劉雅輝，劉淑梅，何文濤，于秋華

（上海工程技術(shù)大學(xué)材料工程學(xué)院，上海 201620）

鍛造產(chǎn)品具有良好的機械性能，因而鍛造工藝被廣泛應(yīng)用于制造高性能的零件［1—3］，然而隨著制造業(yè)的技術(shù)革新，傳統(tǒng)的鍛造工藝面臨著粉末冶金和鑄造的挑戰(zhàn)［4—6］。隨著精密成形技術(shù)在軸對稱零件上的應(yīng)用，齒輪等汽車常用的小質(zhì)量零件均實現(xiàn)了近凈成形［7—9］。有報道稱已在實驗室實現(xiàn)了兩缸曲軸的無飛邊鍛造［10—12］，這將會給鍛造行業(yè)帶來新的競爭優(yōu)勢。

文中以發(fā)動機連桿的精密成形工藝為研究對象，并探討模具系統(tǒng)的設(shè)計方案，使用數(shù)值模擬技術(shù)對連桿的無飛邊鍛造過程進行分析，研究閉模鍛造過程中金屬的流動規(guī)律和容易出現(xiàn)的成形缺陷，最后分析了模具載荷并對模具磨損進行預(yù)測。

1 連桿無飛邊鍛造工藝鏈

連桿屬于長軸類鍛件［1，4，12］，其長寬高 3 個尺寸依次減小，傳統(tǒng)的鍛造工藝需要兩次預(yù)鍛和一次終鍛成形，相鄰工藝的模具匹配復(fù)雜且后續(xù)還有切邊、沖孔和熱校正等工序。采用閉模鍛造技術(shù)生產(chǎn)連桿，即將輥鍛所得預(yù)制坯放入上下模之間，上模具下行閉合，沖頭進入模具并對坯料成形，該過程中無飛邊產(chǎn)生，且只需一次預(yù)鍛和終鍛后進行沖孔、控制冷卻，其工藝鏈見圖1，連桿材料為C70S6，模具材料為H13鋼。

圖1 連桿精鍛工藝鏈布局Fig.1 Layout of precision forging chain for connecting rod

2 精鍛模具系統(tǒng)設(shè)計

2.1 中間工序件的設(shè)計

由于精鍛連桿要求預(yù)制坯與預(yù)鍛、終鍛模腔的尺寸有較好的匹配，因此需采用輥鍛制坯。近凈成形過程無飛邊產(chǎn)生，只允許模具之間有微小的毛刺，在確定工序件的體積時，除了考慮體積收縮補償外，還應(yīng)考慮鍛造過程的成形載荷和模具應(yīng)力。圖2為微車連桿無飛邊鍛造成形的中間工序件。

但需要注意3點:首先，應(yīng)考慮鍛件體積收縮補償，這是因為金屬受溫度變化會出現(xiàn)尺寸和體積變化，盡管體積不變，尺寸變化也將影響鍛件精度，因此需要采用物理實驗研究不同材料和溫度對鍛件體積收縮的影響［12］。其次，要考慮中間工序件的設(shè)計，不同的表面和截面設(shè)計會影響坯料的散熱和流動，進而影響鍛件質(zhì)量［4］。最后，合理設(shè)計終鍛件代加工部位，以減少后續(xù)機加工的余量，這里主要是指連桿的大小孔及兩側(cè)端面［6，8］。

圖2 中間工序件設(shè)計Fig.2 Design of intermediate goods

2.2 模具系統(tǒng)的設(shè)計

精鍛模具系統(tǒng)的設(shè)計因零件與鍛造工藝的不同而差別較大。常見的閉模鍛造工藝的工作部件主要包括上下模和沖頭，基于鍛件受力狀態(tài)的考慮，預(yù)鍛一般有一個沖頭而終鍛有上下兩個沖頭。圖3為連桿精鍛模具示意圖，其中預(yù)鍛模具的運動次序是:上下模開啟，預(yù)制坯放入，上下模閉合且鍛件不變形，上沖頭下行進入上模對坯料成形。終鍛模具的運動次序類似:上下模開啟，預(yù)鍛件放入，上下模閉合且鍛件不變形，上、下沖頭分別進入上、下模從坯料兩側(cè)進行成形。

圖3 精鍛模具系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagrams of precision forging tool systems

在無飛邊鍛造過程中，模具承受的載荷較大，不合理的模腔結(jié)構(gòu)設(shè)計將會帶來應(yīng)力集中甚至斷裂失效等不良后果［4，6］，加之鍛造過程的周期沖擊載荷和熱載荷，模具壽命勢必縮短，因此應(yīng)利用數(shù)值模擬技術(shù)，在設(shè)計過程中發(fā)現(xiàn)和改善不合理設(shè)計。

3 精鍛數(shù)值模擬和分析

采用DEFORM軟件進行數(shù)值模擬和分析。坯料溫度為1250℃，坯料網(wǎng)格為68 800個;模具溫度為250℃，沖頭運行速度為50 mm/s;采用混合摩擦模型:摩擦因數(shù)為0.2，摩擦因數(shù)為0.4，模具傳熱系數(shù)為11 W/（m·℃），空氣傳熱系數(shù)為0.02 W/（m·℃）。

3.1 金屬流動規(guī)律分析

金屬流動規(guī)律是在模具設(shè)計階段就應(yīng)該考慮的問題，主要體現(xiàn)在鍛造過程中坯料至模腔壁面的距離［12—13］，即金屬流動長度，金屬流動長度越大則坯料充模越困難，越容易出現(xiàn)充填不足的缺陷;而金屬流動長度越不均衡則鍛件受力越不均衡，越容易導(dǎo)致金屬紊亂流動甚至出現(xiàn)折疊缺陷。圖4給出了連桿精鍛過程中的變形過程，可見棒狀坯料在變形過程中主要是橫向流動:連桿大端的4個頂角是金屬流動距離最大的位置，而連桿大孔邊緣沖頭一側(cè)依靠金屬回流成形，相當于反擠壓，此二處成形困難。但為了降低預(yù)鍛載荷，不易完全充模。

圖4 連桿的主要變形步驟Fig.4 Main forming sequence of connecting rod

圖5為精鍛過程中連桿的位移場分布，可見預(yù)鍛中金屬的位移遠大終鍛。由于連桿大孔在預(yù)鍛中成形，連桿小孔在終鍛中成形，因此避免了鍛件兩端受力不均衡發(fā)生翹曲。由圖6可見，預(yù)鍛中連桿小端的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變與桿部的水平相當。

圖5 無飛邊鍛造中位移場分布Fig.5 Distribution of displacement field in flashless forging

圖6 預(yù)鍛的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變Fig.6 Effective stress and effective strain in pre forging

溫度對小質(zhì)量鍛件的尺寸精度影響較大，尤其是重量和晶粒度要求較高的連桿，需要密切關(guān)注鍛件溫升和溫降。由圖7可見，鍛造過程中鍛件與傳統(tǒng)接觸的大小孔部位，溫降較大，因此需對模具進行預(yù)熱。

圖7 變形過程中鍛件溫度的變化Fig.7 Evolution of forging temperature in the forming process

3.2 成形載荷的分析

根據(jù)模擬結(jié)果:預(yù)鍛中上沖頭與下模的最大載荷一致，均為437 t，上模載荷小于1 t;終鍛中上下沖頭最大載荷均為850 t，上下模的最大載荷均為670 t。圖8為連桿預(yù)鍛和終鍛中上沖頭的行程-載荷曲線。盡管成形主要在預(yù)鍛完成，但終鍛模腔圓角較小，成形載荷仍出現(xiàn)急劇上升。

圖8 上沖頭的行程-載荷曲線Fig.8 Stroke-load curve of top punch

3.3 模具壽命的預(yù)測

熱鍛模具因承受熱載荷、機械載荷、化學(xué)腐蝕和摩擦等作用而容易發(fā)生磨損失效和斷裂失效。通過數(shù)值模擬可以在設(shè)計階段對設(shè)計進行優(yōu)化［14—15］。利用 Archard計算模具磨損［16—17］，發(fā)現(xiàn)沖頭頂端為磨損嚴重區(qū)。連桿大端的模腔圓角處為模具應(yīng)力危險區(qū)。

4 結(jié)論

1）采用閉模鍛造技術(shù)開發(fā)了連桿無飛邊鍛造工藝，工序鏈主要包括輥鍛制坯、預(yù)鍛和終鍛等工序。

2）連桿無飛邊鍛造中，預(yù)鍛模具采用一個上沖頭形式，而終鍛采用上下2個沖頭的設(shè)計以保證連桿兩側(cè)受力均衡。

3）數(shù)值模擬結(jié)果表明，坯料充填效果良好，上沖頭的預(yù)鍛和終鍛最大載荷分別為437 t和850 t，連桿大端的模腔圓角為模具失效危險區(qū)。

［1］GRONOSTAJSKI Z，HAWRYLUK M.The Main Aspects of Precision Forging［J］.Archives of Civil and Mechanical Engineering，2008，8（2）:39—55.

［2］DUGGIRALA R.Design of Forging Dies for Forming Flashless Ring Gear Blanks Using Finite Element Ethods［J］.Journal Materials Shaping Technology，1989，7（1）:33—47.

［3］BACH F W，KERBER K.Prozesskette Pr?zisionsschmieden［M］.Berlin:Springer，2014.

［4］PARK J J，HWANG H S.Preform Design for Precision Forging of an Asymmetric Rib-web Type Component［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，187-188:595—599.

［5］OH S I，WU W T，ARIMOTO K.International Symposium on Advanced Forming and Die Manufacturing Technology［J］.Journal of Materials Processing Technology，2001，111（1-3）:2—9.

［6］BEHRENS B A，ODENING D.Process and Tool Design for Precision Forging of Geared Components［J］.International Journal of Materials Forming，2009，2（1）:125—128.

［7］DOEGE E，N?GELE H.FE Simulation of the Precision Forging Process of Bevel Gears［J］.CIRP Annals-Manufacturing Technology，1994，43（1）:241—244.

［8］DOEGE E，BOHNSACK R.Closed Die Technologies for Hot Forging［J］.Journal of Materials Processing Technology.2000，98（2）:165—170.

［9］HARTLEY P，PILLINGER I.Numerical Simulation of the Forging Process［J］.Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering，2006，195（48-49）:6676—6690.

［10］BEHRENS B A，BOUGUECHA A，LüKEN I，et al.3.16-Near-net and Net Shape Forging［J］.Comprehensive Materials Processing，2014，3:427—446.

［11］BEHRENS B A，NICKEL R，Müller S.Flashless Precision Forging of a Two-cylinder-crankshaft［J］.Production Engineering，2009，3（4-5）:381—389.

［12］BEHRENS B A，DOEGE E，REINSCH S，et al.Precision Forging Processes for High-duty Automotive Components［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，185（1-3）:139—146.

［13］BEHRENS B A，WOLTER F E，BLANKE P，et al.Inverse 3D-Materialflusssimulation zur Zwischenformauslegung für das Gesenkschmieden［EB/OL］.［2014-05-06］.www.utfscience.de.

［14］KN?RR M.Auslegung Von Masivumformwerkzeugen Gegen Versagen Durch Ermüdung［M］.Berlin:Springer，1996.

［15］STUTE-SCHLAMME W.Konstruktion and Thermomechanisches Verhalten Rotationssymetrischer Schmiedegesenke［D］.Hannover:Universit?t Hannover，1981.

［16］JAHANMIR S，SUH N P，ABRAHAMSON II E P.The Delamination Theory of Wear and the Wear of a Composite Surface［J］.Wear，1975，32（1）:33—49.

［17］SOBIS T，ENGEL U，GEIGER M.A Theoretical Study on Wear Simulation in Metal Forming Process［J］.Journal of Materials Processing Technology，1992，34（1-4）:233—240.