李貝貝,嚴(yán)軍,劉雨生,賀鵬,薛克敏
(1.合肥工業(yè)大學(xué),合肥 230009;2.南通福樂(lè)達(dá)汽車(chē)配件有限公司,江蘇 南通 226000)
以?xún)舫尚位蚪鼉舫尚螢槟繕?biāo)的精密塑性成形技術(shù),是21世紀(jì)先進(jìn)制造技術(shù)的發(fā)展趨勢(shì)[1—2]。作為一種先進(jìn)制造技術(shù),精密塑性成形技術(shù)在制造業(yè)特別是機(jī)械制造業(yè)的發(fā)展中,發(fā)揮了重要的作用,大量?jī)?yōu)質(zhì)、高效、少無(wú)切削的新型成形技術(shù)得到了發(fā)展[3—4]。近年來(lái),輪轂成形以板材為坯料,采用旋壓工藝成形,大大提高了產(chǎn)品精度,金相組織致密、機(jī)械性能良好,而且重量輕、表面光潔,機(jī)械加工余量大大減少[5—7]。
文中所研究的曲軸輪轂,在凸臺(tái)中間有一部分齒形,齒深相對(duì)坯料厚度較小,齒形和精度具有嚴(yán)格要求。曲軸輪轂一般采用劈開(kāi)式旋壓[6]工藝,將拉深的毛坯旋壓成形得到,在劈旋之前,需先精壓出曲軸輪轂中間的齒形。實(shí)際生產(chǎn)中,由于是局部變形,大量未變形金屬影響變形金屬的流動(dòng),導(dǎo)致齒形難以充滿(mǎn),而過(guò)大的壓下量雖然可以壓出齒形,但是會(huì)導(dǎo)致輪轂變形嚴(yán)重,形狀尺寸無(wú)法滿(mǎn)足要求,因此在保證輪轂形狀尺寸的前提下,如何精壓出輪轂花齒部分是十分關(guān)鍵的因素。現(xiàn)有研究多集中在研究曲軸輪轂的旋壓成形工藝[5,8—9],為了解決齒形充填困難的問(wèn)題,并了解齒形充填過(guò)程中金屬的流動(dòng)狀況,文中利用有限元仿真軟件DEFORM-3D進(jìn)行數(shù)值模擬,分析不同工藝參數(shù)對(duì)成形過(guò)程中金屬流動(dòng)的影響,為工藝方案的制定提供指導(dǎo)。
文中所研究對(duì)象為汽車(chē)用曲軸輪轂,其零件如圖1所示。中間凸臺(tái)部分的外徑為64 mm,側(cè)壁壁厚為4 mm,端面壁厚為4.5 mm。凸臺(tái)部分有放射狀齒形分布,齒形的外徑為42 mm,中間孔的直徑為19 mm。
圖1 零件Fig.1 Part diagram of wheel
該曲軸輪轂以板材為毛坯,經(jīng)拉深后采用劈開(kāi)式旋壓成形。由于齒深較淺,齒形要求高,在劈開(kāi)式旋壓之前精壓出花齒部分。為了提高鍛件精度、降低成形載荷,在毛坯中間預(yù)先壓出減壓孔,通過(guò)擠壓減壓孔產(chǎn)生的向心收縮力來(lái)實(shí)現(xiàn)分流[3,10]。如圖2所示,在成形過(guò)程中,上沖頭下行,與凹模接觸的坯料產(chǎn)生塑性變形,金屬向凹模型腔及減壓孔方向流動(dòng),完成齒形的成形。
圖2 成形過(guò)程示意Fig.2 Principle diagram of forming
運(yùn)用DEFORM-3D有限元軟件,采用剛塑性有限元法,對(duì)輪轂中間齒精壓成行進(jìn)行計(jì)算機(jī)仿真模擬。模擬過(guò)程的坯料是經(jīng)拉深及沖孔后的毛坯,整個(gè)模型中除坯料設(shè)為塑性體外,其他部分均設(shè)為剛體。坯料材料選擇AISI1008,成形溫度為20℃,沖壓速度為20 mm/s,劃分網(wǎng)格時(shí),對(duì)主要變形區(qū)齒形部分進(jìn)行了局部細(xì)劃,細(xì)化比例因子為0.2,網(wǎng)格總數(shù)為180000,減壓孔直徑取0~17mm,摩擦因數(shù)取0.1 ~0.5,有限元模型如圖3 所示。
圖3 模具與工件的有限元模型Fig.3 The finite element model of the die and workpiece
在成形過(guò)程中,選取不同的工藝參數(shù)會(huì)對(duì)成形結(jié)果產(chǎn)生影響。結(jié)合實(shí)際生產(chǎn),選取摩擦因數(shù)和坯料減壓孔直徑作為變量,研究工藝參數(shù)對(duì)輪轂齒形成形的影響規(guī)律。
塑性成形過(guò)程中,當(dāng)模具與變形體間的接觸面上有相對(duì)運(yùn)動(dòng)或運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)時(shí),接觸面間必然產(chǎn)生摩擦[3]。塑性成形中的摩擦?xí)龃笞冃慰沽?、產(chǎn)生不均勻變形、降低模具壽命等,但是塑性成形中也常應(yīng)用摩擦的有益作用幫助成形[12]。通過(guò)數(shù)值模擬,分析不同摩擦因數(shù)條件的影響效果。
3.1.1 摩擦因數(shù)的選擇依據(jù)
對(duì)于變形量較小的冷成形工序,采用庫(kù)倫摩擦條件,即:τ=μσN,τ是摩擦切應(yīng)力(MPa),σN是接觸面上的正應(yīng)力,μ是摩擦因數(shù)。實(shí)際上摩擦切應(yīng)力不能隨σN的增大而無(wú)限增大,當(dāng)τ=τmax=K時(shí),接觸面將會(huì)產(chǎn)生塑性流動(dòng),此時(shí)σN的極限值為材料真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上的屈服應(yīng)力Y。根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則,K=Y,故可確定摩擦因數(shù) μ 的極限值為 μ =0.5 ~0.577[3]。所以為了分析摩擦因數(shù)對(duì)成形過(guò)程的影響,選取 μ 為0.1,0.3,0.5,分別進(jìn)行數(shù)值模擬。
3.1.2 摩擦因數(shù)對(duì)齒形充填及載荷的影響
圖4 為摩擦因數(shù) μ 為0.1,0.3,0.5 時(shí)的載荷 -時(shí)間曲線(xiàn),當(dāng)μ=0.1時(shí),成形載荷最小,但充填時(shí)間最長(zhǎng),即上沖頭壓下量最大,導(dǎo)致底部材料減薄嚴(yán)重,這是因?yàn)槟Σ烈驍?shù)小,金屬易向徑向流動(dòng),軸向流動(dòng)受阻,因此需要大的壓下量才能充滿(mǎn)齒形;μ=0.5 時(shí),成形載荷最大,充填時(shí)間最短;μ =0.3 時(shí),充填時(shí)間、成形載荷均介于摩擦因數(shù)為0.1和0.5之間。不同摩擦因數(shù)下齒形填充及減薄情況見(jiàn)表1,深色部分表示成形后坯料與模具的貼合情況。摩擦因數(shù)μ=0.1時(shí),坯料底端減薄最嚴(yán)重,但在齒端的凹槽部分仍未完全貼合,摩擦因數(shù)μ=0.5時(shí),齒形輪廓與模具完全貼合,且坯料底端減薄最少。這是因?yàn)槟Σ烈驍?shù)越小,金屬向外流動(dòng)的阻力越小,根據(jù)體積不變條件及最小阻力定律[3,11—13],大量金屬朝拐角及直壁處流動(dòng),成形齒形需要更長(zhǎng)時(shí)間,底部減薄嚴(yán)重,因此中間齒形部分難以充填。
圖4 不同摩擦因數(shù)下的成形載荷Fig.4 Forming load curves with different frictional coefficient
表1 不同摩擦因數(shù)下齒形的充填及減薄情況Table1 Tooth filling and thinning with different frictional coefficient
3.1.3 摩擦因數(shù)對(duì)等效應(yīng)變的影響
齒形充填結(jié)束時(shí),不同摩擦因數(shù)條件下的等效應(yīng)變分布如圖5所示,為了方便觀察,截取坯料的1/4剖面。從圖5可以看出,等效應(yīng)變主要集中在齒形部分,且在齒端凹槽及減壓孔附近的應(yīng)變較大。摩擦因數(shù)為0.1時(shí),等效應(yīng)變的分布區(qū)域最大,在齒形部分的整個(gè)坯料厚度上都存在明顯應(yīng)變分布,且齒底部分等效應(yīng)變很大,這是由于摩擦因數(shù)很小時(shí),金屬更容易沿徑向流動(dòng),不利于軸向流動(dòng)成形齒形,齒形充填困難,應(yīng)變?cè)龃?摩擦因數(shù)為0.5時(shí),在減壓孔附近的等效應(yīng)變較大,這是由于摩擦因數(shù)很大時(shí),金屬向外流動(dòng)的阻力變大,內(nèi)部金屬更易朝減壓孔方向流動(dòng);摩擦因數(shù)為0.3時(shí),等效應(yīng)變分布整體上較均勻,這是由于摩擦因數(shù)適中時(shí),金屬朝內(nèi)和朝外流動(dòng)出現(xiàn)一定程度的平衡,使得整體上齒形處的等效應(yīng)變分布較為均勻。
圖5 不同摩擦因數(shù)下的等效應(yīng)變分布Fig.5 Effective strain distribution with different frictional coefficient
由于板料與模具之間的摩擦對(duì)成形有著雙重作用,一方面較大的摩擦力會(huì)增加成形載荷,另一方面,正是因?yàn)槟Σ恋淖饔?,底部材料才能順利流向型腔[12],因此實(shí)際中要合理控制坯料與模具間的摩擦情況。
選取減壓孔直徑為7,13,17 mm,以及無(wú)減壓孔的情況,分別對(duì)坯料的精壓過(guò)程進(jìn)行討論,分析減壓孔對(duì)齒形成形的影響。各情況下的流動(dòng)速度分布如圖6所示,在成形過(guò)程中,金屬流動(dòng)出現(xiàn)分流面,這是由于摩擦力的作用,改變了金屬質(zhì)點(diǎn)的流動(dòng)方向,當(dāng)接觸面上的摩擦很小或無(wú)摩擦?xí)r,根據(jù)體積不變條件,金屬質(zhì)點(diǎn)將作輻射狀向外流動(dòng)。當(dāng)接觸面上摩擦增大,則向外流動(dòng)的阻力增大,靠近內(nèi)部的質(zhì)點(diǎn)向外流動(dòng)的阻力大于向內(nèi)流動(dòng)的阻力,此處金屬向內(nèi)流動(dòng),從而出現(xiàn)一個(gè)分流面。由圖6可以看出,分流面處金屬流動(dòng)緩慢,不同減壓孔下的金屬流動(dòng)分布也存在差異,減壓孔越大,大直徑處齒形部分的金屬流動(dòng)速度越小。
圖6 不同減壓孔直徑的金屬的流動(dòng)分布Fig.6 Material flow velocity with different hole size
圖7為分流半徑、成形載荷與減壓孔直徑的關(guān)系,分流半徑隨著減壓孔直徑的增大而增大,成形載荷隨減壓孔直徑的增大而降低。由最小阻力定律可知,中間的變形金屬更易朝阻力小的減壓孔方向流動(dòng),為了保持整體的完整性和連續(xù)性,這部分金屬會(huì)對(duì)大直徑處金屬的流動(dòng)產(chǎn)生影響,阻礙其流動(dòng),導(dǎo)致分流面隨減壓孔增大而向外偏移[10,14],分流半徑越大,金屬流動(dòng)緩慢的部分越靠近大直徑處的齒形部分,從而會(huì)導(dǎo)致這部分成形更為困難。
圖7 不同減壓孔下金屬的分流半徑及成形載荷Fig.7 Split- flow radius and forming load with different hole size
大尺寸的減壓孔雖然有利于降低成形載荷,但分流半徑的增大阻礙了大直徑齒形處的金屬流動(dòng),因此減壓孔尺寸的選擇十分關(guān)鍵,在成形力允許范圍內(nèi),減壓孔尺寸要盡可能小。
保持其他工藝參數(shù)不變,采用φ10 mm的減壓孔坯料,在不加潤(rùn)滑條件下進(jìn)行齒形成形的物理試驗(yàn),齒形成形效果良好,如圖8所示。
圖8 試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Results of the experiment
針對(duì)生產(chǎn)中遇到的問(wèn)題,采用有限元軟件DEFORM-3D進(jìn)行數(shù)值模擬,分析了摩擦因數(shù)及坯料減壓孔尺寸對(duì)齒形充填的影響,經(jīng)過(guò)分析得出以下結(jié)論。
1)摩擦因數(shù)過(guò)小,徑向流動(dòng)阻力減小,不利于金屬軸向流動(dòng)充填齒形,較大的摩擦因數(shù)有利于齒形充填,但是摩擦因數(shù)過(guò)大會(huì)導(dǎo)致成形載荷過(guò)大,應(yīng)變分布更加不均。
2)隨著減壓孔直徑增大,金屬的分流面外移,對(duì)大直徑處齒形充填不利。
3)以模擬結(jié)果為指導(dǎo),進(jìn)行了物理試驗(yàn),擠壓得到了完整齒形,模擬結(jié)果得到了驗(yàn)證。數(shù)值模擬分析為制定合理的工藝提供了參考,對(duì)指導(dǎo)生產(chǎn)實(shí)踐,降低生產(chǎn)成本,具有重要意義。
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