蔡改貧 姜志宏

江西理工大學(xué),贛州,341000

0 引言

在金屬的塑性加工中施加有效的振動(dòng)載荷,可以大幅度降低加工過程中的變形抗力并附帶產(chǎn)生其他對產(chǎn)品有利的影響[1]。出現(xiàn)這種效果的原因一般認(rèn)為緣于金屬塑性流動(dòng)時(shí)振動(dòng)對內(nèi)部應(yīng)力的體積效應(yīng),即材料成形時(shí),其內(nèi)部的變形抗力減小、延伸率提高、加工硬化降低等現(xiàn)象[2],但目前振動(dòng)塑性成形體積效應(yīng)的研究成果大多局限在超聲頻率范圍內(nèi)。

按照擺動(dòng)輾壓成形的工藝特點(diǎn)[3],將低頻振動(dòng)引入擺動(dòng)輾壓成形工藝之后,建立金屬材料擺動(dòng)輾壓成形的本構(gòu)關(guān)系,在中低頻率范圍開展振動(dòng)擺動(dòng)輾壓成形的體積效應(yīng)機(jī)理研究,已取得了一些成果[4]。為了驗(yàn)證低頻振動(dòng)擺動(dòng)輾壓成形體積效應(yīng)機(jī)理研究的正確性,并為振動(dòng)擺動(dòng)輾壓技術(shù)的推廣應(yīng)用提供技術(shù)支撐,需要開展相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究與分析。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備簡介

本實(shí)驗(yàn)是在自行研制的800k N立式振動(dòng)擺動(dòng)輾壓機(jī)上完成的,設(shè)備的實(shí)物照片如圖1a所示。

振動(dòng)擺輾機(jī)的工作原理就是在普通擺輾的基礎(chǔ)上,將某一特定的振動(dòng)載荷沿指定方向附加到擺輾機(jī)的工件-模具振動(dòng)系統(tǒng)中,使工件在成形時(shí)受到振動(dòng)載荷的作用,如圖1b所示。

實(shí)驗(yàn)設(shè)備的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

圖1 振動(dòng)擺輾機(jī)實(shí)物照片及其工作原理圖

表1 振動(dòng)擺動(dòng)輾壓機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2 實(shí)驗(yàn)方案的確定

2.1 擺輾力檢測方案的確定

振動(dòng)擺輾工作過程中主油缸的壓力測試采用如圖2所示的電液伺服與比例控制系統(tǒng)方案進(jìn)行檢測。其中,電液伺服閥采用美國AUTOS公司研制的DLHZO型直動(dòng)式滑套伺服比例閥,閥內(nèi)有集成放大器。輸入端的給定信號(hào)和位移傳感器反饋輸入信號(hào)比較后形成控制信號(hào),經(jīng)PID調(diào)節(jié)和功率放大后對電液伺服比例實(shí)現(xiàn)驅(qū)動(dòng)控制,利用MA26壓力變送器將壓力傳感器的信號(hào)放大和比較后,經(jīng)下位機(jī)(PLC)的A/D轉(zhuǎn)換后輸出。

在壓力測試原理中,伺服比例控制的給定輸入信號(hào)是由上位機(jī)(PC)設(shè)定后,再傳輸給下位機(jī)的,然后通過PLC的模擬量模塊進(jìn)行D/A轉(zhuǎn)換后輸出給伺服比例放大器,從而實(shí)現(xiàn)主油缸的壓力和位移的閉環(huán)控制。

2.2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)與正交試驗(yàn)方案的確定

擺輾件的材料為 20CrMo,其屈服極限為885MPa,其尺寸為φ68.6mm×20mm。在綜合考慮拔模斜度和飛邊后,坯料的尺寸為φ56mm×30mm,其高徑比為0.536。

選取以下參數(shù),且每個(gè)參數(shù)分別給定3個(gè)水平,即：擺 頭轉(zhuǎn)速 n=70r/min,150r/min,250r/min,進(jìn) 給 量 s=0.3mm/r,0.8mm/r,1.5mm/r,擺輾溫度 θ=350℃,500℃,650℃,振幅 A=0.3mm,0.5mm,0.8mm,頻率 f=20Hz,50Hz,90Hz,按照正交法可以構(gòu)成一個(gè)由22個(gè)實(shí)驗(yàn)方案組成的正交試驗(yàn)表。

3 變形抗力數(shù)學(xué)模型的建立

在低頻振動(dòng)條件下,基于黏彈塑性本構(gòu)關(guān)系的金屬材料的變形抗力數(shù)學(xué)模型如下式[5]所示：

而零件在成形過程的實(shí)際變形抗力R,是根據(jù)所檢測到的主油缸壓力p與成形件的橫截面的面積S0之比,即

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 擺輾力的測試與分析

為了便于將振動(dòng)擺輾力與普通擺輾力進(jìn)行對比,可以從正交試驗(yàn)表中選取9組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),且擬定3組普通擺輾的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),構(gòu)成擺輾力的測試方案,如表2所示。

按照擺輾力的檢測方案,分別從表2中選取3組振動(dòng)擺輾參數(shù)和1組普通擺輾參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn),并分別對它們的擺輾力進(jìn)行記錄和處理,得到4條擺輾力-時(shí)間曲線,如圖3所示。

從實(shí)測的擺輾力曲線來看,在彈性變形階段(t＜2s),方案6、方案7和方案8的振動(dòng)擺輾力比較接近普通擺輾實(shí)驗(yàn)的擺輾力;在t=2～5s內(nèi),方案6的擺輾力較大,其原因可能是在此階段振動(dòng)擺輾的工藝參數(shù)和振型參數(shù)相匹配。進(jìn)入塑性區(qū)后(t＞5s),振動(dòng)擺輾力均低于普通擺輾實(shí)驗(yàn)的擺輾力,方案7和方案8的擺輾力為普通擺輾實(shí)驗(yàn)擺輾力的3/5左右。

表2 圓柱件振動(dòng)擺輾成形實(shí)驗(yàn)方案與參數(shù)

圖3 實(shí)測擺輾力-時(shí)間的變化曲線

根據(jù)擺輾件的坯料尺寸(φ56mm×30mm)和擺輾工藝參數(shù),按馬爾辛尼克的圓柱體擺輾鐓粗時(shí)的擺輾力公式,可以計(jì)算普通擺輾件(φ68.6mm ×20mm)的擺輾力Ftmin≈1230k N,擺輾件單位面積上的變形抗力為332.8MPa。

4.2 變形抗力與成形質(zhì)量分析

以表2中各方案的實(shí)驗(yàn)參數(shù),分別采用振動(dòng)擺輾成形和普通擺輾成形,將φ56mm×30mm的坯料加工成為φ68.6mm×20mm的擺輾件。在實(shí)驗(yàn)過程中,采用圖2的測試方案對擺輾機(jī)的液壓系統(tǒng)的主油缸壓力p進(jìn)行測量,再根據(jù)擺輾件的尺寸計(jì)算表2中各方案對應(yīng)的擺輾件的平均變形抗力R,計(jì)算擺輾件的最大直徑d max與最小直徑d min之比,其結(jié)果如表3所示。

表3 單位面積的變形抗力和形狀特征的實(shí)驗(yàn)結(jié)果

由于坯料的高徑比較大,從表3的測量結(jié)果發(fā)現(xiàn),在9個(gè)振動(dòng)擺輾件中有兩個(gè)為蘑菇形,其原因可能是擺輾工藝參數(shù)與振型參數(shù)選擇不合理;而在3個(gè)普通擺輾件中有兩個(gè)為蘑菇形,且蘑菇形擺輾件的最大直徑與最小直徑的比值要比振動(dòng)擺輾成形的蘑菇形擺輾件的最大直徑與最小直徑的比值要大。

在表3中,出現(xiàn)蘑菇形的擺輾件在成形過程中的變形抗力也較大,零件成形較為不足。

4.3 振型參數(shù)對擺輾成形的影響

4.3.1 振動(dòng)頻率對變形抗力和成形時(shí)間的影響

將擺輾工藝參數(shù)和振幅保持不變,而改變頻率進(jìn)行實(shí)驗(yàn),結(jié)果如表4所示。

表4 頻率對變形抗力和成形時(shí)間影響的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果

在表4的每組實(shí)驗(yàn)中,在其他參數(shù)保持不變的情況下,隨著頻率的增大,擺輾件的變形抗力呈下降的趨勢。成形時(shí)間在6～8s之間,第3組有一個(gè)實(shí)驗(yàn)的時(shí)間為4.8s。

在其他參數(shù)保持不變條件下,當(dāng)振動(dòng)頻率大于50Hz時(shí),擺頭轉(zhuǎn)速越快,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質(zhì)量。

4.3.2 振幅對變形抗力和成形時(shí)間的影響

將擺輾工藝參數(shù)和頻率保持不變,改變振幅進(jìn)行實(shí)驗(yàn),其結(jié)果如表5所示。

表5 振幅對變形抗力和成形時(shí)間影響的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果

在表5的每組實(shí)驗(yàn)中,在其他參數(shù)保持不變的情況下,振幅的變化對擺輾件變形抗力的影響不明顯。成形時(shí)間在6.5～8.5s之間,第3組實(shí)驗(yàn)的成形時(shí)間最短。

在其他參數(shù)保持不變條件下,當(dāng)振幅小于0.5mm時(shí),擺頭轉(zhuǎn)速越快,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質(zhì)量。

4.4 工藝參數(shù)對擺輾成形的影響

4.4.1 擺輾溫度

將擺輾工藝參數(shù)和振型參數(shù)保持不變,改變溫度進(jìn)行實(shí)驗(yàn),其結(jié)果如表6所示。

表6 擺輾溫度對變形抗力影響的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果

從表6的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出,在擺頭轉(zhuǎn)速、進(jìn)給量、振動(dòng)頻率和振幅保持不變的情況下,第1組的實(shí)驗(yàn)結(jié)果差別較大且成形時(shí)間較短。而第2組和第3組的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,擺輾件溫度的變化對擺輾件的變形抗力影響不大,且成形時(shí)間較長。

在其他參數(shù)保持不變條件下,擺輾件溫度越高,變形抗力越小,成形效率越高,然而在高溫情況下,振型參數(shù)對擺輾件的成形影響不明顯。

4.4.2 擺頭轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量

將擺輾溫度和振型參數(shù)保持不變,改變擺頭轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量進(jìn)行實(shí)驗(yàn),其結(jié)果如表7所示。

從表7的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出,在振動(dòng)頻率和振幅保持不變的情況下,第1組實(shí)驗(yàn)的變形抗力的大小與第3組差別不大,而第2組的變形抗力最小。第3組實(shí)驗(yàn)的成形時(shí)間最短,第1組的成形時(shí)間最長。

表7 擺頭轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量對變形抗力影響的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果

在其他參數(shù)保持不變條件下,n越大,s越小,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質(zhì)量;并且擺頭轉(zhuǎn)速越快,振動(dòng)對擺輾成形的影響越大。

以上實(shí)驗(yàn)表明,擺輾件的變形抗力、成形效率和成形質(zhì)量與工藝參數(shù)和振型參數(shù)的匹配有關(guān)。

5 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果的比較

擺輾成形實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表8所示。

表8 擺輾成形實(shí)驗(yàn)方案與參數(shù)

5.1 圓柱件普通擺輾成形與有限元模擬成形的比較

按照表8中的第1組實(shí)驗(yàn)參數(shù)對尺寸為φ56mm ×30mm圓柱形坯料進(jìn)行普通擺輾成形,擺輾件的外形如圖4所示。

圖4中擺輾件上大下小,工件的變形區(qū)從靠近與擺頭接觸的平面開始逐漸向下轉(zhuǎn)移,工件與擺頭接觸端出現(xiàn)明顯的蘑菇形。

采用表8中第1組的實(shí)驗(yàn)參數(shù)在MSC.Marc2005環(huán)境下進(jìn)行模擬,在坯料模型的尺寸和變形程度相同的情況下,擺輾件成形過程的有限元模擬結(jié)果如圖5所示[6]。

圖4的擺輾件實(shí)物和圖5的模擬件外形相似,擺輾件的最大直徑與最小直徑之比為1.214,而模擬件的最大直徑與最小直徑之比為1.103。

由于坯料的高徑比大于0.5,采用普通擺輾成形,并且進(jìn)給量較大時(shí),擺輾件容易出現(xiàn)正蘑菇形。

圖4 普通擺輾件的實(shí)物照片

圖5 普通擺輾的有限元模擬件

5.2 圓柱件振動(dòng)擺輾成形與有限元模擬成形的比較

按照表8中的第2組的工藝參數(shù)和振型參數(shù)對尺寸為φ56mm×30mm圓柱形坯料進(jìn)行振動(dòng)擺輾成形,其外形如圖6所示。

圖6 振動(dòng)擺輾件的實(shí)物照片

由于施加振動(dòng)的作用,提高了金屬的流動(dòng)性,降低了材料的變形抗力,使坯料在徑向和軸向變形均勻,工件的變形區(qū)為靠近與擺頭接觸的平面延伸至下模接觸平面的整個(gè)零件,未出現(xiàn)蘑菇形和失穩(wěn)狀態(tài)。

同樣采用表8中第2組的實(shí)驗(yàn)參數(shù)在MSC.Marc2005環(huán)境下進(jìn)行模擬,在坯料模型的尺寸和變形程度相同的情況下,擺輾件成形過程的有限元模擬結(jié)果如圖7所示。

圖7 振動(dòng)擺輾的有限元模擬件

圖6的擺輾件實(shí)物和圖7的模擬件外形相似,擺輾件的最大直徑與最小直徑之比約為1.014,而模擬件的最大直徑與最小直徑之比約為1.012。模擬件的特定方位上的外圓柱母線稍有彎曲,其原因首先是采用了振動(dòng)條件下的黏彈塑性應(yīng)力—應(yīng)變曲線,其次是由于振動(dòng)的附加以及溫度場的耦合,導(dǎo)致材料的軟化。

5.3 振動(dòng)擺輾成形在復(fù)雜零件成形中的應(yīng)用

節(jié)油器內(nèi)花鍵套的結(jié)構(gòu)如圖8所示。在該零件的中間軸段上沿圓周均布5個(gè)齒形。由于齒形的齒頂與齒根徑向尺寸變化大,齒槽與齒厚的尺寸大,因此在塑性成形時(shí),金屬流動(dòng)的路徑長,零件塑性成形困難[7]。

圖8 內(nèi)花鍵套擺輾件結(jié)構(gòu)圖

節(jié)油器內(nèi)花鍵套擺輾成形實(shí)驗(yàn)所采用的材料也選為 20CrMo,坯料的尺寸為 φ35mm×31.5mm,其高徑比為0.9。擺輾成形實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表8所示。

圖9 內(nèi)花鍵套普通擺輾件的實(shí)物照片

按照表 8中的第 1組的實(shí)驗(yàn)參數(shù)對內(nèi)花鍵套零件的坯料進(jìn)行普通擺輾成形,擺輾件的外形如圖9所示。

在圖9所示的普通擺輾件中出現(xiàn)了明顯的蘑菇形,最大直徑與最小直徑之比約為1.37,內(nèi)花鍵套普通擺輾件的5個(gè)輪齒無論是在零件的直徑方向還是在高度方向均表現(xiàn)為成形不足。

由于坯料的高徑比接近1,采用普通擺輾成形時(shí),當(dāng)進(jìn)給量較大時(shí),擺輾件底部成形不足,使擺輾件出現(xiàn)了正蘑菇形。

按照表8中的第2組的實(shí)驗(yàn)參數(shù)對內(nèi)花鍵套零件的坯料進(jìn)行振動(dòng)擺輾成形,其外形如圖10所示。

圖10 內(nèi)花鍵套振動(dòng)擺輾件的實(shí)物照片

在圖10中的振動(dòng)擺輾件沿高度方向的最大齒寬與最小齒寬之比接近于1,沿高度方向的最大齒高與最小齒高之比也接近于1,而振動(dòng)擺輾件的最大直徑與最小直徑之比約為1.07。內(nèi)花鍵套振動(dòng)擺輾件的5個(gè)輪齒無論是在零件的直徑方向還是在高度方向均表現(xiàn)為成形充分。其原因是振動(dòng)塑性成形過程中產(chǎn)生的體積效應(yīng)、表面效應(yīng)以及溫度耦合所致。

6 結(jié)束語

從實(shí)驗(yàn)情況來看,圓柱體振動(dòng)擺輾成形過程中實(shí)測的成形力比普通擺輾實(shí)測的成形力降低30%～50%,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與前述的體積效應(yīng)分析和有限元模擬的結(jié)果基本吻合。

從變形特征來看,由于擺輾成形過程中振動(dòng)的附加,使材料的變形抗力降低,在試件的整個(gè)變形高度上變形比較均勻,試件在參數(shù)選擇合適的情況下沒有出現(xiàn)蘑菇形,而在相同工藝條件下的普通擺輾件則比較容易出現(xiàn)蘑菇形;分別改變擺輾工藝參數(shù)和振型參數(shù)進(jìn)行振動(dòng)擺輾成形實(shí)驗(yàn)分析,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬分析結(jié)果基本吻合。

通過對摩托車內(nèi)花鍵套零件的振動(dòng)擺輾實(shí)驗(yàn)分析可知,振動(dòng)擺輾與普通擺輾相比具有較好的工藝性以及更廣的加工范圍,說明在復(fù)雜零件的塑性加工方面,振動(dòng)擺輾加工方法具有較好的實(shí)用價(jià)值和推廣意義。

[1] Kirchner H O K.Plastic Deformation under Simultaneous Cyclic and Unidircetional Loading at Low and Ultrasonic Frequencies[J].Materials Science Engineering,1985,68：197-206.

[2] 韓清凱.金屬材料加工中的振動(dòng)利用問題[J].中國機(jī)械工程,2001,12(5)：594-597.

[3] 裴興華,張猛,胡亞民.擺動(dòng)輾壓[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社,1991.

[4] 蔡改貧.振動(dòng)擺動(dòng)輾壓成形機(jī)理研究及三維粘彈塑性有限元分析[D].北京：北京科技大學(xué),2006.

[5] 蔡改貧,姜志宏,翁海珊.低頻振動(dòng)塑性成形粘彈塑性模型的體積效應(yīng)分析[J].機(jī)械強(qiáng)度,2007,29(2)：346-350.

[6] Keife H.Extrusion Through Two Die Openning：A 2D Upper-bound Analysis Checked by Plastic Experiments[J].Journal of Material Processing Technology,1993,37(1/4)：189-202.

[7] 蔡改貧,羅會(huì)銘,翁海珊.縱向振動(dòng)擺動(dòng)輾壓精密成形試驗(yàn)研究[J].機(jī)床與液壓,2004(5)：28-30.