單點(diǎn)增量成形制件整體精度研究

柏 朗 李 言 楊明順 林允博 趙仁峰 袁啟龍

西安理工大學(xué)機(jī)械與精密儀器工程學(xué)院，西安，710048

0 引言

單點(diǎn)增量成形(single point incremental forming, SPIF)是一種新型的板料塑性成形技術(shù)，具有快速、柔性、綠色、低成本等優(yōu)勢(shì)，能夠滿足市場(chǎng)多樣化、個(gè)性化、復(fù)雜化的需求[1]。然而，由于過(guò)大的局部應(yīng)力造成過(guò)于集中的應(yīng)變和板料的懸空夾持特性，使得制件容易發(fā)生失穩(wěn)、起皺、破裂等缺陷。此外，成形過(guò)程涉及眾多工藝參數(shù)且工藝參數(shù)間存在交互作用，這些因素使得制件的成形精度難以有效控制[2]，制約了該技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展。

科研工作者做了大量的工作來(lái)探究SPIF成形制件的精度誤差產(chǎn)生機(jī)理，并提出相應(yīng)的措施來(lái)解決制約該技術(shù)發(fā)展的精度問(wèn)題。RADU等[3]研究發(fā)現(xiàn)，制件的精度誤差主要來(lái)源于制件在工具頭和夾具卸載后板料的回彈。EDWARDS等[4]研究了主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、步長(zhǎng)和轉(zhuǎn)速對(duì)聚碳酸酯板回彈的影響，并用加熱的方式對(duì)回彈進(jìn)行了還原，取得了一定的效果。為深入研究制件精度，科研工作者從工藝參數(shù)的角度揭示成形過(guò)程中精度的變化規(guī)律。LU等[5]研究了層間距對(duì)成形制件精度的影響，發(fā)現(xiàn)層間距越小所得制件精度越高，但較小的層間距會(huì)使加工時(shí)間顯著增加。LI等[6]以軸向誤差作為制件衡量精度，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，得到了同時(shí)降低變形能和提高成形精度的最佳工藝參數(shù)組合。范淵等[7]通過(guò)仿真和試驗(yàn)，研究了工藝參數(shù)對(duì)制件徑向精度的影響，發(fā)現(xiàn)工藝參數(shù)對(duì)徑向精度的影響顯著順序由大到小為：工具頭直徑、層間距、進(jìn)給速度、成形角、板厚。BEDAN等[8]在數(shù)控立式銑床上研究了球頭工具、半球面工具和圓角工具對(duì)AL1050板料成形制件精度的影響，研究發(fā)現(xiàn)，工具頭直徑對(duì)尺寸精度的影響最顯著。

為提高制件精度，國(guó)內(nèi)外科研工作者做了大量嘗試。ALLWOOD等[9]通過(guò)在初始板料空白區(qū)域增加預(yù)制孔的方法降低制件回彈量，該方法雖然能夠提高制件精度但降低了板料的剛性。HUSSAIN等[10]提出了應(yīng)力比的概念，通過(guò)控制應(yīng)力比的相關(guān)參數(shù)來(lái)控制成形缺陷，具有一定的效果。ASGHAR等[11]研究發(fā)現(xiàn)，制件幾何尺寸偏差主要來(lái)自刀具軸向力和刀具偏轉(zhuǎn)引起的板料扭轉(zhuǎn)兩個(gè)方面，為此他們利用補(bǔ)償?shù)毒呗窂胶皖A(yù)測(cè)板料彎曲撓度的方法來(lái)提高制件的成形精度。GUZMAN等[12]研究了力與成形精度的關(guān)系，提出通過(guò)減小成形載荷來(lái)提高成形精度。FIORENTINO等[13]提出了一種通過(guò)補(bǔ)償來(lái)減小尺寸誤差的方法，該方法是基于人工識(shí)別系統(tǒng)的迭代算法，他們采用不同的刀具路徑和材料對(duì)非軸對(duì)稱制件成形，對(duì)該方法進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。SURESH等[14]通過(guò)試驗(yàn)研究了多道次成形圓錐形件、方錐形件和半球形件的精度問(wèn)題，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)多道次成形可以有效提高制件側(cè)壁精度。SHRIVASTAVA等[15]對(duì)成形板料進(jìn)行提前預(yù)熱，消除材料晶體結(jié)構(gòu)中的缺陷，勻化晶粒尺寸與分布，經(jīng)預(yù)熱后的板料所成形的制件精度明顯提高，壁厚分布更加均勻。

以上研究在制件精度的機(jī)理、工藝、控制等方面取得了一定的效果，但并未全面探索制件在多物理方向的精度和其機(jī)理問(wèn)題，一些輔助手段在提高精度的同時(shí)也存在一定的局限性。本文由板料的塑性變形和彈性回彈以及材料彈塑性分層等角度分區(qū)域整體研究制件精度誤差產(chǎn)生機(jī)理，研究相關(guān)因素對(duì)整體制件不同物理方向上精度的單一及交互影響規(guī)律，并建立二階響應(yīng)分析模型，利用所建模型對(duì)制件整體幾何誤差進(jìn)行同步最優(yōu)求解，以實(shí)現(xiàn)SPIF技術(shù)成形過(guò)程的工藝優(yōu)化和穩(wěn)健控制。

1 成形制件幾何誤差定義

SPIF技術(shù)原理如圖1所示。初始板料是厚度為t的平面金屬薄板，由夾持系統(tǒng)中的上壓板和下壓板協(xié)同固定在機(jī)床工作臺(tái)上。特制工具頭在數(shù)控機(jī)床刀柄的帶動(dòng)下沿預(yù)定軌跡逐層成形薄板坯料，工具頭直徑為Dt，軌跡層間距為Δz。以典型圓錐臺(tái)制件作為研究對(duì)象，圓錐臺(tái)側(cè)壁與水平方向夾角為α(即成形角)。圖中開(kāi)口朝上的黑色寬實(shí)線即為處于成形中的板料。該實(shí)線下方的虛線代表板料成形后的目標(biāo)制件，此時(shí)的板料厚度為t0。

圖1 SPIF技術(shù)原理圖Fig. 1 SPIF technical schematic

將圓錐臺(tái)制件的幾何誤差定義為軸向誤差和徑向誤差兩部分，如圖2所示。取制件兩條正交母線上的輪廓均值為實(shí)際輪廓，圖中虛線為理論輪廓，實(shí)線為實(shí)際輪廓。軸向誤差分為兩部分：板料夾持區(qū)域與成形初始區(qū)域之間過(guò)渡區(qū)域的板料彎曲所引起的軸向誤差1和圓錐臺(tái)制件底圓板料枕包效應(yīng)所引起的軸向誤差2。在這兩處各取兩個(gè)測(cè)量點(diǎn)并取其測(cè)量均值作為制件的軸向誤差，如圖中的黑色三角點(diǎn)所示。徑向誤差定義為實(shí)際輪廓與理論輪廓在垂直側(cè)壁方向上的偏差，該偏差取不同高度的五處偏差的均值，如圖中的黑色圓點(diǎn)所示。軸向誤差和徑向誤差測(cè)量點(diǎn)如圖內(nèi)標(biāo)尺所示。

(a) 制件實(shí)際輪廓截取

(b) 實(shí)際輪廓與理論輪廓對(duì)比圖2 制件幾何誤差定義Fig.2 Geometric error definition of SPIF part

2 幾何誤差產(chǎn)生機(jī)理

2.1 軸向誤差產(chǎn)生機(jī)理

軸向誤差主要來(lái)自板料夾持區(qū)域與初始成形區(qū)域之間過(guò)渡區(qū)域的高度損失和工具頭卸載后殘余應(yīng)力引起的圓錐臺(tái)底端枕包效應(yīng)。

SPIF技術(shù)成形起始階段板料的軸向力學(xué)模型可看作是一典型懸臂梁模型，如圖3所示。夾具對(duì)板料的夾持區(qū)為固定支點(diǎn)，它與工具頭初始?jí)喝朦c(diǎn)之間的板料為懸臂梁的臂長(zhǎng)l，工具頭下壓的軸向力F為臂端的法向集中載荷。隨著成形層數(shù)的增多，懸臂梁的撓度逐漸增大，當(dāng)接近并超過(guò)板料的屈服極限時(shí)，過(guò)渡區(qū)域由彈性變形轉(zhuǎn)向塑性變形，因此制件發(fā)生高度損失，損失值等于過(guò)渡區(qū)域的撓度ω。由材料力學(xué)和成形特性可求得該模型的撓度：

(1)

式中，l為板料過(guò)渡區(qū)域長(zhǎng)度；E為板料的彈性模量；I為板料截面慣性矩；Fz為工具頭對(duì)板料作用的軸向力；σs為板料的材料屈服應(yīng)力。

圖3 懸臂梁受力變形示意圖Fig.3 Schematic diagram of the cantilever beam

由此可知軸向誤差中的高度損失與板料材料、層間距、成形角、工具頭直徑、板厚相關(guān)。

當(dāng)工具頭卸載時(shí)，板料所受的軸向力消失，此時(shí)圓錐臺(tái)底端的殘余應(yīng)力失去制約而釋放產(chǎn)生回彈，在軸向形成枕包效應(yīng)。高度損失和枕包效應(yīng)如圖4所示。

圖4 高度損失示意圖Fig.4 Schematic diagram of height loss

2.2 徑向誤差產(chǎn)生機(jī)理

圖5所示為工具頭和夾具卸載后板料發(fā)生回彈時(shí)的應(yīng)力分布情況。圖5中左部分為整個(gè)制件回彈后的輪廓示意圖，右部分是在左圖側(cè)壁上所截取的小段板料的應(yīng)力應(yīng)變圖。可以看出，板料回彈時(shí)材料的彈塑性分層由左到右依次是塑性拉伸區(qū)、彈性變形區(qū)和塑性壓縮區(qū)。圖中，t0為制件的壁厚，ρ為制件中性層的曲率半徑，M為彎矩，σw為塑性拉伸區(qū)的應(yīng)力，σn為塑性壓縮區(qū)的應(yīng)力。

圖5 制件彈塑性回彈彎曲的應(yīng)力應(yīng)變圖Fig.5 Stress-strain diagram of elastoplastic springback bending of part

根據(jù)卸載定理可以得到制件在工具頭和夾具卸載后板料中性層曲率的改變量：

(2)

式中，Δk為制件曲率的變化量；Δρ為板料中性層曲率半徑的改變量；ρ1為板料回彈前中性層的曲率半徑；ρ2為板料回彈后中性層的曲率半徑。

板料法線方向的截面慣性矩

(3)

根據(jù)彈塑性區(qū)域的彎矩關(guān)系，可以推導(dǎo)出制件回彈后中性層的曲率

(4)

3 曲面響應(yīng)試驗(yàn)

在SPIF成形中，板料的不均勻變形行為和組織演化歷程復(fù)雜，且對(duì)加載條件十分敏感，使得工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)和穩(wěn)健控制極難，工藝參數(shù)對(duì)失穩(wěn)、起皺、破裂等不均勻變形導(dǎo)致的缺陷的影響復(fù)雜，控制難度大。為實(shí)現(xiàn)工藝的優(yōu)化設(shè)計(jì)，需研究各工藝參數(shù)對(duì)制件軸向和徑向幾何誤差的單一及交互影響規(guī)律，因此，選用響應(yīng)面法(RSM)作為研究手段，該方法可以得到不同工藝參數(shù)下制件的幾何誤差和各工藝參數(shù)對(duì)誤差影響的顯著程度以及各工藝參數(shù)在影響幾何誤差時(shí)的交互作用規(guī)律。

3.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)平臺(tái)選用秦川MVC510 三軸立式數(shù)控銑床，成形工具選用由X210CrW12鎢系高速鋼磨削制成的半球形工具頭，其較高的剛度和硬度以及耐磨性可以有效保證制件的表面質(zhì)量和避免工具頭變形對(duì)制件精度的干擾。由于工具頭進(jìn)給速度對(duì)成形精度幾乎沒(méi)有影響，為提高成形效率，工具頭進(jìn)給速度設(shè)為500 mm/min。選用AL1060鋁合金作為成形板料， 方板尺寸為140 mm×140 mm。圓錐臺(tái)目標(biāo)深度為25 mm，選用L-HM46作為潤(rùn)滑油。

精度測(cè)量設(shè)備選用V-TOP高精度藍(lán)光掃描儀，該設(shè)備能夠?qū)崿F(xiàn)制件整體誤差控制和全自動(dòng)拼接，掃描精度高、速度快，能夠得到準(zhǔn)確的制件點(diǎn)云數(shù)據(jù)。

制件掃描前需對(duì)其內(nèi)外表面噴涂顯影劑和貼附標(biāo)記點(diǎn)，以實(shí)現(xiàn)掃描儀對(duì)制件幾何外觀的多次掃描和數(shù)據(jù)拼接，進(jìn)而獲得精準(zhǔn)的實(shí)際制件尺寸。如圖6所示，取圖中掃描件的一條母線進(jìn)行掃描，并與實(shí)際制件進(jìn)行對(duì)半拼接比較，可以看出，實(shí)際制件輪廓與理論輪廓的直觀差異與圖2的定義基本一致。利用逆向校核軟件Geomagic Qualify2013對(duì)實(shí)際制件尺寸進(jìn)行測(cè)量，并與設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行直觀比較分析。

圖6 掃描件和掃描結(jié)果Fig.6 Scanning parts and scan results

3.2 試驗(yàn)方案及測(cè)量結(jié)果

由式(1)和以往試驗(yàn)可知，工具頭直徑、層間距、板厚、成形角對(duì)成形件的精度影響較大[7，16]，因此選取它們進(jìn)行四因素三水平的BBD(Box-Behnken disign)試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)，如表1所示，試驗(yàn)方案和測(cè)量結(jié)果如表2所示。

3.3 曲面響應(yīng)結(jié)果與分析

3.3.1軸向幾何誤差結(jié)果分析

采用方差分析(ANOVA)研究各工藝參數(shù)和制件軸向幾何誤差的相互關(guān)系，分析結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 軸向幾何誤差方差分析結(jié)果Tab.3 Axis geometric error ANOVA results

回歸模型為

εz=3.58+0.39A+0.21B+0.36C+0.39D-0.37A2-

0.23B2-0.53D2+0.35AC+0.38AD

(5)

由表3可看出， 模型的P值小于0.05，表示分析是可靠有效的。失擬項(xiàng)的F值為2.87，P值大于0.05，因此失擬項(xiàng)不顯著，表征模型(式(5))可以較好地分析并預(yù)測(cè)軸向精度和工藝參數(shù)之間的關(guān)系。此外，擬合系數(shù)R2=0.925 5，該值越接近1，模型的預(yù)測(cè)能力越高。信噪比精度為12.887，大于4，這更說(shuō)明了該模型的適應(yīng)性。

圖7為軸向精度殘差正態(tài)概率分布圖，點(diǎn)的分布近似于直線，表示數(shù)據(jù)可靠無(wú)較大偏差，這也證明了本文方差分析的可信度和回歸模型的有效性。

圖7 軸向精度殘差正態(tài)概率圖Fig.7 Axis accuracy residual normal probability

利用Minitab的DOE工具對(duì)各因素的交互影響進(jìn)行分析，如圖8所示，此分析結(jié)果是基于其他兩個(gè)因素處于0水平的條件下得到的。

圖8a、圖8b、圖8c分別為工具頭直徑與層間距、板厚、成形角耦合作用下制件軸向幾何誤差的響應(yīng)曲面圖，可以看出，隨著工具頭直徑的增大，軸向幾何誤差也隨之增大。這是由于增大工具頭直徑相當(dāng)于增大變形量，較高的變形量導(dǎo)致板料在高度方向產(chǎn)生更多的高度損失，并在圓錐臺(tái)底部造成更大的回彈，致使軸向誤差增大。而當(dāng)板厚和成形角較小時(shí)卻呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律。由圖8a、圖8d、圖8e可知，隨著層間距的增大，軸向幾何誤差隨之增大，而當(dāng)板厚和成形角較小時(shí)卻呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律。由圖8b、圖8d、圖8f可知，隨著板厚的增大，軸向幾何誤差也隨之增大，且當(dāng)工具頭直徑和層間距較大以及成形角較小時(shí)軸向幾何誤差的增幅較大。由圖8c、圖8e、圖8f可知，隨著成形角的增大，軸向幾何誤差隨之增大，但當(dāng)工具頭直徑較小和板厚較大時(shí)軸向幾何誤差的增幅較小。

3.3.2徑向幾何誤差結(jié)果分析

同樣地，采用方差分析(ANOVA)研究各工藝參數(shù)和制件徑向幾何誤差的相互關(guān)系，其分析結(jié)果如表4所示，回歸模型為

εj=0.59+0.25A+0.084B+0.03C+0.16D+0.15A2-0.04B2+0.08D2-0.18AB+0.16AC-0.046AD-0.058BD

(6)

由表4中看出， 模型的P值也小于0.05，表示分析是可靠有效的。失擬項(xiàng)的F值為2.95，P值大于0.05，因此失擬項(xiàng)不顯著，表征模型式(6)可以較好地分析并預(yù)測(cè)徑向精度和工藝參數(shù)之間的關(guān)系。此外，擬合系數(shù)R2=0.985 7，模型的預(yù)測(cè)能力強(qiáng)。信噪比精度為33.849，同樣大于4，這更說(shuō)明了該模型的適應(yīng)性。

(a) 工具頭直徑和層間距的耦合關(guān)系

(b) 工具頭直徑和板厚的耦合關(guān)系

(c) 工具頭直徑和成形角的耦合關(guān)系

(d) 層間距和板厚的耦合關(guān)系

(e) 層間距和成形角的耦合關(guān)系

(f) 板厚和成形角的耦合關(guān)系圖8 不同因素的軸向精度響應(yīng)曲面圖Fig.8 Axial accuracy response surface results under different factors

表4 徑向幾何誤差方差分析結(jié)果Tab.4 Radial geometric error ANOVA results

圖9為徑向精度殘差正態(tài)概率分布圖，點(diǎn)的分布近似于直線，表示數(shù)據(jù)可靠無(wú)較大偏差，這也證明了本文方差分析的可信度和回歸模型的有效性。

圖9 徑向精度殘差正態(tài)概率圖Fig.9 Radial accuracy residual normal probability

利用Minitab的DOE工具對(duì)各因素的交互影響進(jìn)行分析，如圖10所示，此分析結(jié)果是基于其他兩個(gè)因素處于0水平的條件下得到的。

圖10a、圖10b、圖10c分別為工具頭直徑與層間距、板厚、成形角耦合作用下制件徑向幾何誤差的響應(yīng)曲面圖，可以看出，隨著工具頭直徑的增大徑向誤差增大，這是因?yàn)樵龃蠊ぞ哳^的直徑相當(dāng)于增大變形量。然而，當(dāng)層間距較大和板厚較小以及成形角較大時(shí)，徑向誤差隨工具頭直徑增大而緩慢增大。在圖10a中，層間距增大到1.5 mm時(shí)工具頭直徑不再是影響徑向精度的第一因素，它對(duì)徑向精度的影響不再顯著。在圖10b中，板料厚度小于0.75 mm時(shí)，板料成形后的彈性回彈降低，直徑9 mm規(guī)格以下的工具頭所造成的變形都以塑性為主，所以不同尺寸的工具頭對(duì)徑向誤差的影響差異性不顯著。在圖10c中，成形角增大時(shí)相當(dāng)于保持水平進(jìn)給不變，增大徑向進(jìn)給即增大層間距，其機(jī)理同圖10a的分析。圖10d、圖10e、圖10f分別為層間距和板厚、成形角以及板厚與成形角耦合作用下制件徑向幾何誤差的響應(yīng)曲面圖。由圖10d和圖10f可以看出，板厚和層間距、板厚和成形角這兩組因素的交互作用微乎其微。不同的板厚對(duì)不同的層間距和成形角不產(chǎn)生交互作用。制件的徑向幾何誤差隨著層間距和成形角的增大而增大，且由圖10e可以看出，層間距與成形角之間存在交互作用，這是由于成形角大小由層間距和水平進(jìn)給共同決定。

(a) 工具頭直徑和層間距的耦合關(guān)系

(b) 工具頭直徑和板厚的耦合關(guān)系

(c) 工具頭直徑和成形角的耦合關(guān)系

(d) 層間距和板厚的耦合關(guān)系

(e) 層間距和成形角的耦合關(guān)系

(f) 板厚和成形角的耦合關(guān)系圖10 不同因素的徑向精度響應(yīng)曲面圖Fig.10 Radial accuracy response surface result under different factors

4 軸向精度和徑向精度同步優(yōu)化

制件的整體幾何精度由軸向和徑向兩個(gè)方向的精度組成，要實(shí)現(xiàn)制件整體精度最高的工藝優(yōu)化，需考慮軸向和徑向精度的同步最優(yōu)。采用Minitab 軟件中的響應(yīng)優(yōu)化功能進(jìn)行優(yōu)化，并以兩個(gè)方向幾何誤差最小化為目標(biāo)得到最優(yōu)工藝參數(shù)組合，實(shí)現(xiàn)工藝優(yōu)化和穩(wěn)健控制。該功能采用滿意度函數(shù)方法(desirability function approach)，并以合意性Q作為評(píng)判指標(biāo)，指標(biāo)的取值范圍為0～1。Q=0表示響應(yīng)結(jié)果不能接受，Q=1表示響應(yīng)結(jié)果和目標(biāo)完全一致。將兩個(gè)方向的幾何誤差作同等重要考慮，權(quán)重都設(shè)為1，得到多方向同步優(yōu)化下制件的整體精度優(yōu)化結(jié)果，如圖11所示。可以看出，工具頭直徑為6 mm、層間距為0. 5 mm、板厚為1 mm、成形角為45°時(shí)，復(fù)合合意性最大為 0. 743 3，此時(shí)軸向幾何誤差為1.914 6 mm、徑向幾何誤差為-0.157 mm。此時(shí)，圓錐臺(tái)側(cè)壁上的內(nèi)外兩側(cè)殘余應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變，向內(nèi)彎曲回彈被過(guò)度消除，致使側(cè)壁發(fā)生向外的微量回彈，從而使得徑向幾何誤差改變了方向，變?yōu)樨?fù)值。

圖11 制件整體精度優(yōu)化結(jié)果Fig.11 Overall accuracy optimization results of the part

現(xiàn)實(shí)生產(chǎn)中，通常都是在板料厚度給定的情況下，確定相匹配的其他工藝參數(shù)來(lái)進(jìn)行工藝優(yōu)化。為此，利用Minitab對(duì)板厚進(jìn)行約束，得到不同厚度下制件整體精度的優(yōu)化結(jié)果，如表5所示。可以看出，選擇不同板厚進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，匹配參數(shù)未發(fā)生改變。由此可知，不同板厚對(duì)其他參數(shù)的選擇沒(méi)有影響。隨著板厚的增大，制件在軸向的幾何誤差隨之減小，這是因?yàn)殡S著板料厚度的增大，過(guò)渡區(qū)域的塑性變形減小，高度損失降低。而隨著板厚的增大，制件在徑向上的幾何誤差發(fā)生非線性過(guò)渡型變化，向內(nèi)回彈逐漸減小進(jìn)而演化為向外回彈，這說(shuō)明不同厚度板料成形后的殘余應(yīng)力在厚度方向上的分布狀態(tài)有很大差異。所以實(shí)際生產(chǎn)中，當(dāng)壁厚不是制件的主要要求時(shí)，選擇合適的板厚對(duì)制件的整體精度至關(guān)重要。

表5 不同板厚下的制件整體精度優(yōu)化結(jié)果Tab.5 Overall accuracy optimization results of parts under different plate thicknesses

為驗(yàn)證以上優(yōu)化分析結(jié)果，令其他參數(shù)不變，取不同的板厚進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。將表6結(jié)果與表5的優(yōu)化結(jié)果對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，兩者絕對(duì)誤差值較小且變化趨勢(shì)一致，表征以上優(yōu)化分析符合客觀事實(shí)，對(duì)實(shí)際生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)作用。

表6 試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Test results mm

5 結(jié)論

(1)本文對(duì)板料在成形過(guò)程中產(chǎn)生的彎曲和回彈這兩種現(xiàn)象進(jìn)行深入分析，得到了制件幾何誤差產(chǎn)生的機(jī)理；利用BBD試驗(yàn)方法研究了成形過(guò)程中工藝參數(shù)對(duì)制件精度的單一和交互影響規(guī)律，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了軸向和徑向精度的同步優(yōu)化。

(2)制件的軸向幾何誤差由過(guò)渡區(qū)域的高度損失(軸向誤差1)和圓錐臺(tái)底端枕包效應(yīng)(軸向誤差2)兩部分組成。徑向幾何誤差來(lái)源于工具頭和夾具卸載后材料殘余應(yīng)力引起的側(cè)壁回彈。殘余應(yīng)力在制件兩側(cè)分別是拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，其與材料內(nèi)部的彈性層共同作用下對(duì)制件側(cè)壁產(chǎn)生了一個(gè)彎矩為M的回彈。

(3)工具頭直徑、層間距、板厚以及成形角在影響幾何誤差時(shí)存在一定的交互關(guān)系。這4個(gè)因素的增大意味著變形量的增大，通常情況下會(huì)導(dǎo)致制件幾何誤差的增大。當(dāng)工具頭直徑為6 mm、層間距為0. 5 mm、板厚為1 mm、成形角為45°時(shí)，制件整體精度最優(yōu)，此時(shí)軸向幾何誤差為1.914 6 mm、徑向幾何誤差為-0.157 mm。

(4)在對(duì)制件精度優(yōu)化時(shí)，板厚不會(huì)影響其他參數(shù)的選擇，且隨板厚的增大，制件在軸向的幾何誤差隨之減小，在徑向的幾何誤差發(fā)生非線性過(guò)渡型變化，向內(nèi)回彈逐漸減小并演化為向外回彈。實(shí)際生產(chǎn)中，當(dāng)成形制件對(duì)壁厚不做要求時(shí)，選擇合適的板厚對(duì)制件的整體精度至關(guān)重要。