王久林　李　萍　田　野　薛克敏　汪長開

1.合肥工業(yè)大學(xué)，合肥，2300092.合肥匯能汽車零部件產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，合肥，230009

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某型號(hào)行星齒輪冷閉塞精鍛成形工藝分析

王久林1李萍1田野1薛克敏1汪長開2

1.合肥工業(yè)大學(xué)，合肥，2300092.合肥匯能汽車零部件產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，合肥，230009

摘要：采用數(shù)值模擬和物理實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法開展了差速器行星齒輪閉塞式冷成形工藝研究，深入分析了變形過程、金屬流動(dòng)場、成形載荷等，并基于浮動(dòng)凹模技術(shù)設(shè)計(jì)了三層組合凹模結(jié)構(gòu)。模擬結(jié)果表明：金屬首先充填小端齒形，且大端齒頂溢流槽的存在顯著改善了成形末期金屬的流動(dòng)狀態(tài)，相比無溢流槽時(shí)總成形載荷由9550 kN減小至5576 kN，合模力減小50.72%，僅為2464 kN。最后，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)試制，所得齒輪齒形充填完整，表面光潔，無需機(jī)加工，成形質(zhì)量較好。

關(guān)鍵詞：行星齒輪；閉塞式；合模力；組合凹模

0引言

差速器是汽車傳動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵部件之一，主要由行星齒輪和半軸齒輪組成，在汽車轉(zhuǎn)彎或不平路面上行駛時(shí)起平衡左右車輪轉(zhuǎn)速的作用。工作時(shí)，齒輪承受較高的扭矩，因此對(duì)其加工工藝、尺寸精度、表面質(zhì)量、嚙合效率及機(jī)械性能等方面的要求很高[1-2]。

當(dāng)前，行星齒輪零件加工方法主要有機(jī)械加工、開式熱鍛、冷擺輾、閉塞式溫/冷擠壓等。機(jī)械加工切斷了金屬流線，產(chǎn)品性能差；開式熱鍛加工中金屬氧化、脫碳嚴(yán)重，產(chǎn)品精度不高；冷擺輾工藝是近年來興起的先進(jìn)齒輪加工技術(shù)，齒面金屬流線完整，性能好，但其涉及金屬流動(dòng)控制、模具和電極設(shè)計(jì)等理論和方法，技術(shù)十分復(fù)雜[3]。

閉塞式溫/冷擠壓工藝作為一種新型精密塑性加工技術(shù)，以精密、高效、低成本和可批量化的技術(shù)優(yōu)點(diǎn)在十字軸、齒輪等復(fù)雜零件加工中表現(xiàn)出顯著優(yōu)勢(shì)。所得產(chǎn)品尺寸精度高、表面質(zhì)量好、金屬流線連續(xù)、機(jī)械性能和疲勞壽命長[4-5]。美國、日本等發(fā)達(dá)國家均已采用閉塞式成形工藝實(shí)現(xiàn)齒輪的生產(chǎn)，國內(nèi)該工藝起步較晚，生產(chǎn)的齒輪零件在尺寸精度、成形質(zhì)量等方面與國外仍存在差距[6-7]。

本文以某型號(hào)差速器行星齒輪為研究對(duì)象，利用DEFORM-3D有限元軟件詳細(xì)分析齒輪冷閉塞成形過程，觀察金屬流動(dòng)規(guī)律，并在配有5 MN液壓模架的10 MN液壓機(jī)基礎(chǔ)上，開展模具設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)試制。

1差速器差速原理

圖1所示為差速器差速原理，半軸齒輪A、B角速度分別為ωA、ωB，節(jié)圓半徑為R；行星齒輪E節(jié)圓半徑為r，其與半軸齒輪A在H點(diǎn)接觸，自轉(zhuǎn)角速度為ωE，公轉(zhuǎn)角速度為ωH。

差速器工作時(shí)，半軸齒輪A和行星齒輪E在H點(diǎn)的線速度分別為

vA=ωAR

(1)

vH=ωHR+ωEr

(2)

根據(jù)齒輪嚙合原理，在接觸點(diǎn)H處齒輪A和E的線速度相等，由此可得

ωA=ωH+ωEr/R

(3)

ωB=ωH-ωEr/R

(4)

式(3)和式(4)即為差速器差速原理。將式(3)和式(4)相加可得半軸齒輪和行星齒輪的運(yùn)動(dòng)特性關(guān)系式：

ωA+ωB=2ωH

(5)

式(5)表明差速器左右半軸齒輪轉(zhuǎn)速之和應(yīng)為行星齒輪公轉(zhuǎn)速度的2倍。

圖1　差速器工作原理

2工藝分析

2.1零件結(jié)構(gòu)

行星齒輪的零件圖、鍛件圖見圖2，齒輪主要尺寸參數(shù)見表1。鍛件中心設(shè)有連皮，齒形直接成形無需加工，大端齒面的斜面臺(tái)階由后續(xù)機(jī)加工得到。冷成形工藝流程如下：下料-退火軟化-磷化、皂化-冷成形-后續(xù)機(jī)加工及熱處理等。

(a)零件圖

(b)鍛件圖圖2　行星齒輪鍛件

齒數(shù)模數(shù)(mm)壓力角(°)齒高(mm)軸交角(°)分度圓直徑(mm)齒側(cè)間隙(mm)105.6822.511.939056.80～0.076

2.2分模面的確定

圖3為分模面選取示意圖。分模面1為鍛件的最大水平投影面，此時(shí)在大端齒形的齒根處鍛件無法出模。選取分模面2，鍛件可以出模，但模具加工困難。選取分模面3，在齒端開設(shè)溢流槽[8]，鍛件出模順利，模具易于加工。因此，初步選定分模面3。

圖3　分模面示意圖

2.3成形工藝方案

圖4為行星齒輪傳統(tǒng)閉塞式成形示意圖，上下模不動(dòng)，沖頭下行擠壓金屬完成鍛件的成形。上下模在型腔內(nèi)壓p的作用下有張開的趨勢(shì)，尤其是在齒頂角隅部位充填末期，型腔內(nèi)壓高，所需合模力往往大于成形力。合模力近似估算表達(dá)式如下[9]：

Fh=(Ad-Ap)p+4dfhfσs

(6)

式中，Ad為齒輪水平投影面積；Ap為坯料截面積；df、hf分別為飛邊直徑和長度；σs為材料屈服強(qiáng)度。

圖4　傳統(tǒng)閉塞式擠壓

冷成形時(shí)合模力很大，若運(yùn)用模具彈簧、橡膠和碟形彈簧等無法滿足成形要求，往往需要多動(dòng)或多向模鍛設(shè)備，但這些設(shè)備購買和維護(hù)費(fèi)用高，一定程度上限制了該工藝在小型企業(yè)的推廣運(yùn)用。

為此，基于已有單向液壓模鍛設(shè)備，考慮采用浮動(dòng)凹模技術(shù)進(jìn)行該齒輪的冷閉塞成形，如圖5所示。下沖頭不動(dòng)，上下模同時(shí)下行擠壓金屬完成鍛件的成形。圖5中彈簧的作用是保證下模的回程復(fù)位，合模力由下模獨(dú)立的液壓機(jī)構(gòu)提供，液壓機(jī)滑塊控制上模運(yùn)動(dòng)，則總成形載荷應(yīng)為

Fz=Fc+Fh+Ft+Fm

(7)

式中，F(xiàn)c為金屬變形所需力；Ft為彈簧力；Fm為坯料與型腔側(cè)壁摩擦力。

圖5　浮動(dòng)凹模閉塞式擠壓

3有限元模擬分析

3.1工藝參數(shù)

借助DEFORM-3D有限元軟件進(jìn)行該齒輪的冷閉塞成形過程模擬，坯料尺寸φ35 mm×42 mm，材料為20CrMnTi，擠壓速度為10 mm/s，模擬溫度為20 ℃。

冷成形時(shí)，潤滑條件對(duì)金屬流動(dòng)、成形載荷和質(zhì)量、模具壽命等至關(guān)重要，選用體積成形有限元分析中應(yīng)用較多的剪切摩擦模型[10]：

fs=g σs

(8)

式中，fs為摩擦力；σs為材料屈服應(yīng)力；g為摩擦因子，在有潤滑條件的冷塑性成形中，常取g=0.1。

3.2模擬結(jié)果

3.2.1成形過程分析

圖6所示為行星齒輪閉塞式成形過程。齒形的充填從上到下逐漸進(jìn)行，即先充填小端齒形；直至成形結(jié)束，鍛件齒形充填完整，沒有出現(xiàn)金屬折疊、破裂等缺陷；此外，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，在大端齒頂溢流槽部位有輕微充不滿、小端凸臺(tái)有缺肉等現(xiàn)象，但這些部位留有機(jī)加工余量，不影響成形質(zhì)量。

3.2.2等效應(yīng)變場

圖7所示為等效應(yīng)變場分布。由圖7可看出：成形50%之前，變形主要集中在小端齒形部位；直至成形75%時(shí)，大端齒形部位金屬參與變形，此時(shí)坯料中心金屬還未接觸到頂部凸臺(tái)，坯料中心金屬變形量接近于零，基本不參與變形，只發(fā)生剛性平移運(yùn)動(dòng)；成形末期，變形主要集中在齒形部位，且應(yīng)變分布均勻，沒有出現(xiàn)過度應(yīng)變集中的現(xiàn)象。

(a)25%　(b)50%　　(c)75%(d)100%

(e)缺肉圖6　成形過程

(a)25%　(b) 50%　(c)75%(d)100%圖7　等效應(yīng)變場

3.2.3速度場分析

圖8a～圖8d所示為速度場分布。縱觀行星齒輪的整個(gè)閉塞式成形過程可知：金屬流動(dòng)方向與浮動(dòng)凹模運(yùn)動(dòng)方向一致，表層金屬與模具表面摩擦力向下，而且鍛件成形從上部小端齒形逐步向下部大端齒形擴(kuò)展，金屬的這種流動(dòng)特征、摩擦力方向與齒輪鍛件上小下大的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)相結(jié)合，有利于齒形各部位的充填完整。

圖8e和圖8f所示為分模面2、分模面3(圖3)兩種模具結(jié)構(gòu)在成形95%時(shí)大端齒頂?shù)慕饘倭鲃?dòng)狀態(tài)。由圖8e和圖8f可知：采用分模面2時(shí)，前端金屬流動(dòng)空間狹小，流動(dòng)困難，且參與齒頂充填的有效金屬區(qū)域??；采用分模面3時(shí)，溢流槽的存在大大增加了金屬流動(dòng)空間，幾乎所有前端金屬均參與齒頂?shù)某涮睿伊鲃?dòng)速度均勻分布。

3.2.4成形載荷分析

(a)25%　(b)50%　(c)75%(d)100%

(e)分模面2(f)分模面3圖8　速度場

圖9所示為成形過程載荷-時(shí)間曲線。由圖9a可知：以成形75%為分界線，即在成形大端齒形之前，所需成形力近似線性增加，合模力很小，接近于零，這是因?yàn)榇穗A段變形主要集中在上凹模齒形部位，下凹模受到的型腔內(nèi)壓p很小，僅受上凹模的推動(dòng)而下移。此后金屬開始充填下凹模的大端齒形，下凹模受到金屬向下流動(dòng)的推動(dòng)力而有脹開的趨勢(shì)，且流動(dòng)空間減小、行程遠(yuǎn)，所需成形力、型腔內(nèi)壓p、截面差(Ad-Ap)均較大，合模力快速增加。另外，比較圖9a、圖9b的載荷曲線可知：溢流槽的存在對(duì)成形力、合模力以及總成形載荷均有顯著減小效果，尤其是合模力減小1倍以上，大大降低了合模機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)難度和設(shè)備條件。

(a)有溢流槽

(b)無溢流槽圖9　載荷-時(shí)間曲線

4模具工裝設(shè)計(jì)

4.1組合凹模設(shè)計(jì)

冷成形時(shí)所需載荷高，模具內(nèi)腔壓力甚至達(dá)到2500～3000 MPa，引起的凹模切向拉應(yīng)力過大常導(dǎo)致模具內(nèi)壁發(fā)生破裂失效。為提高凹模的承載能力，模具設(shè)計(jì)時(shí)常采用組合凹模結(jié)構(gòu)，即在凹模外壁通過過盈配合增設(shè)一層或多層預(yù)緊圈，使產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力與切向拉應(yīng)力相抵消，從而提高模具承載能力。

文獻(xiàn)[11]基于拉梅(Lame)公式和厚壁圓筒理論，以Tresca屈服準(zhǔn)則作為判斷凹模失效的依據(jù)，計(jì)算出多層組合凹模型腔內(nèi)壓極值pmax的預(yù)測模型：

(9)

式中，m為總層數(shù)，m≥1；n為總直徑比，n>1；σsi為第i層凹模的屈服極限。

忽略摩擦力和飛邊的影響，將合模力Fh=2464kN代入式(6)可近似估算型腔工作內(nèi)壓：

(10)

由組合凹模層數(shù)確定原則[12](2500 MPa>pg>1400 MPa)可知應(yīng)采用三層組合凹模。內(nèi)層凹模材料為W6Mo5Cr4V2，屈服極限為3000 MPa[13]；兩層預(yù)緊圈材料均為4Cr5MoV1Si，屈服極限為1450 MPa[14]。代入式(9)可得整體式凹模和三層組合凹模的pmax-n曲線，如圖10所示。

圖10　凹模極限內(nèi)壓pmax與總直徑比n的關(guān)系曲線

由圖10可知：采用整體式凹模結(jié)構(gòu)，隨著n值增大，pmax增大；但當(dāng)n>10之后，pmax趨于平緩，此后繼續(xù)增大模具厚度對(duì)提高凹模承載能力pmax沒有作用；而且，即使模具材料采用σs=3000MPa的W6Mo5Cr4V2，整體式凹模結(jié)構(gòu)也始終無法滿足要求。采用三層組合凹模結(jié)構(gòu)，n值的增大對(duì)pmax的影響也是呈先增大然后逐漸趨于平緩的變化趨勢(shì)，但其各n值下的pmax遠(yuǎn)大于整體式凹模的相應(yīng)值，并且當(dāng)n≥5后pmax即已超過型腔工作內(nèi)壓pg。綜上可知：采用組合凹模結(jié)構(gòu)在顯著提高凹模承載能力的同時(shí)可減少昂貴的內(nèi)層模具材料使用量，從而降低模具制造成本；此外，當(dāng)凹模內(nèi)壓一定時(shí)，采用組合凹模結(jié)構(gòu)還有利于減小模具尺寸。

綜合考慮型腔工作內(nèi)壓、材料成本、模具尺寸和壽命等因素，選取總直徑比n=8，設(shè)計(jì)的上下組合凹模如圖11所示。

圖11　上下組合凸凹模

4.2模具工裝

以數(shù)值模擬結(jié)果為參考，基于浮動(dòng)凹模技術(shù)設(shè)計(jì)該行星齒輪冷閉塞成形模具工裝，如圖12所示。成形時(shí)，下沖頭2不動(dòng)，液壓機(jī)滑塊下行，上下凹模閉合后一起下行擠壓坯料完成鍛件的成形，油腔12內(nèi)的液壓油和彈簧1壓縮提供合模力。鍛件成形后，滑塊回程，打桿推動(dòng)上沖頭7將鍛件從上凹模5內(nèi)脫離，浮動(dòng)凹模機(jī)構(gòu)在彈簧1作用下回程，同時(shí)液壓油重新充填油腔12，然后頂出鍛件。

1.彈簧　2.下沖頭　3,11.外層預(yù)緊圈　4,10.內(nèi)層預(yù)緊圈5.上凹模　6.上凹模定位板　7.上沖頭　8.凹模墊板9.下凹?！?2.油腔圖12　模具工裝結(jié)構(gòu)

5實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)設(shè)備為10 MN液壓機(jī)，其底部液壓機(jī)構(gòu)可提供5 MN壓力，數(shù)值模擬得成形力、合模力分別為3112 kN、2464 kN。實(shí)驗(yàn)前坯料經(jīng)退火軟化處理后硬度降低到150HB左右，又經(jīng)磷化和皂化處理后成形性能顯著改善，模具表面刷機(jī)油潤滑，實(shí)驗(yàn)裝置及結(jié)果如圖13所示。實(shí)驗(yàn)總載荷為5850 kN、合模力為2630 kN，與模擬結(jié)果相差不大，鍛件齒形充填完整，表層光潔，成形效果較好，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

(a)模具工裝

(b)實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖13　實(shí)驗(yàn)試制

齒輪鍛件的后續(xù)鉆孔等機(jī)加工的定位基準(zhǔn)以齒形輪廓為基準(zhǔn)，其加工過程、零件及裝配結(jié)構(gòu)如圖14所示。

圖14　后續(xù)機(jī)加工

6結(jié)論

(1)采用浮動(dòng)凹模機(jī)構(gòu)，金屬充填從上部小端齒形逐步向下部大端齒形轉(zhuǎn)移，且金屬流動(dòng)與模具運(yùn)動(dòng)方向一致，從而使摩擦阻力變?yōu)橛行Σ亮?，促進(jìn)齒形的充填。

(2)在大端齒頂設(shè)計(jì)溢流槽有利于成形末期齒頂?shù)某涮?，成形載荷及合模力等減小近1倍，所需總成形載荷5576 kN，合模力2464 kN。

(3)型腔工作內(nèi)壓約為1589 MPa，整體式凹模已無法滿足成形要求，模具設(shè)計(jì)時(shí)采用了總直徑比n=8的三層組合凹模結(jié)構(gòu)，此時(shí)的型腔極限內(nèi)壓pmax達(dá)到2257 MPa。

(4)實(shí)驗(yàn)試制齒輪鍛件齒形充填完整，表面光潔，齒形效果較好，所得齒輪零件精度達(dá)到7～8級(jí)，齒面粗糙度Ra為0.2～0.8 μm。

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(編輯袁興玲)

Process Analysis of Cold Occlusive Precision Forging for a Certain Type of Planetary Gear

Wang Jiulin1Li Ping1Tian Ye1Xue Kemin1Wang Changkai2

1.Hefei University of Technology,Hefei,230009

2.Hefei Huineng Auto Parts Industry Development Co.,Ltd.,Hefei,230009

Abstract：Combined with numerical simulation and physical experiments, a study of differential planetary gear formed by occlusive cold extrusion was conducted. The deformation process, metal flow field and forming load were analyzed. And based on the floating die technology, the combination structure of three dies was designed. The results show that the small end of tooth is first filled, and the presence of overflow tank at the top of the large end of tooth significantly improves the metal flow conditions. Compared to the absence of overflow tank, the total forming load reduces from 9550 kN to 5576 kN and the clamping force reduces 50.72%, only as 2464 kN. Finally, the experiments were conducted and the results show that the gear is full filled with smooth surface.

Key words：planetary gear；occlusive extrusion；clamping force；combination die

作者簡介：王久林，男，1990年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)榫芩苄猿尚渭敖M織性能。李萍，女，1973年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。田野，男，1991年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。薛克敏(通信作者)，男，1963年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。汪長開，男，1989年生。合肥匯能汽車零部件產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司工程師。

中圖分類號(hào)：TG316

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.05.023

基金項(xiàng)目：安徽省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(1308085JGD02)

收稿日期：2015-04-30