1  引言

目前汽車覆蓋件模具市場競爭日益激烈，各大模具廠成本壓力日益增加。其中，模具的材料成本是模具全周期成本的重要組成部分，模具的輕量化設計理念應運而生，即如何進行模具的結構設計既能滿足結構的強度要求，又能夠節省材料成本。但目前結構設計完全是在經驗標準下進行，實際設計過程中對結構設計的優劣缺少理論數據的支撐。因此，通過結構強度分析對模具結構的輕量化設計提供理論依據顯得尤為必要。

2  問題分析

壓料器是汽車覆蓋件后續模具的必要組成部分，如圖1所示。工作側銷是壓料器工作過程中回程限位的常用結構形式，安全側銷是工作側銷失效情況下保證模具安全的常用限位方式。由于結構設計空間及設備加工能力的限制，壓料器對應側銷部位的結構經常出現圖2所示蝶型壓料器的結構形式。結構設計過程中，蝶型壓料器的結構強度往往通過經驗確定，結構的輕量化設計缺乏結構強度理論分析數據的支持。

3  研究方法

壓料器側銷對應部位的結構組成分為工作側銷對應的結構和安全側銷對應的結構。工作側銷對應結構的作用主要是開模過程中提起壓料器和開模到位后對壓料器整體的限位作用。安全側銷對應的結構的作用主要是在工作側銷失效的情況下保證模具及設備的安全。因此，對壓料器側銷部位對應的結構強度分析分為工作側銷部位結構分析和安全側銷部位結構分別進行分析。

3.1  工作側銷部位結構分析

工作側銷在模具工作工程中起兩個作用：①沖壓工作完成后模具開模使壓料器回程；②模具開模后對壓料器的限位。作用①工作過程中壓料器對應側銷部位由于運動狀態的變化承受側銷的沖擊；作用②中壓料器對應側銷部位受自身重力作用下側銷的限位反力。以某翼子板OP30模具壓料器為例，分別建立壓料器在回程及開模后靜態保持狀態下的分析模型如圖3、圖4所示，其中，假設壓料器為彈性體[1~5]、側銷為剛體，材料性能如表1所示。

3.2  結果分析

壓料器回程過程側銷部位Mise應力分布如圖5所示，同時按照圖6取樣方式對取樣點Mise應力情況進行分析，如圖7所示。可見，壓料器回程過程中由靜止到運動狀態改變期間，壓料器側銷部位主要受到工作側銷的沖擊作用，且在壓料器由靜止到運動的過程中，沖擊應力峰值主要集中在側銷與壓料器接觸的周邊區域，呈現以壓料器與工作側銷接觸點向周邊擴散的特點。因此，在結構設計時要優先保證壓料器側銷部位的結構強度，且在模具生產過程中不能對壓料器側銷中上部位進行補焊處理（如果進行了補焊處理，在生產過程中會出現由于側銷的沖擊，造成補焊區域的開裂或脫落等后果）。同時，壓料器加強筋的受力呈現（見圖8）：同側工作側銷之間內側的與壓料器主筋連接的筋（1、5、6、7）的應力值大于工作側銷外側其余與主筋連接的筋（2、3、4、8、9）的應力值。

開模后靜態保持階段分析結果如圖9所示，壓料器的重量主要通過筋2、3、4、5、6、7傳達到側銷。同時，應力值遠遠小于材料的許用應力。

在壓料器回程過程及到位狀態，四個工作側銷部位所受作用力各不相同。為計算側銷部位的理論受力，假設在壓料器回程過程中壓料器與模座導板接觸力為零，物理簡化模型如圖10所示。定義以下物理量：F1=W、F2=X、F3=Y、F4=Z、AC=q、BC=c、CD=d、OC=j、OA=h、OB=i、OD=k、∠OCA=l、∠OCD=n、∠BCO=p、∠AOE=r、∠EOB=s、∠COF=t、∠FOD=u、壓料器重量m、重力加速度g、壓料器加速度a。

根據牛頓第二定律及力矩平衡得出如下關于W、X、Y、Z的方程組，其中a=0m/s2對應壓料器勻速運動及靜止狀態，a≠0m/s2對應壓料器非勻速運動狀態：

W+X+Y+Z=m×（g+a）(1）

W×q×cosl+X×c×cosp+Z×d×cosn=m×（g+a）×j   （2）

Z×d×sinn+w×q×sinl=x×c×sinp（3）

W×h×cosr+X×i×coss=Y×j×cost+Z×k×cosu（4）

以a=0m/s2為例，其中m=950.95kg，g=9.8m/s2，其余參數為模型測量值，則對應的壓料器側銷部位的約束反力分別為：F1≈4,338.51N、F2≈1,371.69N、F3≈3,149.87N、F4=459.24N；a=10m/s2對應的壓料器側銷部位的約束反力分別為：F1≈8,765.56N、F2≈2,711.38N、F3≈6,364.01N、F4=927.86N。可見，壓料器各個側銷的受力情況不盡相同，側銷部位的受力情況與其在系統中的位置直接相關。同時，由于W、X、Y、Z為關于a的一次函數，因此，在壓料器的勻速、靜止及非勻速的運動過程中，各個側銷部位受力大小的順序不變。

3.3  安全側銷部位結構分析

安全側銷在工作側銷失效時起到防止壓料器掉落的作用。分析假設4個工作側銷同時失效的情況，分析過程分為工作側銷失效后安全側銷對壓料器的沖擊過程和受到安全側銷限位后的靜態保持階段。沖擊過程的Mise應力分析結果如圖11所示，同時按照圖12取樣方式對取樣點應力情況進行分析，如圖13所示。沖擊應力峰值主要集中在壓料器安全側銷部位的中上部，筋（見圖8所示編號）1、3、5、6、7、8的受力明顯大于其余筋的受力。

靜態保持階段分析結果如圖14所示，壓料器的重量主要通過筋（見圖8所示編號）2、3、4、5、6、7傳達到側銷。同時，應力值遠遠小于材料的許用應力。

4  結論

蝶形壓料器結構的薄弱環節主要分布在碟形區域與壓料器主筋相連接的筋及壓料器與側銷相接處的部位。同時，在壓料器運動狀態改變承受側銷的沖擊作用時，結構體現了較低的安全系數，在壓料器運動狀態恒定時，結構體現出較高的安全系數。由此可見，在模具量產時，壓料器經歷周期性的載荷沖擊，疲勞破壞將成為壓料器結構潛在失效的重要原因，因此，下一步應對蝶形壓料器的疲勞失效進行研究，進一步為結構設計提供有效的理論支撐。