楊慶華 覃鄭永 王志恒 鮑官軍

浙江工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，杭州，310006

0 引言

冷擠壓成形就是采用擠壓軸(凸模)將放置在密閉的擠壓筒(凹模)內(nèi)的冷態(tài)毛坯在三向不均勻壓應(yīng)力的作用下，從模具的孔口或縫隙擠出，進(jìn)而獲得所需形狀、尺寸以及具有一定力學(xué)性能的擠壓件。冷擠壓制品具有良好的機(jī)械性能、很高的材料利用率及加工效率、較高的表面精度等特點(diǎn)，使其在汽車制造、儀表、輕工、船舶、五金等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1]。在傳統(tǒng)的冷擠壓工藝過程中，對(duì)于大尺寸或外形復(fù)雜等“難成形零件”，成形力大、金屬流動(dòng)困難等問題嚴(yán)重限制了冷擠壓工藝的使用范圍。

振動(dòng)輔助塑性成形工藝是在塑性成形(如拉拔、軋制、擠壓、碾壓等)過程中，對(duì)模具或毛坯施加主動(dòng)可控的振動(dòng)激勵(lì)?，F(xiàn)有研究表明，在塑性成形過程中添加振動(dòng)激勵(lì)能夠顯著減小零件成形力、提高成品質(zhì)量[2-5]。BLAHA等[6]在拉伸晶粒硅過程中添加超聲振動(dòng)激勵(lì)，研究發(fā)現(xiàn)金屬的變形力明顯減小(即“Blaha”效應(yīng))。GEBHARDT等[7]對(duì)超聲振動(dòng)拉絲工藝給出了系統(tǒng)評(píng)述，并對(duì)難成形的材料進(jìn)行了振動(dòng)拉拔研究。王義等[8]在金屬工件表面擠壓光整工藝中引入超聲振動(dòng)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：施加超聲振動(dòng)后，擠壓過程平緩，工件受力均勻，表面質(zhì)量大幅度提高，工件的使用壽命更長(zhǎng)久。蔡改貧等[9]對(duì)振動(dòng)擺動(dòng)碾壓成形進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：振動(dòng)擺動(dòng)碾壓在擺碾力、形變特征、高徑比和成形質(zhì)量方面與常規(guī)擺動(dòng)碾壓相比具有顯著的優(yōu)越性，不僅可以減小成形力，還可提高成品質(zhì)量。YANG等[10-11]設(shè)計(jì)了復(fù)合超聲振動(dòng)拉絲模具，研究結(jié)果表明:在二維超聲振動(dòng)激勵(lì)下，拉拔力減小幅度更大，拉絲件質(zhì)量有顯著提高。總體來說，大部分學(xué)者在塑性成形研究中采用添加超聲振動(dòng)激勵(lì)方式，且對(duì)軸向的振動(dòng)研究較多。

受振動(dòng)塑性成形工藝的啟發(fā)，同時(shí)考慮到超聲振動(dòng)激振力小的缺陷，本課題組提出了一種軸向電液顫振冷擠壓工藝，并對(duì)降載、金屬流動(dòng)規(guī)律等的影響進(jìn)行了研究[12-15]，但結(jié)果表明該工藝的降載效果不明顯，振動(dòng)方向單一。本文在此基礎(chǔ)上提出了一種二維電液顫振冷擠壓工藝，并在二維電液顫振冷擠壓過程中，研究了模具對(duì)金屬成形過程的影響。

1 二維振動(dòng)塑性成形機(jī)理

圖1為二維電液顫振激勵(lì)下的正擠壓套杯類零件示意圖，沖頭以速度vs擠壓金屬毛坯，同時(shí)，對(duì)下凸模與凹模(下凸模與凹模為一體裝置)分別施加軸向振幅aa、軸向頻率fa以及徑向振幅ar、徑向頻率fr的正弦激勵(lì)信號(hào)。由于冷擠壓過程中所需的激振力大，故振動(dòng)形式采用電液顫振。

圖1 二維電液顫振輔助冷擠壓成形示意圖Fig.1 Sketch of two-dimensional electro-hydraulicflutter assisted cold extrusion forming

研究表明，振動(dòng)對(duì)金屬塑性成形的作用機(jī)理主要表現(xiàn)在如下兩個(gè)方面：體積效應(yīng)和表面效應(yīng)。電液振動(dòng)為低頻振動(dòng)，振動(dòng)能量低，起主要作用的是表面效應(yīng)(主要是指振動(dòng)對(duì)表面摩擦的影響)。

圖1中的振動(dòng)擠壓過程由3個(gè)方向上的振動(dòng)組成，見圖2。凹模軸向振動(dòng)(方向①)與毛坯的運(yùn)動(dòng)方向相同，凹模與下凸模的徑向振動(dòng)可分解為2個(gè)正交的運(yùn)動(dòng)：在平行于毛坯運(yùn)動(dòng)平面(方向②)及垂直于毛坯運(yùn)動(dòng)平面(方向③)方向上運(yùn)動(dòng)。對(duì)方向①～方向③的振動(dòng)減摩機(jī)理進(jìn)行如下闡述。

圖2 運(yùn)動(dòng)分解示意圖Fig.2 Sketch map of motion decomposition

(1)運(yùn)動(dòng)方向①。此時(shí)凹模與下凸模的振動(dòng)方向與毛坯的運(yùn)動(dòng)方向相同，凹模的運(yùn)動(dòng)速度v(t)=aωsin(ωt),ω=2πf，其中a為振幅，ω為角速度，f為頻率。如圖3所示，當(dāng)v(t)大于沖頭的運(yùn)動(dòng)速度vs時(shí)，摩擦力的方向發(fā)生變化，將有害摩擦變?yōu)橛欣Σ烈源龠M(jìn)金屬流動(dòng)(AB段)，整個(gè)周期內(nèi)的摩擦力可表示為

圖3 軸向振動(dòng)過程中運(yùn)動(dòng)速度及摩擦力變化Fig.3 Movement velocity and friction force changein axial vibration processes

(1)

式中，F(xiàn)a為瞬時(shí)摩擦力；F0為無振動(dòng)條件下摩擦力。

(2)運(yùn)動(dòng)方向②。此時(shí)凹模與下凸模的振動(dòng)方向與毛坯的運(yùn)動(dòng)方向處于平行平面內(nèi)，且兩運(yùn)動(dòng)方向相互垂直。如圖4所示，vr為徑向振動(dòng)速度，va為軸向振動(dòng)速度，ve為合速度。由圖4可知，摩擦力Fa的方向始終與運(yùn)動(dòng)的方向相反，且在-α～α的角度范圍內(nèi)振蕩，其中α為Fa與vr的夾角，整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中的摩擦力可表示為

(2)

式中，T為振動(dòng)周期;vmax為最大振動(dòng)速度。

圖4 方向②振動(dòng)過程中摩擦力的變化Fig.4 The change of friction force in direction 2during vibration processes

(3)運(yùn)動(dòng)方向③。此時(shí)凹模與下凸模的振動(dòng)方向與毛坯的運(yùn)動(dòng)方向所在平面相互垂直。由于激勵(lì)信號(hào)為正弦信號(hào)，故運(yùn)動(dòng)方向③也做周期振動(dòng)，使得凹模內(nèi)壁或下凸模外壁不斷沖擊或脫離毛坯的外壁或內(nèi)壁。當(dāng)凹模內(nèi)壁或下凸模外壁沖擊毛坯時(shí)，毛坯外壁或內(nèi)壁粗糙表面的尖峰與凹谷被加工平整，使得毛坯內(nèi)外表面精度提高，摩擦因數(shù)減小，從而降低了成形載荷；當(dāng)凹模內(nèi)壁或下凸模外壁脫離毛坯時(shí)，在毛坯與模具之間會(huì)產(chǎn)生微小的間隙，促進(jìn)潤(rùn)滑液進(jìn)入模具內(nèi)部使得潤(rùn)滑充分，從而達(dá)到減小摩擦力、提高表面成形質(zhì)量的效果。

2 有限元模型

2.1 有限元模型的建立

選取某型號(hào)萬(wàn)向節(jié)套杯零件為研究對(duì)象，材料為20Cr，成形方式為正擠壓，圖5為萬(wàn)向節(jié)套杯零件的尺寸及實(shí)物圖?？紤]到零件的對(duì)稱性，本文只建立零件的1/8模型，并導(dǎo)入Deform-3D有限元分析軟件中，見圖6。

(a)尺寸

(b)實(shí)物圖5 萬(wàn)向節(jié)套杯尺寸及實(shí)物圖Fig.5 Photos and dimensions of universal joint cup

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

根據(jù)選取零件的特點(diǎn)及后續(xù)實(shí)驗(yàn)采用的液壓機(jī)設(shè)備，設(shè)置模型的基本參數(shù)如下：

(1)毛坯及模具屬性設(shè)置。毛坯為塑性體，材料為20Cr，對(duì)應(yīng)牌號(hào)為AISI-5120，COLD[70-1450F(20-800c)];模具為剛性體，保持溫度為20℃不變。

(2)網(wǎng)格劃分。選用系統(tǒng)默認(rèn)的四面體網(wǎng)格，采用絕對(duì)網(wǎng)格劃分方式，設(shè)置最小網(wǎng)格為0.3 mm。

(3)摩擦條件。模具與毛坯之間采用剪切摩擦方式，設(shè)置摩擦因數(shù)為0.12。

(4)模具運(yùn)動(dòng)。設(shè)置上凸模的運(yùn)動(dòng)速度為10 mm/s；下凸模及凹模在無顫振成形方式下為固定，在軸向顫振成形方式下為以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm沿軸向運(yùn)動(dòng)，在徑向顫振成形方式下以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm沿徑向振動(dòng)；在二維顫振成形方式下沿軸向和徑向均以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm的正弦激勵(lì)信號(hào)振動(dòng)。

(5)模擬控制參數(shù)。上凸模行程為10 mm，設(shè)置單步進(jìn)行0.001 s運(yùn)算，共1 000 步。

2.2 有限元模型的驗(yàn)證

為研究電液顫振在冷擠壓工藝上的應(yīng)用，本課題組搭建了軸向電液顫振冷擠壓試驗(yàn)平臺(tái)，并對(duì)軸向顫振激勵(lì)下的降載特性進(jìn)行了一系列研究[13-15]，結(jié)果表明：采用Deform-3D建立的有限元模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有良好的匹配性。圖7為無顫振擠壓方式下成形載荷實(shí)驗(yàn)及仿真結(jié)果的對(duì)比圖，可以看出，無顫振擠壓方式下，實(shí)驗(yàn)得到的最大載荷1.57 MN與仿真得到的最大載荷1.62 MN較為接近，誤差約為3%，從而驗(yàn)證了該模型的正確性。

圖7 無顫振擠壓方式下成形載荷實(shí)驗(yàn)及仿真結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of experimental forming load and simulation results in non-flutter extrusion mode

3 結(jié)果分析與討論

3.1 行程載荷分析

圖8a為對(duì)凹模及下凸模施加軸向頻率為100 Hz、軸向振幅為 0.02 mm的正弦激勵(lì)信號(hào)而得到的時(shí)間-載荷曲線。由圖8a可以看出，在成形過程中，成形載荷呈現(xiàn)周期性震蕩，最小載荷為零，這是因?yàn)樵谳S向施加了正弦激勵(lì)信號(hào)，當(dāng)下凸模下行運(yùn)動(dòng)時(shí)的速度大于金屬流動(dòng)速度時(shí)，毛坯脫離下凸模，上凸模處于空壓狀態(tài)，此時(shí)瞬時(shí)載荷為零;當(dāng)下凸模相對(duì)毛坯向上運(yùn)動(dòng)時(shí)，其摩擦狀態(tài)與無顫振擠壓成形方式下的摩擦狀態(tài)基本一致。成形過程中，毛坯的載荷值在一定的幅度范圍內(nèi)震蕩，震蕩的頻率與施加的振動(dòng)信號(hào)頻率相同。圖8b為在0.20～0.24 s范圍內(nèi)的載荷變化曲線，由于軸向振動(dòng)的原因，毛坯在某個(gè)時(shí)間點(diǎn)完全脫離上凸模，使得成形過程中毛坯的瞬時(shí)載荷為零，載荷呈周期性變化。由圖8可以看出，整個(gè)周期內(nèi)的最大載荷為197.2 kN，最小載荷為0。

(a)軸向顫振

(b)局部放大圖圖8 軸向顫振激勵(lì)下時(shí)間-載荷曲線Fig.8 Load-stroke curves under axial flutter excitation

(a)徑向顫振

(b)局部放大圖圖9 徑向顫振激勵(lì)下時(shí)間-載荷曲線Fig.9 Load-stroke curves under radial flutter excitation

圖9a為對(duì)凹模及下凸模施加徑向頻率為100 Hz、徑向振幅為0.02 mm 的正弦激勵(lì)信號(hào)而得到的時(shí)間-載荷曲線。由圖9a可以看出,相較于無顫振擠壓成形方式，徑向顫振成形方式起到了降載效果，但相較于軸向顫振擠壓成形方式，徑向顫振成形方式的降載效果并不理想。成形載荷減小，呈現(xiàn)周期性震蕩但不規(guī)律，這是因?yàn)楫?dāng)施加徑向顫振信號(hào)時(shí)，凹模與下凸模會(huì)對(duì)毛坯形成左右沖擊，導(dǎo)致毛坯與凹模及下凸模的接觸面積減半，而徑向沖擊并未使內(nèi)外壁對(duì)毛坯的正壓力顯著增大，且在反復(fù)的沖擊過程中，摩擦因數(shù)減小，因此，整體的摩擦力顯著減小，同時(shí)也改變了死區(qū)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)；此外，徑向沖擊的能量使晶粒的滑移更加順暢，空穴等缺陷也被有效改善。圖9b為在0.20～0.24 s范圍內(nèi)的載荷變化曲線，由于徑向振動(dòng)的原因，載荷呈周期性變化。由圖9可以看出，整個(gè)周期內(nèi)的最大載荷為208.6 kN,最小載荷為30.5 kN。

圖10a為對(duì)凹模及下凸模沿軸向和徑向均施加頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm的正弦激勵(lì)信號(hào)而得到的時(shí)間-載荷曲線。圖10b為0.20～0.24 s范圍內(nèi)的局部放大圖。在兩個(gè)正交的振動(dòng)場(chǎng)激勵(lì)下，金屬成形載荷的大小在一個(gè)周期內(nèi)的變化更為復(fù)雜。在整個(gè)成形過程中，載荷值不斷振蕩，振蕩頻率為100 Hz，與施加的激勵(lì)信號(hào)頻率相同。當(dāng)復(fù)合振動(dòng)時(shí)，載荷呈現(xiàn)周期性變化。由圖10可以看出，整個(gè)周期內(nèi)的最大載荷為187.9 kN，最小載荷為0，載荷的周期波動(dòng)使得整個(gè)成形過程中的平均載荷值減小。

(a)二維顫振

(b)局部放大圖圖10 二維顫振激勵(lì)下時(shí)間-載荷曲線Fig.10 Load-stroke curves under two-dimensional flutter excitation

由于在振動(dòng)的情況下，載荷呈現(xiàn)周期性變化，因此在每個(gè)周期內(nèi)對(duì)載荷求均值，再對(duì)求均值后的載荷值進(jìn)行多項(xiàng)式擬合。分別對(duì)無顫振、軸向顫振、徑向顫振及二維顫振條件下得到的時(shí)間-載荷曲線進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，見圖11。由圖11可以看出，與無顫振條件下的最大平均載荷203.8 kN相比較，在軸向顫振激勵(lì)下，金屬最大平均載荷為176.8 kN，成形載荷減小了13.2%；在徑向顫振激勵(lì)下，金屬最大平均載荷為 192.2 kN，成形載荷減小了5.7%；在二維顫振激勵(lì)下，金屬最大平均載荷為150.6 kN，成形載荷減小了26.1%，且降載效果比軸向和徑向顫振激勵(lì)下的降載效果明顯。

圖11 各種條件下時(shí)間-載荷曲線擬合結(jié)果Fig.11 The fitting result of load-stroke curves under various conditions

3.2 速度場(chǎng)分析

為研究振動(dòng)對(duì)金屬流動(dòng)規(guī)律的影響，本文對(duì)各種成形條件下的金屬速度場(chǎng)進(jìn)行分析。圖12所示為在成形過程中金屬最大流速變化。由圖12可知，在無顫振成形方式下，成形開始階段的成形載荷持續(xù)增大，之后保持穩(wěn)定，最大金屬流速維持在28 mm/s附近。隨著振動(dòng)激勵(lì)信號(hào)的添加，金屬的流速的變化趨勢(shì)趨于復(fù)雜，在軸向頻率為100 Hz、軸向振幅為0.02 mm的振動(dòng)信號(hào)激勵(lì)下，最大金屬流速可達(dá)108 mm/s，且載荷波動(dòng)較大。在徑向頻率為100 Hz、徑向振幅為0.02 mm的振動(dòng)信號(hào)激勵(lì)下，最大金屬流速可達(dá)49.8 mm/s。在二維顫振激勵(lì)成形方式下，成形過程中的金屬流速進(jìn)一步增大，最大金屬流速達(dá)到174 mm/s。由此可知，在振動(dòng)場(chǎng)的作用下，最大流速增大，金屬成形更加容易，金屬成形力減小，這與上述載荷的分析結(jié)果相一致。

圖12 各種成形方式下金屬最大流速變化Fig.12 The maximum velocity change of metals under various forming modes

圖13所示為無顫振成形方式下穩(wěn)定成形階段的金屬流向。當(dāng)擠壓步k=502時(shí)，在無顫振成形方式下金屬的流向基本保持穩(wěn)定。在塑性變形區(qū)的變形劇烈，金屬流動(dòng)速度增大，金屬對(duì)凹模外壁的壓力大，而凹模外壁的溫度相較于內(nèi)部劇烈變形的金屬溫度低，造成了黏著的摩擦狀態(tài)，使得摩擦力增大，進(jìn)而阻礙了金屬的流動(dòng)。已變形區(qū)的金屬流動(dòng)速度較大且流動(dòng)方向一致，金屬內(nèi)部近乎沒有相對(duì)移動(dòng)，金屬只做剛性平移，且只受到內(nèi)外壁滑動(dòng)摩擦力的作用，摩擦力較小，平移速度快。

圖13 無顫振成形方式下金屬流向變化Fig.13 Variation of metal flow under non-flutter forming mode

(a)k=500 (b)k=508圖14 軸向顫振激勵(lì)下金屬流向變化Fig.14 Variation of metal flow under axial flutter excitation

圖14所示為軸向顫振激勵(lì)下一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的金屬流向變化。在軸向顫振的激勵(lì)下，金屬的流向發(fā)生明顯的變化。當(dāng)擠壓步k=500時(shí)，上凸模對(duì)毛坯的擠壓速度vs=10 mm/s，方向向下,下凸模對(duì)毛坯的作用速度為va=12 mm/s，方向向上，此時(shí)，下凸模向上沖擊毛坯，會(huì)導(dǎo)致塑性變形區(qū)的金屬流動(dòng)方向發(fā)生變化。沖擊的能量使得塑性變形區(qū)劇烈變形的金屬內(nèi)部滑移現(xiàn)象以及與凹模壁的黏著摩擦狀況得到改善，金屬流動(dòng)的速度趨于均勻，也影響金屬的流動(dòng)方向偏向徑向流動(dòng)。由于沖擊方向向上，金屬流動(dòng)速度得到減緩，則塑性變形區(qū)的內(nèi)部與外部的流動(dòng)速度就相對(duì)均衡，見圖14a。隨著下凸模振動(dòng)速度va的減小，塑性變形區(qū)金屬的流動(dòng)方向也發(fā)生了變化。當(dāng)va=0時(shí)，塑性變形區(qū)金屬流動(dòng)方向逐漸偏向下方，隨著振動(dòng)的繼續(xù)進(jìn)行，下凸模的運(yùn)動(dòng)方向反向(即與上凸模的運(yùn)動(dòng)方向相同)，下凸模與毛坯之間有脫離的趨勢(shì)。隨著va的增大，金屬流向由無顫振擠壓方式下的向?？诹鲃?dòng)逐步轉(zhuǎn)變?yōu)橄蛳铝鲃?dòng)。當(dāng)擠壓步k=508時(shí)，va=12 mm/s且大于上凸模的擠壓速度vs=10 mm/s，金屬流速的方向完全向下，見圖14b。

圖15所示為徑向顫振激勵(lì)成形方式下，一個(gè)周期內(nèi)的金屬流向變化。當(dāng)擠壓步k=500時(shí)，凹模以速度vr擠壓毛坯外壁，下凸模以相同速度脫離毛坯內(nèi)壁，凹模內(nèi)壁對(duì)毛坯有向內(nèi)的擠壓力，使得金屬在剛性平移區(qū)不再做平移運(yùn)動(dòng)，金屬內(nèi)部有相對(duì)運(yùn)動(dòng)，下凸模外壁與毛坯內(nèi)壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，使得?？谔幍慕饘倭鲃?dòng)更加順暢，流速更加均勻；徑向沖擊作用也使得毛坯外壁的精度提高，摩擦力減小，見圖15a。當(dāng)擠壓步k=506時(shí)，下凸模以速度vr擠壓毛坯內(nèi)壁，凹模以相同的速度脫離毛坯外壁，下凸模外壁對(duì)毛坯有向外的擠壓力，使得金屬在剛性平移區(qū)不再做平移運(yùn)動(dòng)，金屬內(nèi)部有相對(duì)運(yùn)動(dòng)，凹模內(nèi)壁與毛坯外壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，使得模口處的金屬流動(dòng)更加順暢，流速更加均勻；徑向沖擊作用也使得毛坯內(nèi)壁壁的精度提高，摩擦力減小，見圖15b。

(a)k=500 (b)k=506圖15 徑向顫振激勵(lì)下金屬流向變化Fig.15 Variation of metal flow under radial flutter excitation

圖16所示為二維顫振激勵(lì)成形方式下的金屬流向變化。當(dāng)擠壓步k=500時(shí)，上凸模與下凸模的相對(duì)運(yùn)動(dòng)對(duì)金屬產(chǎn)生了擠壓，下凸模外壁擠壓毛坯內(nèi)壁，凹模內(nèi)壁脫離毛坯外壁，在軸向與徑向的復(fù)合振動(dòng)下，區(qū)域Ⅰ與區(qū)域Ⅱ的金屬流速加快，靠近下凸模端面的金屬狀態(tài)發(fā)生改變，凹模內(nèi)壁與毛坯外壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，區(qū)域Ⅲ不再做剛性平移運(yùn)動(dòng)，從而使得金屬整體的流動(dòng)速度趨于均勻，?？谔幗饘俚膽?yīng)力分布更加均勻，見圖16a。當(dāng)擠壓步k=508時(shí)，此時(shí)下凸模向下運(yùn)動(dòng)且運(yùn)動(dòng)速度大于上凸模的運(yùn)動(dòng)速度，凹模內(nèi)壁擠壓毛坯外壁，下凸模外壁脫離毛坯內(nèi)壁，在軸向與徑向的復(fù)合振動(dòng)下，金屬整體向下流動(dòng)，下凸模外壁與毛坯內(nèi)壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，區(qū)域Ⅲ不再做剛性平移運(yùn)動(dòng)，從而使得金屬整體的流動(dòng)速度趨于均勻，金屬整體應(yīng)力分布更加均勻，見圖16b。

(a)k=500 (b)k=508圖16 二維顫振激勵(lì)下金屬流向變化Fig.16 Variation of metal flow under two-dimensional flutter excitation

3.3 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖17所示為在各種成形方式下成形結(jié)束時(shí)(紊流擠壓階段)的等效應(yīng)力場(chǎng)分布，可以看出，成形結(jié)束時(shí)，各種成形方式下的最大等效應(yīng)力沒有明顯的變化，均保持在850 MPa附近，但最小等效應(yīng)力有明顯的變化。在無顫振成形、軸向顫振激勵(lì)、徑向顫振激勵(lì)以及二維顫振激勵(lì)成形方式下的最小等效應(yīng)力依次為0.084 MPa、1.12 MPa、75.4 MPa和177 MPa。

(a)無顫振 (b)軸向顫振

(c)徑向顫振 (d)二維顫振圖17 各種成形方式下金屬等效應(yīng)力場(chǎng)Fig.17 Metal equivalent stress force field under various forming modes

由圖17a可知，在無顫振成形方式下，在區(qū)域Ⅰ(彈性變形區(qū))的應(yīng)力值最大，為850 MPa左右，此處為金屬與模具直接接觸部分，故應(yīng)力較大。區(qū)域Ⅱ(死區(qū))的應(yīng)力狀態(tài)近似三向等值應(yīng)力狀態(tài)，在紊流擠壓階段的應(yīng)力最小，在擠壓過程中區(qū)域Ⅱ的面積不斷變小。在紊流擠壓階段，區(qū)域Ⅲ(塑性變形區(qū))中大量金屬的應(yīng)力值超過屈服極限，不再發(fā)生塑性變形，與發(fā)生塑性變形時(shí)的應(yīng)力值相比，區(qū)域Ⅲ的應(yīng)力值較大。區(qū)域Ⅳ(已變形區(qū))的應(yīng)力最小，此區(qū)域內(nèi)的金屬只做剛性平移運(yùn)動(dòng)，不發(fā)生塑性變形。其中，區(qū)域Ⅲ與區(qū)域Ⅳ之間存在一個(gè)短促的應(yīng)力過渡階段，應(yīng)力場(chǎng)出現(xiàn)明顯分區(qū)。

由圖17b可知，在施加了軸向顫振后，區(qū)域Ⅱ(死區(qū))受到下凸模的沖擊，其應(yīng)力狀態(tài)為三向壓應(yīng)力狀態(tài)，金屬流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，在區(qū)域Ⅲ(塑性變形區(qū))與區(qū)域Ⅳ(已變形區(qū))部分由于軸向振動(dòng)的作用，潤(rùn)滑劑更容易進(jìn)入摩擦區(qū)，使得摩擦因數(shù)減小，摩擦力減小，從而使得區(qū)域Ⅲ擴(kuò)大，金屬流動(dòng)更加均勻。同時(shí)，振動(dòng)的能量被高度集中的區(qū)域(位錯(cuò)、空穴和晶界)吸收，加快了位錯(cuò)在滑移面的運(yùn)動(dòng)速度，使得金屬流動(dòng)趨于均勻，內(nèi)應(yīng)力分布也趨于均勻，最大內(nèi)應(yīng)力相對(duì)減小。

由圖17c可知，在施加了徑向顫振后，擠壓下凸模與凹模間隙的金屬受到凹模內(nèi)壁及下凸模外壁的沖擊，使得毛坯表面質(zhì)量提高，則摩擦因數(shù)減??；在向下擠壓的過程中，潤(rùn)滑劑容易進(jìn)入摩擦區(qū)，這也是摩擦因數(shù)減小的原因。同樣，振動(dòng)的能量被高度集中的區(qū)域(位錯(cuò)、空穴和晶界)吸收，加快了位錯(cuò)在滑移面的移動(dòng)速度，因此，金屬流動(dòng)更加均勻，內(nèi)應(yīng)力分布趨于均勻，也使塑性變形區(qū)得到進(jìn)一步擴(kuò)大。死區(qū)與下凸模頂面產(chǎn)生的滑動(dòng)摩擦改變了死區(qū)的金屬流動(dòng)狀態(tài)和內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)(由近似三向等值應(yīng)力狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槿驂簯?yīng)力狀態(tài))，使該區(qū)域金屬流動(dòng)速度與彈性變形區(qū)的流速相近，內(nèi)應(yīng)力分布更加均勻。而潤(rùn)滑劑同樣容易進(jìn)入摩擦區(qū)，使得摩擦因數(shù)減小，摩擦力減小，而徑向顫振的方向?yàn)榇怪庇谳S向的單一方向振動(dòng)，處于同一平面上的其他方向會(huì)與此方向產(chǎn)生夾角，導(dǎo)致振動(dòng)不充分，也會(huì)出現(xiàn)金屬流動(dòng)速度差異較大的區(qū)域，進(jìn)而出現(xiàn)局部應(yīng)力斷層的現(xiàn)象，圖17c中A、B、C處為局部應(yīng)力斷層區(qū)域。

由圖17d可知，在上凸模向下運(yùn)動(dòng)、下凸模及凹模軸向和徑向振動(dòng)的復(fù)合作用下，二維顫振同時(shí)具備了軸向顫振與徑向顫振的優(yōu)點(diǎn)：塑性變形區(qū)擴(kuò)大，死區(qū)金屬流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，金屬受力比較均衡，無明顯的分界面及突變區(qū)域出現(xiàn)，整體內(nèi)應(yīng)力分布趨于均勻，最大內(nèi)應(yīng)力減小，從而使得成形載荷減小。

4 二維電液顫振冷擠壓裝置設(shè)計(jì)

上述分析結(jié)果表明，二維顫振能夠顯著減小平均成形載荷，促進(jìn)金屬流動(dòng)，提高應(yīng)力分布的均勻性，進(jìn)而提高成品質(zhì)量。為實(shí)現(xiàn)二維顫振冷擠壓成形，本文設(shè)計(jì)了一款二維電液顫振冷擠壓裝置，見圖18。整個(gè)裝置由成形機(jī)構(gòu)、軸向顫振發(fā)生機(jī)構(gòu)及徑向顫振發(fā)生機(jī)構(gòu)組成。軸向顫振發(fā)生機(jī)構(gòu)和徑向顫振發(fā)生機(jī)構(gòu)通過連接裝置與成形機(jī)構(gòu)的下模部分直接剛性相連。

1.上模板 2.凸模法蘭連接塊 3.凸模固定塊 4.凸模 5.凹模 6.凹模固定塊 7.凹模座 8.下模板 9.軸向顫振發(fā)生器 10.徑向顫振發(fā)生器支撐板 11.下模座 12.頂料桿 13.徑向顫振發(fā)生器 14.連接板 15.凹模法蘭連接塊圖18 二維電液顫振冷擠壓裝置Fig.18 Two-dimensional electro-hydraulic flutter on cold extrusion device

5 結(jié)論

(1)提出了一種二維電液顫振冷擠壓工藝，并分析了二維振動(dòng)的降載機(jī)理。

(2)建立了二維電液顫振仿真模型，結(jié)果表明：二維電液顫振的降載效果優(yōu)于單純的軸向顫振和徑向顫振的降載效果，且金屬流速增大，應(yīng)力場(chǎng)分布更加均勻。

(3)設(shè)計(jì)了一種二維電液顫振冷擠壓加工裝置，實(shí)現(xiàn)了在傳統(tǒng)液壓機(jī)上的二維顫振成形。