郭巨壽，于霞，李愛平，孫曉飛，張寶榮，任曉峰

（北方通用動(dòng)力集團(tuán)有限公司，山西大同 037036）

泵體作為發(fā)動(dòng)機(jī)上一個(gè)重要零件，目前多采用棒材整體切削生產(chǎn)，生產(chǎn)效率與材料利用率低，產(chǎn)品成本高，且坯料經(jīng)切削加工后，金屬纖維的連續(xù)性遭到破壞。隨著對發(fā)動(dòng)機(jī)要求越來越高，對泵體性能和加工效率均提出了更高的要求，迫切需要尋找新工藝改進(jìn)坯料質(zhì)量。精密模鍛［1］是一種少無切削的工藝，具有提高材料利用率、部分取消或減少切削加工、合理的流線分布等優(yōu)點(diǎn)，適合于較高承載要求的復(fù)雜零件成形［2—3］，如傳動(dòng)軸［4］、連桿［5］、齒輪［6—7］、其他異性鍛件［8］等，因此精密模鍛工藝是泵體鍛件的首選成形方式。

泵體形狀復(fù)雜，在熱模鍛過程中極易產(chǎn)生充填不滿、折疊等缺陷，這些缺陷的產(chǎn)生與塑性變形時(shí)流動(dòng)規(guī)律密切相關(guān)［9］。文中采用數(shù)值模擬手段分析預(yù)制坯在塑性變形時(shí)的流動(dòng)規(guī)律，以便確定適當(dāng)?shù)某尚喂げ胶秃侠淼呐髁铣叽?，?shí)現(xiàn)鍛造工藝的優(yōu)化，使鍛件順利成形。

1 工藝分析與設(shè)計(jì)

泵體鍛件三維造型初步設(shè)計(jì)如圖1所示，其中雙耳及方形區(qū)域形狀復(fù)雜，要求不加工，而該區(qū)域在水平方向擁有最大截面積，因此分模面設(shè)置在這個(gè)最大水平截面的上方;為了便于脫模，在分模面上方坯料給了3°～5°的拔模斜度，最終的鍛件設(shè)計(jì)如圖2所示。

圖1 泵體鍛件三維造型Fig.1 3D model of pump forging

圖2b部分尺寸精度為0.4 mm和0.5 mm，泵體鍛件為精密級鍛件，需采用摩壓機(jī)或機(jī)械壓機(jī)成形，根據(jù)車間設(shè)備情況，選用摩擦壓力機(jī)。鍛件總變形面積在垂直方向上的投影約為15 015 mm2，依據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式［10］，摩擦壓力機(jī)噸位需求為924 t，故選用1000 t摩擦壓力機(jī)。

圖2 泵體鍛件Fig.2 Drawing of pump forging

依據(jù)鍛件幾何特點(diǎn)，初步設(shè)計(jì)的終成形模具主體結(jié)構(gòu)如圖3所示，模具采用了“整體導(dǎo)向”方法，確保上下模錯(cuò)移小于0.5 mm，并通過上下模套將成形模固定在壓機(jī)上。

圖3 模具主體結(jié)構(gòu)Fig.3 Principal structure of dies

下面根據(jù)模腔尺寸確定坯料尺寸。從圖2中可以看出，按下模模腔尺寸，坯料外徑最大為 φ47 mm，那么高度為240 mm，高徑比超過了5.1，成形過程易失穩(wěn)，所以采用直徑為φ47 mm的坯料不合理。若按上模尺寸，坯料外徑最大可為φ58 mm，考慮到晶粒異常長大等因素，需確保上模中坯料鐓粗變形量達(dá)到15%以上［11］，依此數(shù)值，確定坯料直徑為φ54 mm，等體積換算后，坯料長度為179.5 mm。如果將坯料拍方（尺寸約為（45～47）mm×（50～52）mm）后放置于凹模內(nèi)，鐓粗變形的坯料高度約為180 mm，高徑比小于3.3，考慮到坯料外徑與上模模腔尺寸（圖2中的φ58 mm）接近，可避免鐓粗失穩(wěn)。按照上述分析，坯料先要拍方后放置于凹模內(nèi)進(jìn)行鐓擠成形，因此泵體鍛件制備流程為:下料→加熱→預(yù)成形（拍方）→終鍛→切邊→其他后續(xù)處理。其中，由空氣錘完成預(yù)成形工序，由摩擦壓力機(jī)完成終鍛工序。

2 有限元模擬分析

對塑性成形過程進(jìn)行數(shù)值分析是鍛造工藝設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)［12］，根據(jù)成形過程的塑性流動(dòng)過程特點(diǎn)［13］和相應(yīng)的速度場、溫度場［14—15］等，初步優(yōu)化和選擇合理的模具及鍛件預(yù)制坯幾何形狀。

2.1 有限元模擬模型

根據(jù)工藝流程，泵體成形有限元模型由2個(gè)部分組成，一是預(yù)成形，二是終成形。預(yù)成形主要是將坯料拍方，過程較為簡單，因此文中主要研究終成形過程的場參數(shù)分布。泵體成形有限元模擬主要參數(shù)設(shè)置:坯料材料為40CrMnMo，開鍛溫度為1150℃，預(yù)成形和終成形模具溫度為250℃，環(huán)境溫度為20℃;坯料與環(huán)境之間熱交換系數(shù)為2 W/（m2·K），成形時(shí)坯料與模具之間傳熱系數(shù)為8 kW/（m2·K）;摩擦壓力機(jī)打擊速度為0.8 m/s。

坯料需要拍方的長度初步定為100 mm，拍方后的坯料形狀通過預(yù)成形模擬獲得。終成形有限元模擬模型采用的模具、坯料幾何形狀如圖4所示。

圖4 終成形過程有限元模型Fig.4 FEM model of finial forging

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 坯料充型

圖5是下行行程分別為10，40，80，75 mm 時(shí)坯料流動(dòng)速度矢量圖。變形開始時(shí)，坯料與模具有少量接觸，坯料主要以自由鐓粗變形為主，主要充填上模型腔，如圖5a所示;隨著上模繼續(xù)下壓，當(dāng)行程為40 mm時(shí)，坯料自由變形區(qū)域仍以鐓粗變形方式為主，同時(shí)坯料與上模接觸面高度占據(jù)上模型腔高度的50%左右，如圖5b所示;當(dāng)行程達(dá)到65 mm時(shí)，坯料已經(jīng)充填上模型腔（凸臺除外），此時(shí)坯料充型方式由自由鐓粗變形轉(zhuǎn)為鐓擠充填下模型腔，同時(shí)，拍方形成的壓痕進(jìn)入鐓擠變形區(qū)域，如圖5c所示的紅色部分;當(dāng)行程達(dá)到75 mm時(shí)，拍方壓痕形成的折疊完全進(jìn)入飛邊槽內(nèi)，坯料繼續(xù)充填下模型腔，如圖5d所示，此時(shí)坯料水平方向的流動(dòng)速度達(dá)到了1500 mm/s。當(dāng)上下模接近打靠時(shí)（完全打靠時(shí)行程為83 mm），飛邊槽內(nèi)坯料水平方向流動(dòng)速度非常高，促使坯料在型腔內(nèi)快速充型，如圖5e所示。并且從整個(gè)模擬過程來看，需要拍方的坯料長度應(yīng)該限制在90～100 mm，這樣才能確保拍方壓痕形成的折疊流入飛邊槽內(nèi)，該長度適合于生產(chǎn)現(xiàn)場空氣錘制坯。

圖5 典型行程下坯料的流動(dòng)速度矢量圖（mm/s）Fig.5 Flowing velocity vector diagram of typical strokes

2.2.2 等效塑性應(yīng)變

圖6是不同壓下量下坯料的等效應(yīng)變分布云圖。在變形初期，等效應(yīng)變最大值集中在坯料表面區(qū)域;隨著壓下量的增加，坯料由自由鐓粗變形轉(zhuǎn)為鐓擠充型，流入飛邊的坯料最大等效塑性應(yīng)變達(dá)到了5.0，如圖6b，c，d所示;對鍛件沿著圖1中的2個(gè)R11圓心聯(lián)線的垂直剖面上的等效應(yīng)變分布如圖6e所示;從圖6d，e中可以看出，鍛件本體最小等效塑性應(yīng)變?yōu)?.24，恰好避免了晶粒異常長大的問題，表明設(shè)計(jì)的坯料尺寸合理。

圖6 典型行程下坯料的等效塑性應(yīng)變Fig.6 Equivalent plastic strain diagram of typical strokes

2.2.3 溫度場

圖7 不同行程下坯料的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of typical strokes

圖7是不同壓下量下坯料溫度場分布圖。變形開始時(shí)，坯料上下表面最先與模具接觸，隨著接觸壓應(yīng)力增加，坯料在接觸區(qū)域表面溫度急速下降，如圖7a，b，c，d所示;隨著變形量的增加，在坯料未接觸表面溫度迅速上升，最大溫度達(dá)到了1200℃，如圖7d所示;同時(shí)，隨著壓下量的增加，溫度分布不均勻程度增加（如圖7e所示（剖面位置同圖6e）），由于靠近毛邊鍛件等效應(yīng)變增加，變形熱效應(yīng)增加，導(dǎo)致坯料的最高溫度集中在鐓擠變形區(qū)附近，因此鍛件上下端溫度比鐓擠變形區(qū)附近低250℃。

2.2.4 成形力及打擊能量分析

圖8和9分別給出了成形力、打擊能量隨上模行程的變化曲線。從圖8和9可以看出，變形開始時(shí)，模具承受的載荷及耗費(fèi)打擊能量隨模具壓下量的增加而緩慢增加。因?yàn)樽冃纬跗?，坯料處于自由鐓粗階段，坯料和模具的接觸面積較小，所以變形力及所需的打擊能量較小;當(dāng)自由鐓粗階段轉(zhuǎn)為鐓擠充型階段（即壓下量達(dá)到65 mm時(shí)），導(dǎo)致坯料和模具間接觸面積增大，并且坯料表面溫度下降較大，如圖7c所示，導(dǎo)致金屬流動(dòng)困難，模具承受的載荷迅速增加;當(dāng)壓下量達(dá)到75 mm時(shí)，坯料大量流入飛邊槽，由于受到毛邊槽的阻力作用，導(dǎo)致載荷和打擊能量急劇增加;有限元模擬獲得的最大載荷為1200 t，耗費(fèi)的打擊能約為55 kJ。從成形力及打擊能量來看，選用1000 t螺旋壓力機(jī)滿足泵體成形需求。

圖8 成形力-行程曲線Fig.8 Forming force-stroke curve

圖9 打擊能-行程曲線Fig.9 Blow energy-stroke curve

3 工藝試驗(yàn)

在工藝設(shè)計(jì)和模擬分析的基礎(chǔ)上，開展了泵體精密模鍛工藝試驗(yàn)，試驗(yàn)在1000 t螺旋壓力機(jī)上進(jìn)行，模具結(jié)構(gòu)及工藝參數(shù)與文中一致。坯料采用工頻感應(yīng)加熱，考慮到燒損率，模擬獲得的坯料體積需增加1%。圖10為試驗(yàn)獲得的泵體鍛件，鍛件沒有塌角、折疊等缺陷，非加工外表面的尺寸精度達(dá)到了圖紙要求，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果一致。

圖10 泵體成品鍛件Fig.10 Forged part of pump body

4 結(jié)論

1）應(yīng)用有限元技術(shù)分析坯料在變形過程中的速度矢量場，得出了坯料在自由鐓粗、鐓擠充型時(shí)的流動(dòng)規(guī)律和變形機(jī)理。

2）分析了所設(shè)計(jì)坯料尺寸在終成形等效塑性應(yīng)變分布，滿足了預(yù)定要求，根據(jù)成形載荷曲線，優(yōu)選了成形設(shè)備。

3）經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證，精密熱模鍛工藝獲得的鍛件非加工外形面尺寸精度達(dá)到了零件要求，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

［1］肖景容.精密模鍛［M］.北京.機(jī)械工業(yè)出版社，1985.

XIAO Jing-rong.Precision Die-forging［M］.Beijing:China Machine Press，1985.

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

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

［4］冀東生，夏巨諶，朱懷沈，等.汽車傳動(dòng)軸叉形件精密模鍛工藝研究［J］.鍛壓技術(shù)，2010，35（6）:14—18.

JI Dong-sheng，XIA Ju-chen，ZHU Huai-shen，et al.Investigation of Precision Die Forging Process for Fork Parts Used in Automotive Propeller shaft［J］.Forging ＆Stamping Technology，2010，35（6）:14—18.

［5］詹輝.DK20連桿高能螺旋壓力機(jī)精密模鍛工藝［J］.鍛壓技術(shù)，2013，38（4）:1—5.

ZHAN Hui.Precision Die Forging Technology Using High Power Screw Press for DK20 Connecting Rod［J］.Forging＆ Stamping Technology，2013，38（4）:1—5.

［6］楊賽，于見華，王鳳家，等.鋁合金圓柱直齒齒輪精鍛成形試驗(yàn)研究［J］.精密成形工程，2012，4（4）:23—21.

YANG Sai，YU Jian-hua，WANG Feng-jia，et al.The Research of the Forging Experiment of Aluminum Alloy Columned Straight Ring［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2012，4（4）:23—21.

［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］林軍，李祖榮，陳強(qiáng)，等.具有非加工面的鋼質(zhì)鍛件精密成形工藝分析及設(shè)計(jì)［J］.精密成形工程，2012，4（5）:1—6.

LIN Jun，LI Zu-rong，CHEN Qiang，et al.Analysis and Design of Precision Forging Process of Steel Forging Piece with Non-machined Surface［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2012，4（5）:1—6.

［9］MERKLEIN M，KOCH J，OPEL S，et al.Fundamental Investigations on the Material Flow at Combined Sheet and Bulk Metal Forming Processes［J］.CIRP Annals-Manufacturing Technology，2011，60（1）:283—286.

［10］呂炎.鍛模設(shè)計(jì)手冊（第2版）［M］.北京.機(jī)械工業(yè)出版社，2006.

LYU Yan.Forging Die Design Handbook（2th）［M］.Beijing:China Machine Press，2006.

［11］呂炎.鍛件組織性能控制［M］.北京:國防工業(yè)出版社，1988.

LYU Yan.Control of Microstructure and Mechanical Properties of Forged Parts［J］.Beijing:National Defense Industry Press，1988.

［12］ALTAN Taylan，VAZQUEZ Victor.Numerical Process Simulation for Tool and Process Design in Bulk Metal Forming［J］.CIRP Annals-Manufacturing Technology，1996，45（2）:599—615.

［13］ZHAN Mei，YANG He，LIU Yu-li.Deformation Characteristic of the Precision Forging of A Blade With A Damper Platform Using 3D FEM Analysis［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，150（3）:290—299.

［14］OSAKADA K，WANG X，HANAMI S.Precision Forging Process with Axially Driven Container［J］.Journal of Materials Processing Technology，1997，71（1）:105—112.

［15］POLITIS D J，LIN J，DEAN T A，et al.An Investigation into the Forging of Bi-Metal Gears［J］.Journal of Materials Processing Technology，2014，214（11）:2248—2260.