 GB 943688。 模具 總裝圖和部分重要零部件圖 如 圖 57 加油盒零件沖壓模具 、 圖 511 模具凸模 和 圖 512 模具凹模 所示 。 模具參 數(shù)如 表 56 模具設計參數(shù) 所示。在無質(zhì)量缺陷的 之中，摩擦系數(shù)為 的時候，其零件變薄率為最小，為 23%，因此，綜合變薄率和質(zhì)量缺陷兩個因素，可以推斷出摩擦系數(shù)選 為最佳 值。 表 55 摩擦系數(shù) 以及零件變薄率變化范圍 摩擦系數(shù) /? 變薄率 Η /% % % 23% 28% 30% 有無質(zhì)量缺陷 起皺 無 無 無 無 摩擦 系數(shù) /? 變薄率 Η /% % % 有無質(zhì)量缺陷 破裂 破裂 通過對曲線圖的觀察，可以看出曲線較光滑，也趨向于對稱，因此摩擦系數(shù)選為曲線的最低點是比較準確的。 表 54 試驗條件表 工藝條件 數(shù)值 摩擦系數(shù) 壓邊力 20210N 20210N 20210N 20210N 20210N 壓延筋 有 有 有 有 有 摩擦系數(shù) 壓邊力 20210N 20210N 壓延筋 有 有 摩擦系數(shù)對拉深成形厚度變 化率的影響曲線圖如 圖 56 摩擦系數(shù) 對 拉深成形厚度變化率的影響曲線圖 所示 。 通過固定兩因素的水平，將摩擦系數(shù)的參數(shù)值變化范圍定于 ，分析成形結果并繪制曲線圖。 摩擦系數(shù)對加油盒拉深成形的影響 摩擦系數(shù)對于加油盒拉深成形也有著較大的影響，一方面，當摩擦系數(shù)過大的時候，由于壓邊力的作用下，使得坯料與壓邊圈接觸的地方出現(xiàn)很大的摩擦力，從而使得材料流動受阻，容易造成零件破 裂；另一方面，當摩擦系數(shù)過小的時候，由于壓邊力的作用下，產(chǎn)生的摩擦力比較小， 容易引起起皺現(xiàn)象。而 通過 觀察 壓邊力以及零件變薄率變化范圍表 ，可以看出來，當 壓邊力大于 26000N時，加油盒零件出現(xiàn)破裂情況，當壓邊力小于 16000N 時，加油盒零件出現(xiàn)起皺情況，而當壓邊力為 1800024000N 之間時，加油盒零件安全無任何質(zhì)量缺陷。 表 53 壓邊力以及零件變薄率變化范圍 壓邊力 /N 12021 14000 16000 18000 20210 變薄率 Η /% 35% 34% 31% 28% 23% 有無質(zhì)量缺陷 起皺 起皺 起皺 無 無 壓邊力 /N 22021 24000 26000 28000 30000 變薄率 Η /% % 26% 28% % 35% 有無質(zhì)量缺陷 無 無 破裂 破裂 破裂 通過曲線圖可以看出來，呈對稱的趨勢，說明將曲線的最低點做為加油盒 拉深成形 的最佳點 比較準確，而且零件變薄率隨著壓邊力的增大先降低后增大。 表 52 試驗條件表 工藝條件 數(shù)值 摩擦系數(shù) 壓邊力 12021N 14000N 16000N 18000N 20210N 壓延筋 有 有 有 有 有 摩擦系數(shù) 壓邊力 22021N 24000N 26000N 28000N 30000N 壓延筋 有 有 有 有 有 壓延筋對 拉深成形 厚度變化率的影響曲線圖如 圖 55 壓延筋對 拉深成形 厚度變化率的影響曲線圖 所示。 通過固定另外兩因素的參數(shù) ，改變壓邊力的參數(shù)，將其變化范圍定在1202130000N 分析成 進 型結果，并繪制曲線圖。當壓邊力過小時， 零件就容易起皺。 起皺的 出現(xiàn) 直接導致零件不合格，因此，為了防止起皺的出現(xiàn)，壓延筋是必須要放置的。 有壓延筋 無壓延筋 圖 54 壓延筋對 拉深成形 變薄率影響條形圖 從 圖 53 不設置壓延筋和設置壓延筋的厚度變化圖對比 和 圖 54 壓延筋對拉深成形 變薄率影響條形圖 中 可 以看出，在其他參數(shù)條件不變的情況下，壓延筋的存在 對變薄率影響并不大 ， 但是， 從 圖 52 不設置壓延筋和設置壓延筋的 成形 極限圖對比 中很明顯的可以看出，相對于設置壓延筋來看，沒有設置壓延筋會導致很重的起皺。 圖 51 壓延筋布置位置 模擬成形計算結束后， 對照試驗 結果 ， 成形 極限圖和厚度變化圖如 圖 52 不設置壓延筋和設置壓延筋的 成形 極限圖對比 和 圖 53不設置壓延筋和設置壓延筋的厚度變化圖對比 所示 。 壓延筋 對加油盒 拉深成形 的影響 壓延筋對于加油盒的 拉深成形 有很 大的影響，在正交試驗分析中，推斷出壓延筋對于 成形 的影響是最大的，在此，通過固定其他兩個因素的水平 ，同時改變壓延筋的水平， 試驗 條件如 表 51 試驗條件表 所示。 通過對加油盒零件兩次拉深成形 數(shù)值 模擬，并分析結果， 證實了最佳參數(shù)能夠使得加油盒零件安全成形， 而且 使成形結果滿足要求 。 而從厚度變化圖中可以看出， 對比其它部位，材料厚度最大減薄處厚度為 ，變薄率 為23%，小于工程生產(chǎn)中要求的 30%， 因此， 該零件采用 二 次拉深成形 可以 滿足要求 。分析計算后，觀察 成形 極限圖以及厚度變化圖，如 圖 46 第二次 拉深成形 極限圖 和 圖 47 第二次 拉深成形 厚度變化圖 所示 。而通過厚度變化圖中的數(shù)值可以看出，最大變薄處的厚 度為 ，變薄率為 13%，遠遠小于工程生產(chǎn)中的 30%，因此可以推斷出，按照最佳組合參數(shù)，可以使加油盒零件第一次拉 深成形安全順利的完成，并為第二次拉深成形做好基礎。 表 41 加油盒零件第一次拉深模擬試驗工藝參數(shù)表 工藝條件 摩擦系數(shù) 壓邊力 壓延筋 數(shù)值 20210N 有 試驗結果分析 第一次拉深成形的成形極限圖 和 厚度變 化圖如 圖 44 成 形 極限圖 和 圖 45 厚度變化圖 所示。 圖 42 第二次 拉深成形 坯料模型 模擬試驗條件 加油盒零件第一次拉深成形凹模網(wǎng)格劃分， 以最大單元尺寸 5 為單位和最小單元尺寸為 單元 ，總節(jié)點數(shù)為 5829，單元總數(shù)為 5996，四邊形單元 為 5106，三角形單元為 890， 劃分結 果 如 圖 43 第一次拉深網(wǎng)格劃分結果 所 示。工序圖如 圖 41 加油盒零件拉深工序圖 所示。 兩 次拉深成形是指在第一次拉深一部分，并將第一次拉深成形的毛坯進行退火等熱處理工藝，消除應力，使得拉深高度較高的零件不容易破裂。變薄率也超出標準不多，因此用二次拉深來模擬成形，就可以達到工程的需要了，并且同時一定要注意幾個危險尖角。對比其它部位，材料厚度最大減薄處厚度為 ，變薄率 35%， 大于工程需要的 30%， 變薄率太大，因此， 該零件采用一次拉深成形很難滿足要求，故該零件考慮采用二次拉深成形 。 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。 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。因素水平表和 混合 正交試驗表 如 表 32 水平因素表 所 示。 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)。 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。 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。 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。 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。因此，拉深次數(shù)為兩次。 將上面的 各次 拉深直徑向大的方向圓整，取 =186mm、 =146mm。但是，具體參數(shù)選擇必須結合實際成形的結果。 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。 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。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。 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）。 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，