1.引言
汽车工艺的进步使得节能与环保问题受到广泛关注，尤其是汽车轻量化。这一技术对于提升燃油效率、减少COZ排放所引发的环境污染具有特别意义。实际上，汽车轻量化主要涉及车用材料的减轻，而在确保结构强度充足的前提下，复合材料、高强度钢板、铝镁合金等新型材料的应用起到了至关重要的作用。近期，高端车型中铝合金的应用量显著上升。这种材料不仅机械性能优越，而且密度较低。它还具备耐高温、抗腐蚀和抗蠕变的特点。在减轻汽车重量的同时，铝合金完全能够满足汽车性能的各项需求。尽管铝合金压铸件成为汽车工业关注的焦点，但一些结构件，甚至外板件，也在尝试采用此类材料进行冲压成形。本研究对代表性铝合金结构部件进行了详尽剖析，并据此归纳出了铝合金普遍的成型特性。
2.制件及材料性能分析
2.1制件分析
图1展示了某款家用轿车的结构部件，这一部件采用铝合金制成，厚度较大，其形状颇具特色，加工难度较大，对精度有严格的要求。此外，该部件模具的研发周期较短，其技术含量和制造难度均较高，缺乏可供参考的相似经验，因此在方案实施过程中风险相对较大。
该制件定位的基准RPS点位于侧面D7MM孔、一个D8MM孔以及顶面另一个D7MM孔。翻边部分分布着5个冲孔和2个凸起的压窝。对于2-D8MM孔、2-8.2MM凸台以及D7MM孔，它们的位置公差要求较高，因此必须采用侧冲方式。而2D8.2MM压窝是朝外凸起的，为了实现其功能，斜楔的设计将被设计成往复式。制件顶面设有三个冲孔，冲压的方位与水平面形成20度夹角，其中2-D7MM孔的位置精度要求严格，需分别在两个工序中完成。制件轮廓线的公差为正负0.5毫米，所以对于2.5毫米厚的板材，冲裁时修边展开面所形成的斜角不宜过大。此外，端面的翻边高度达到52毫米，而圆角半径仅为6毫米，材料在端头流入的量是否充足，需要进一步的分析来确认。拉伸如果不能成功,能否大胆采用整体翻边必须认真考虑。
2.2材料性能
该制件所采用的材质是EN485-AW-5754-O/H111，其厚度为25毫米。这种材料属于德国品牌，其中EN485-AW代表铝材的性能标准编号，5754则对应着化学符号标志系统中的AMGY代号，而O/H111则是材料状态的标识，O表示退火状态，H111则意味着在经过最终退火处理并适当加工后，其硬化程度较低，远不如HLL。该材料的力学性能指标如下：抗拉强度介于190至240兆帕之间；屈服强度不小于80兆帕；延伸率需达到16%以上；布氏硬度值为52。通过对比常规汽车结构件材料，我们发现该材料虽然抗拉性能不强，但其厚度较厚，延伸率仅为DC钢的一半。在成形过程中，需确保充足的给料，并在工艺补充时尽量减少材料流动的爬坡和弯折，以便于成形并减少冷作硬化以及板料变薄的趋势。在硬度和抗拉强度方面，FJ硬铝与软铝之间的差异，可以作为确定冲裁间隙和回弹角度的依据。同时，由于对制件表面质量要求较高，因此在模具材料的选择上需注意减少制件表面的划伤。
3 冲压方案的确定
3.1方案分析
依据零件的特性，我们有两种处理方式：一种是拉伸，另一种是成形。拉伸方式下，材料易于控制，但完成端面拉伸后，必须进行两次修边处理，这会导致接合处较为复杂，整个工序也会相对繁琐。而采用成形方案，虽然存在翻边和叠料的风险，但可以简化工序流程。
方案一：首先进行拉伸操作（OP10），接着执行修边工序（OP20），然后进行翻边处理（OP30），随后是侧修边并冲孔（OP40），紧接着再次进行侧修边冲孔（OP50），最后完成侧冲孔压窝（OP60）。具体步骤可参照图2。
方案二：首先进行落料冲孔（OP05），接着进入成形工序（OP10），随后是修边冲孔（OP20），再进行翻边整形（OP30），然后是侧修边侧冲孔（OP40），最后进行侧冲孔压窝（OP50）。具体流程可参照图3。
3.2CAE分析
为确保方案的可信度，我们对两种方案的成型工艺实施了计算机辅助工程分析。
方案一，在制件端面A区域出现了裂纹，而B区域材料的减薄程度已高达30%（详见图4）。经过对拉伸板料进行裁剪以及调整压料力，端头开裂问题有所缓解，然而材料的减薄问题依旧严重超标，并且在同一成形区域内，出现了明显的皱纹倾向（见图5）。
方案二中，制件端面经过两道成形工序，首先形成较深的顶部凹槽，随后进行周缘翻边（详见图6）。此制件的翻边形状颇为独特，尤其是端头翻边面的高度难以精确控制，侧面翻边断面的精度也有一定要求。通过成形分析，发现翻边后的端面在c、d位置（见图7）材料有所增厚，出现了堆积。对修边线进行调整并重新计算后，虽然积料形状有所改善，但材料增厚趋势依然存在。
3.3方案确定
对比两种方案后，我们发现方案二在实施上更具可行性；同时，针对该方案存在的不足，我们可以在L安排中进行规避或优化。
定位效果不稳定。应对策略：在材料几乎不发生流动的区域进行冲孔定位，具体操作可参考图8。
端头翻边所用材料存在堆积的想象，对此，我们采取的处理办法是：首先对落料轮廓进行调整，接着运用软件进行精确计算，并在冲压环节进行实际试验以确定最佳方案。
翻边断面的精度要求较高，而确保其与型面垂直度则较为困难。为此，我们采取了以下措施：首先，对落料轮廓进行修改（见图8），其次，在后道工序中增设了局部斜楔修边环节，并且在此过程中还能完成斜楔冲孔的操作。
4方案实施及问题总结
在执行该方案的过程中，由于方案自身存在一些难以兼顾的环节，再加上这是首次对这种材料的冲压操作，我们缺乏足够的经验总结，所以现场出现了一些问题。
落料线与修边线连接处存在问题：落料部分呈现为平板形态，而修边操作则是在材料经过一次拉伸后进行。为了确保大面积的完整性，修边线与落料线的交接处形成了15°的夹角。对于小于30°的斜面，其对修边刃口的影响并不显著；然而，在处理厚板料的冲裁断面时，这种夹角会导致误差的产生（见图9）。也曾经思考过将材料切割成完整的轮廓形状，然而由于在成形过程中边缘的修整线难以把握，尤其是进行二次翻边时更是如此，这可能导致在定位过程中工件发生微小的移动。为此，我们采取了增加交接工艺缺口的方法，以期改善这一状况。
翻边镶块表面累积了杂质，当冲压数量达到一定阶段，翻边工序件表面便出现了不同程度的划痕。经检查，发现翻边镶块的淬火硬度以及表面粗糙度均符合设计标准。然而，划痕的产生并非由于硬度不足，而是因为该铝合金在冲压过程中产生了较为严重的发热，导致凹模镶块上积聚杂质并烧结。在清除杂质后，通过在冲压时添加润滑油，划痕问题得到了暂时的缓解。针对这类现象,要求对镶块进行表面TD强化处理。
压窝状态不尽如人意：在侧冲压窝过程中，我们发现压窝的尺寸并未达到设计图纸上的标准（参见图10A）。在设计凸模尺寸时，我们主要考虑了材料厚度等距离因素，但在实际冲压过程中，该材料的局部膨胀性能并不理想，这导致了凸台的外形未能被成功压出。为此，我们通过重新设计凸模尺寸并进行了试冲，当达到图10B所示的尺寸时，压窝状态变得较为理想。
修边线的确定较为复杂：除了前述的第一个问题，C、D区域（参见图7）的翻边形状难以确定。这部分区域因为翻边变化较大且形状独特，材料在此处受到挤压，即便是微小的调整，也会导致C、D区域翻边后的较大变化；而且，如果左右区域的调整不均匀，还可能引起E端面的倾斜。因此，此处对修边线的调整需分阶段实施，需选取更多的控制点，并多次试验，以保证轮廓与检具相吻合，同时确保E处端面保持平行状态。
制件在翻边处理后的回弹角度需依据材料特性来确定，通常应在3°至5°的范围内。鉴于此，我们在制定方案时已将翻边工序的回弹角度设定为2°。然而，实际冲压过程中，制件的回弹角度却未达到预期，仅为不足1°，甚至在某些局部区域出现了翻边过于紧密，导致与凸模贴合过紧的情况。为加强验证，我们选取了该材料的代表性制品进行测试，结果显示，当R值在2至3之间时，竟然出现了1至2度的反向回弹现象，且随着R值的增加，回弹角度逐渐减小。鉴于制品的翻边半径R值不可调整，我们通过适当扩大翻边间隙，成功实现了所需的翻边形状。因此，在未来的模具设计中，对于这种材料的这一特性，我们必须提前予以充分考量。
根据材料特性，经查，铝制件的最小冲裁间隙应为0.09毫米，然而实际操作中，冲裁端面的光亮带比例高达70%至80%，表明此间隙过小。为此，我们逐步减小凸模尺寸，并通过试验得出，合理的单面冲裁间隙应为0.2毫米（料厚为25毫米）。此外，废料切刀处的修边顺序不一，导致产生了较大的塌角（如图L1所示）。通过降低刃口的高度差异，刃具的锋利度得到了一定程度的提升。对于柔软且厚度较大的材料，为了完全消除塌角现象，建议在未来的模具设计中采用图12中展示的废料切割刀型，这样更为适宜。
5结束语
经过对比分析和CAE计算得出的冲压工艺方案，在经过实际生产验证后，成功制造出了符合标准的制件，其尺寸精度和表面质量均满足设计规范（见图13）。这一整体边成形的构想，为类似制件的冲压方案制定提供了新的思路。铝合金材料的应用前景极为广阔，而对于该材料首次使用的经验总结，将为后续项目的顺利进行提供宝贵的参考。
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