分離式插刀開(kāi)模撞擊噪聲消除研究

劉 探， 胡建全， 楊玉貴

（四川成飛集成科技股份有限公司， 四川 成都 610091）

0 引 言

沖壓工藝因其高效性和產(chǎn)品質(zhì)量穩(wěn)定性，在工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應(yīng)用。在汽車覆蓋件自動(dòng)化沖壓生產(chǎn)中，沖壓頻次達(dá)到每分鐘10 次以上，這對(duì)模具質(zhì)量有較高的要求。沖模需要降低沖壓力以減小震動(dòng)和保護(hù)設(shè)備，同時(shí)也需要降低沖壓產(chǎn)生的尖銳噪聲，以避免作業(yè)人員長(zhǎng)期遭受噪聲傷害。

1 斜楔插刀的設(shè)置及噪音產(chǎn)生

汽車覆蓋件產(chǎn)量大、質(zhì)量要求高，自動(dòng)化沖壓的高節(jié)拍生產(chǎn)對(duì)模具結(jié)構(gòu)的干涉規(guī)避要求苛刻。汽車覆蓋件的翻邊工藝需要用到復(fù)雜的斜楔，斜楔插刀一般設(shè)置在上模，有時(shí)因沖壓件的工藝性導(dǎo)致插刀進(jìn)入下模的凹模過(guò)長(zhǎng)，影響沖壓生產(chǎn)節(jié)拍，也容易與抓取沖壓件的橫桿機(jī)器手干涉碰撞，這種情況需要將斜楔插刀從上模分離，埋設(shè)在下模中。

斜楔插刀埋設(shè)在下模時(shí)，沖壓結(jié)束后開(kāi)模時(shí)常出現(xiàn)較大的撞擊噪聲。打開(kāi)模具檢查后發(fā)現(xiàn)，在斜楔插刀所對(duì)應(yīng)的上模驅(qū)動(dòng)面出現(xiàn)撞擊痕跡，如圖1所示的圓形撞擊痕。

圖1 楔形插刀與上模撞擊痕跡

2 撞擊噪聲來(lái)源排查與原因分析

在開(kāi)模瞬間難以找出撞擊噪聲來(lái)源，需在線反復(fù)排查。汽車背門外板斜楔翻邊模經(jīng)過(guò)在線反復(fù)排查，確認(rèn)噪聲來(lái)源于埋設(shè)在下模的分離式插刀與上模驅(qū)動(dòng)面的撞擊，如圖2 所示。試模條件下側(cè)壓力和噪聲情況如表1所示。

表1 試模條件下側(cè)壓力和噪聲情況

圖2 背門外板撞擊噪聲來(lái)源試模確認(rèn)

無(wú)板料沖壓、割去側(cè)翻邊部位后沖壓和拆除插刀返程氮?dú)飧缀鬀_壓，均未發(fā)現(xiàn)撞擊聲，這說(shuō)明開(kāi)模時(shí)插刀因外力導(dǎo)致卡滯而不能及時(shí)返程，某一時(shí)刻外力突然消失，插刀返程氮?dú)飧鬃饔昧λ查g釋放而推動(dòng)插刀向上高速運(yùn)動(dòng)，撞擊上模驅(qū)動(dòng)面發(fā)出噪聲。插刀在開(kāi)模瞬間不能返程的原因：翻邊力或壓料力作用在滑塊上，分力傳導(dǎo)后在插刀驅(qū)動(dòng)面上形成較大正壓力，導(dǎo)致插刀返程摩擦阻力過(guò)大；當(dāng)開(kāi)模到一定行程后，翻邊力或壓料力消失，插刀返程的摩擦阻力隨之消失，插刀回程氮?dú)飧鬃饔昧ο蛏厢尫牛矒舻揭呀?jīng)上移一段距離的上模驅(qū)動(dòng)面。

插刀延遲回退后發(fā)生撞擊的原因與下模凸模滑塊受到翻邊力及壓料力有關(guān)系，在減小壓料力的情況下，插刀返程的摩擦阻力減小。插刀延遲回退發(fā)生撞擊的原因也與插刀開(kāi)始返程時(shí)與上模驅(qū)動(dòng)面的距離有關(guān)，在沖壓頻率加快時(shí)，上模上升速度加快，插刀與上模驅(qū)動(dòng)面距離變大而不接觸，撞擊聲消失。如某側(cè)圍沖壓頻率在12 次/min 時(shí)有明顯撞擊聲，但是加快到14次/min時(shí)撞擊聲消失。

3 插刀開(kāi)模撞擊受力分析及延遲返程分析

常見(jiàn)的插刀推動(dòng)滑塊完成翻邊的結(jié)構(gòu)形式有正面驅(qū)動(dòng)方式和90°側(cè)面驅(qū)動(dòng)方式。正面驅(qū)動(dòng)方式有直接驅(qū)動(dòng)模式和過(guò)渡傳遞滑塊驅(qū)動(dòng)模式，如圖3所示，以下將以過(guò)渡傳遞滑塊驅(qū)動(dòng)模式進(jìn)行分析。

圖3 插刀正面驅(qū)動(dòng)滑塊的2種形式

3.1 插刀開(kāi)模受力及撞擊上模分析

插刀在開(kāi)模時(shí)受力情況如圖4 所示，向下作用力除了插刀重力M1外，還受到傳遞滑塊組件正壓力F產(chǎn)生的摩擦阻力f1。對(duì)插刀向上的作用力為氮?dú)飧椎淖饔昧1。正壓力F在開(kāi)模過(guò)程中是非線性變化。此外，如果傳遞滑塊施加到插刀上的力的作用線遠(yuǎn)離接觸面，如圖4 中的F1，將會(huì)使受力扭轉(zhuǎn)不平衡。

圖4 插刀開(kāi)模受力情況

假設(shè)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)系數(shù)k，開(kāi)模瞬間因正壓力F較大，導(dǎo)致摩擦阻力f1較大，當(dāng)G1＜k（M1+μF）時(shí)，使插刀在下止點(diǎn)無(wú)法上升，隨著上模驅(qū)動(dòng)面遠(yuǎn)離插刀，形成距離H。開(kāi)模后上模上行到某時(shí)刻，隨著正壓力F的減小，當(dāng)G1＞k（M1+μF）時(shí)，插刀瞬間向上運(yùn)動(dòng)，釋放氮?dú)飧椎膲嚎s行程St1。St1與H決定了是否發(fā)生撞擊以及撞擊的強(qiáng)弱程度，當(dāng)H＞St1時(shí)，氮?dú)飧姿矔r(shí)釋放后，將不會(huì)撞擊上模驅(qū)動(dòng)面；當(dāng)H＜St1時(shí)，氮?dú)飧姿矔r(shí)釋放后，將會(huì)撞擊上模驅(qū)動(dòng)面而產(chǎn)生撞擊聲。

3.2 傳遞滑塊施加在插刀上的正壓力分析

以傳遞滑塊的驅(qū)動(dòng)模式進(jìn)行分析，某汽車背門外板OP30 側(cè)翻邊模結(jié)構(gòu)如圖5所示，其中θ1=30°，θ2=20°，θ3=40°，θ4=20°。定義側(cè)壓料器、工作滑塊以及主壓料器作用在傳遞滑塊上的正壓力為F2，插刀重力M1為2 kN，傳遞滑塊重力M2為10 kN，工作滑塊M3為8 kN。

受力不平衡造成的杠桿效應(yīng)導(dǎo)致插刀導(dǎo)向面上下受力不均，假設(shè)F1平均作用在插刀與傳遞滑塊作用面上。主壓料器壓料力因多種原因存在較大偏差，或均分到下模部件后形成均分壓料力（設(shè)定為10 kN），或強(qiáng)壓在工作滑塊上形成較大極限壓料力（設(shè)定為50 kN），摩擦系數(shù)設(shè)定為石墨與鋼之間的靜態(tài)摩擦系數(shù)0.15。作用在傳遞滑塊上的正壓力F2由工作滑塊上的氮?dú)飧谆爻塘3（10 kN）、側(cè)壓料力G4（60 kN）、工作滑塊的重力M3和主壓料力G5產(chǎn)生，如下式：

當(dāng)壓料器主壓料力G5取10 kN和80 kN時(shí)，計(jì)算后得到F2約為54 kN 和78 kN，兩者相差不大，可見(jiàn)主壓料器壓力G5對(duì)F2的影響不是關(guān)鍵因素。現(xiàn)場(chǎng)試模時(shí)，側(cè)壓料器上氮?dú)飧讛?shù)量為4個(gè)時(shí)有撞擊聲，不安裝氮?dú)飧讜r(shí)無(wú)撞擊聲，故判定側(cè)壓料力是關(guān)鍵因素，作用在插刀上的正壓力為F1，計(jì)算如下：

其中，氮?dú)飧谆爻塘2為30 kN。當(dāng)G5取10 kN時(shí)，F(xiàn)1=76.56 kN；當(dāng)G5取80 kN時(shí)，F(xiàn)1=97.9 kN。由此可見(jiàn)壓料器主壓力G5對(duì)F1的影響作用較小，對(duì)插刀正壓力有關(guān)鍵性作用的是G2和G4，計(jì)算時(shí)按照主壓力G5為10 kN計(jì)算。

對(duì)比插刀受到的氮?dú)飧追党塘妥枇Υ笮。獨(dú)飧追党塘1=45 kN，M1+μF=13.5 kN，如果受力平衡（k=1），因G1＞M1+μF，插刀在開(kāi)模時(shí)應(yīng)該可以返程，可實(shí)際上插刀是在氮?dú)飧鬃饔昧4及主壓力全部卸壓后才延遲返程，說(shuō)明插刀不能正常返程的關(guān)鍵因素是傳遞滑塊施加在插刀上的力不平衡。

由于施加在傳遞滑塊的力的作用線不在插刀和傳遞滑塊接觸位置，有較大偏差，造成不平衡的翻轉(zhuǎn)效應(yīng)，導(dǎo)致插刀的返程氮?dú)飧鬃饔昧π∮谀Σ磷枇Γ宓稛o(wú)法返程，如圖6所示。

圖6 滑塊作用力不平衡

3.3 消除插刀延遲返程的方法

根據(jù)上述分析可知，避免插刀的卡滯效應(yīng)主要是減少壓料器或側(cè)壓料器傳遞到工作滑塊上的壓料力，降低工作滑塊的受力不平衡程度。某車型側(cè)圍OP40 斜楔翻邊整形模要進(jìn)行兩處側(cè)翻邊，即側(cè)圍前風(fēng)擋處（斜楔A 處）和掀背門處（斜楔B 處），如圖7 所示。這2 處結(jié)構(gòu)相同，差別是壓料型面角度差，在斜楔A 處壓料角度大于60°，斜楔B 處壓料角度小于45°。經(jīng)調(diào)試發(fā)現(xiàn)插刀撞擊聲來(lái)自A處，說(shuō)明壓料角度大會(huì)加大工作滑塊對(duì)插刀正壓力導(dǎo)致的摩擦阻力，這是產(chǎn)生插刀撞擊聲的主要因素。

圖7 某側(cè)圍2組斜楔壓料角度不同情況

找到插刀撞擊聲的主要因素后，采取降低作用在工作滑塊及傳遞滑塊上的壓料力側(cè)向分力的措施來(lái)消除插刀延遲回程問(wèn)題。

對(duì)圖5 所示模具進(jìn)行調(diào)試，將側(cè)壓料氮?dú)飧鬃饔昧τ?0 kN 減小到30 kN，并通過(guò)研配將壓料器主壓力分散到非滑塊部位（即減小滑塊的強(qiáng)壓力）后，得到F2=34.71 kN，F(xiàn)1=59.4 kN，滿足G1＞k（M1+μF），插刀沒(méi)有撞擊聲，如表2所示。

表2 2種側(cè)壓料氮?dú)飧鬃饔昧?duì)比

如果是主壓料器壓料，當(dāng)壓料面角度較為平緩時(shí)，滑塊傳遞到插刀上的水平作用力較小或扭轉(zhuǎn)效應(yīng)不劇烈時(shí)，插刀不會(huì)卡滯。當(dāng)主壓料器壓料面角度較陡時(shí)，作用在插刀上的水平分力過(guò)大，會(huì)導(dǎo)致插刀卡滯，開(kāi)模不能及時(shí)向上返程運(yùn)動(dòng)。

圖8 所示為斜楔結(jié)構(gòu)主壓料器壓料情況，因工作滑塊受力型面較陡峭（大于60°），主壓料器作用在工作滑塊上的水平分力較大，加上強(qiáng)壓氮?dú)飧椎膫?cè)推力較大，使工作滑塊在水平方向傳遞給插刀的正壓力較大，導(dǎo)致插刀在開(kāi)模后不能及時(shí)回程，延遲釋放后撞擊上模驅(qū)動(dòng)面而發(fā)出噪聲。

圖8 壓料為主壓料器情況

在固定支撐座的受力型面上貼0.2 mm 膠帶后試模，撞擊聲消失。分析其原因：貼上0.2 mm 膠帶后，固定支撐座與壓料器間隙更緊密，工作滑塊與壓料器相對(duì)較空，主壓料力被轉(zhuǎn)移到固定支撐座型面上，工作滑塊承受側(cè)向力減弱，施加在插刀上的正壓力也大幅減弱，插刀回程氮?dú)飧琢α孔阋钥朔枇Χ芗皶r(shí)回程，插刀與上模驅(qū)動(dòng)面之間沒(méi)有形成距離差，故撞擊聲消失。

以上為正面驅(qū)動(dòng)（船形）方式，使用普遍但容易出現(xiàn)插刀延遲返程產(chǎn)生撞擊噪聲。圖9 所示為90°側(cè)面?zhèn)鬟f滑塊驅(qū)動(dòng)方式，壓料器側(cè)分力或氮?dú)飧讐毫狭4的作用方向與傳遞滑塊運(yùn)動(dòng)方向成90°，故壓料力無(wú)法傳遞到插刀正面形成較大的正壓力，插刀上升受到的摩擦阻力主要取決于傳遞滑塊回程氮?dú)飧鬃饔昧Γ_(kāi)模插刀不會(huì)卡滯。

圖9 90°側(cè)面驅(qū)動(dòng)方式

4 插刀延遲返程時(shí)消除撞擊的方法

模具因空間結(jié)構(gòu)限制，不可避免地造成插刀延遲返程，這就要避免滑塊延遲返程導(dǎo)致撞擊上模驅(qū)動(dòng)面產(chǎn)生噪音，或者盡可能降低噪音。

后背門外板傳遞滑塊驅(qū)動(dòng)斜楔的翻邊模在壓力機(jī)上試模，沖壓頻率為14 次/min 時(shí)無(wú)撞擊聲，沖壓頻率為12次/min時(shí)有輕微撞擊聲，沖壓頻率為10次/min 撞擊聲響亮。插刀回程氮?dú)飧仔谐蘏t1=120 mm、壓料器行程St2=50 mm 時(shí)，開(kāi)模瞬間插刀被卡住無(wú)法上升；壓料器卸載瞬間，上模驅(qū)動(dòng)面已上升50 mm，插刀與上模驅(qū)動(dòng)面之間出現(xiàn)50 mm 的空位，如圖10所示。

圖10 插刀行程與上模驅(qū)動(dòng)塊行程關(guān)系

由于壓料器脫開(kāi)后，側(cè)壓力消失有一定延后，設(shè)定延遲時(shí)間為t，機(jī)床向上運(yùn)動(dòng)速度v，延遲距離變量為Δ，則Δ=vt。延遲時(shí)間主要受滑塊結(jié)構(gòu)、導(dǎo)向面平行度及摩擦阻力影響，可設(shè)為恒量。沖壓頻率越大，v值越大。插刀與驅(qū)動(dòng)面的距離H=St2+vt。如果某一時(shí)刻的H大于120 mm，上模驅(qū)動(dòng)面已遠(yuǎn)離插刀，不會(huì)產(chǎn)生撞擊聲。將沖壓頻率加快到14 次/min后，撞擊聲消失，說(shuō)明隨著沖壓頻率的加快，延遲距離變量Δ提升更快。根據(jù)沖壓頻率為8、10、12、14次/min 的撞擊情況及撞擊時(shí)刻推測(cè)，延遲約0.15 s，綜合對(duì)比情況如表3所示。

表3 不同沖壓頻率時(shí)的噪聲對(duì)比

對(duì)于汽車側(cè)圍、翼子板、背門、三廂車頂蓋可按照8 次/min 考慮，其他門蓋類模具可按照12 次/min考慮。為了避免發(fā)生插刀延遲回退與上模驅(qū)動(dòng)面發(fā)生撞擊噪聲，減小插刀氮?dú)飧仔谐膛c壓料器行程差是有效的辦法，沖壓頻率為8 次/min 時(shí)行程差為40～70 mm，使插刀返程氮?dú)飧揍尫潘查g，不碰撞到上模驅(qū)動(dòng)面，消除噪聲。減小壓料行程與插刀返程行程差的方法如下：①適當(dāng)加大壓料器工作行程；②減小插刀返程氮?dú)飧仔谐蹋词褂抿?qū)動(dòng)行程小的楔形驅(qū)動(dòng)導(dǎo)板；③降低工作滑塊到位與壓料器開(kāi)始?jí)毫虾蟮臒o(wú)效行程。

后背門2 副模具的行程關(guān)系對(duì)比如圖11 所示，OP30 斜楔翻邊模驅(qū)動(dòng)行程64 mm，OP40 斜楔翻邊整形模的驅(qū)動(dòng)行程103 mm，OP30 模具驅(qū)動(dòng)行程比OP40 模具小39 mm，選用的插刀返程氮?dú)飧椎男谐虦p小了41 mm（即190 mm-159 mm），所以O(shè)P30 比OP40更不容易產(chǎn)生撞擊噪聲。

圖11 2副模具行程對(duì)比

OP30 模具無(wú)效行程為22 mm，OP40 模具無(wú)效行程為27 mm，如OP30 將無(wú)效行程減小20 mm、壓料器行程增加30 mm，開(kāi)模后碰撞時(shí)插刀與上模驅(qū)動(dòng)面的距離增大50 mm。由圖11可知，OP30模具變動(dòng)后H=75+50+60=185 mm（按12次/min且延遲距離變量取60 mm），大于插刀返程氮?dú)飧仔谐?59 mm，可以消除撞擊聲。

5 結(jié)束語(yǔ)

根據(jù)上述分析和驗(yàn)證，消除撞擊噪聲可從以下2個(gè)方向采取措施加以解決。

（1）避免或降低插刀受到的正壓力，減小插刀返程上升的摩擦阻力，插刀在返程氮?dú)飧鬃饔孟路党滩谎舆t，則不會(huì)產(chǎn)生撞擊噪聲。若采用90°側(cè)面驅(qū)動(dòng)方式，則少采用正面船形結(jié)構(gòu)驅(qū)動(dòng)方式；必須采用正面船形結(jié)構(gòu)驅(qū)動(dòng)方式時(shí)，需要降低作用在插刀上的正壓力：①降低壓料器或側(cè)壓料器作用在工作滑塊上的側(cè)向壓料力；②降低工作滑塊回程時(shí)氮?dú)飧鬃饔昧Γ虎蹆?yōu)化滑塊結(jié)構(gòu)，使滑塊受力偏心小，不造成過(guò)大的杠桿效應(yīng)；④降低插刀返程氮?dú)飧鬃饔昧Γ瑴p弱返程出現(xiàn)撞擊，降低噪聲。

（2）如果發(fā)生插刀返程延遲情況時(shí)，需加大返程時(shí)插刀與上模驅(qū)動(dòng)面的動(dòng)態(tài)距離。將沖壓頻率加快，盡量降低壓料氮?dú)飧着c插刀返程氮?dú)飧椎男谐滩睿共宓斗党痰獨(dú)飧揍尫判谐绦《慌鲎采夏ｒ?qū)動(dòng)面，消除噪聲。