李 萍， 代光旭， 楊衛(wèi)正， 胡傳鵬， 吳 超， 薛克敏

(合肥工業(yè)大學(xué) a. 材料科學(xué)與工程學(xué)院； b. 工業(yè)與裝備技術(shù)研究院，合肥 230009)

對(duì)于含法蘭盤(pán)的雙筒形零件內(nèi)筒(如曲軸隔離皮帶輪、減振器殼體等)的成形制造，傳統(tǒng)的加工方法是采用鍛造毛坯并經(jīng)過(guò)車(chē)、銑、磨等工序而成形的；或采用拼焊加工方法，先沖壓拉深成為筒形件，再將法蘭盤(pán)焊接到筒形件，最后經(jīng)車(chē)削加工成形.傳統(tǒng)的加工方法不僅工序復(fù)雜、設(shè)備要求高，而且材料利用率低，對(duì)工件壽命及其動(dòng)態(tài)特性的影響很大，且易出現(xiàn)多種質(zhì)量問(wèn)題[1].

為避免上述工藝的缺陷，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出利用鏟旋工藝成形該類(lèi)零件的內(nèi)筒結(jié)構(gòu)，所得成品具有連續(xù)完整的金屬纖維組織、良好的力學(xué)性能及生產(chǎn)成本低等優(yōu)點(diǎn)，能夠有效提高筒壁與底邊的連接強(qiáng)度，避免焊接缺陷[2-3].例如：王成和等[3]介紹了鏟旋成形工藝的幾種典型應(yīng)用工況及其幾何參數(shù)的選擇標(biāo)準(zhǔn)；梁衛(wèi)抗等[4]利用有限元模擬方法分析了旋輪的轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度、圓角半徑和直徑對(duì)鏟旋成形載荷的影響規(guī)律；沈國(guó)章[5]分析了鏟旋工藝中內(nèi)筒壁欠料、筒壁表面隆起等缺陷的形成原因，并提出了相應(yīng)的應(yīng)對(duì)措施.作為一種新的特種旋壓成形技術(shù)，鏟旋工藝在國(guó)內(nèi)的研究還不多，特別是對(duì)其增厚效應(yīng)、欠料缺陷和模具結(jié)構(gòu)等方面的研究較少，因此，本文針對(duì)含法蘭盤(pán)的雙筒形零件內(nèi)筒的鏟旋成形工藝設(shè)計(jì)了一種半封閉式鏟旋輪結(jié)構(gòu)，基于有限元模擬方法分析了鏟旋工藝的成形特點(diǎn)，并在CDC-60型旋壓機(jī)床上進(jìn)行試模驗(yàn)證試驗(yàn)，以期為雙筒形零件加工及其模具的設(shè)計(jì)和成形方案提供指導(dǎo).

1 鏟旋工藝

鏟旋是一種不同于普旋和強(qiáng)旋的特種旋壓工藝，是針對(duì)含底厚壁筒形零件而提出的一種新的成形技術(shù)，可以實(shí)現(xiàn)金屬材料大范圍、大體積、遠(yuǎn)距離的流動(dòng)轉(zhuǎn)移.圖1和2所示為鏟旋工裝模具及其主要尺寸示意圖.在鏟旋成形過(guò)程中，鏟旋輪1從金屬板坯的a位置切入板坯，切入深度為h，被鏟起的金屬最終在上芯模與鏟旋輪2的配合作用下形成具有一定壁厚和高度的筒形，從而得到所需鏟旋內(nèi)筒.一般情況下，成形的幾何參數(shù)可按以下范圍選擇[3]：

其中：h為旋輪切入毛坯的深度；t為毛坯厚度；d為內(nèi)筒外徑；D為旋輪開(kāi)始擠入毛坯的圓周直徑；H為內(nèi)筒高度；T為內(nèi)筒壁厚；V為鏟旋時(shí)材料的流動(dòng)體積.

圖1 鏟旋工裝模具(mm)Fig.1 Schematic illustration of shovel spinning (mm)

圖2 鏟旋旋壓的主要尺寸示意圖Fig.2 The main dimension drawing of shovel spinning

圖3 不同鏟旋輪結(jié)構(gòu)的貼模效果Fig.3 Die fitability of different shovel spinning rollers

圖1中：鏟旋輪1的鏟旋角半徑R約為 2.0 mm，退出角為30°；鏟旋輪2的R約為 3.5 mm，退出角為30°，較小的鏟旋角有利于切入板坯，較大的鏟旋角可以有效增大旋輪與板坯的接觸面積，提高成形過(guò)程的穩(wěn)定性；旋輪上端設(shè)有斜邊約束，能夠起到保證內(nèi)筒有效壁厚和高度的作用，其斜邊約束的高度決定了內(nèi)筒的有效高度；另外，鏟旋輪切入板坯的位置為端面，鏟旋輪呈對(duì)稱(chēng)分布，其軸線與上、下模軸線成45°.由于敞開(kāi)式鏟旋輪結(jié)構(gòu)(如圖3(a)所示)的上端材料無(wú)軸向約束，不能保證內(nèi)筒的有效壁厚和高度，所以材料利用率不高；封閉式鏟旋輪結(jié)構(gòu)(如圖3(c)所示)是通過(guò)上端約束型腔結(jié)構(gòu)而使金屬板坯分別受到徑向力Fr和軸向力Fz的作用來(lái)保證成形質(zhì)量的，但其內(nèi)筒表面易產(chǎn)生隆起且成形載荷過(guò)大，使其模具的使用壽命降低，因此，本文設(shè)計(jì)了一種半封閉式鏟旋輪結(jié)構(gòu)(如圖3(b)所示)，以用于鏟旋輪2的設(shè)計(jì)，在保證內(nèi)筒有效壁厚和高度的同時(shí)，能夠起到分流、降低成形載荷的作用.

2 有限元模型的建立及驗(yàn)證

基于旋壓過(guò)程的相似準(zhǔn)則，同時(shí)為了簡(jiǎn)化研究問(wèn)題，本文提出以下假設(shè)[6]：

(1) 模型與鏟旋輪原型的幾何相似；

(2) 旋壓機(jī)與工具系統(tǒng)是剛性的；

(3) 旋壓過(guò)程中的加載方式(如單旋輪、雙旋輪或三旋輪加載以及旋輪的安裝角β等)相同；

(4) 旋壓過(guò)程的初始條件相同；

(5) 被成形材料為各向同性.

圖4 鏟旋有限元模型Fig.4 Finite element model of shovel spinning

針對(duì)減振器殼體的內(nèi)筒零件建立圖4所示的鏟旋剛塑性有限元模型.其中，鏟旋輪1、鏟旋輪2的安裝角均為45°.板坯材料選用DD13鋼，其網(wǎng)格劃分為環(huán)狀六面體網(wǎng)格.網(wǎng)格尺寸：軸向 5.0 mm，徑向 4.0 mm，切向(基底和臨界)均為 10.0 mm，總網(wǎng)格個(gè)數(shù)為 35 520，網(wǎng)格自適應(yīng)細(xì)化等級(jí)為2級(jí).模具為剛性體，成形過(guò)程中摩擦條件設(shè)置為剪切摩擦，考慮到實(shí)際旋輪與工件之間為滾動(dòng)摩擦且添加了潤(rùn)滑液，故設(shè)定摩擦系數(shù)為 0.05，芯模與工件之間的摩擦系數(shù)為 0.30，設(shè)置上、下芯模帶動(dòng)板料做自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，旋輪沿軸向或徑向進(jìn)給并做被動(dòng)旋轉(zhuǎn)[4,7].

結(jié)合鏟旋過(guò)程的模擬分析、零件特點(diǎn)和工廠的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，本文選用h=2.0 mm，t=9 mm，d=184 mm，D=356 mm，鏟旋輪1以 2.0 mm/s的速度切入毛坯26 mm后，鏟旋輪2以 4.0 mm/s的進(jìn)給速度進(jìn)行鏟旋成形.首先，采用較小的進(jìn)給速度以便于控制內(nèi)筒的有效成形高度，然后，采用較大的進(jìn)給速度來(lái)提高效率.通過(guò)兩步旋壓成形得到雙筒形零件的內(nèi)筒，其成形工藝參數(shù)見(jiàn)表1.模擬中，最終所獲內(nèi)筒高度約為 40.2 mm，有效壁厚約為 6.8 mm，其厚度的變化主要源于鏟旋工藝本身的增厚效應(yīng).

表1 鏟旋成形工藝參數(shù)Tab.1 Forming parameters of shovel spinning

圖5 模擬與實(shí)測(cè)的內(nèi)筒壁厚對(duì)比Fig.5 Comparison of inner cylinder thickness between simulated and test results

在同樣的工藝參數(shù)和進(jìn)給方式下分別進(jìn)行模擬及試模試驗(yàn)，沿內(nèi)筒軸向每隔2 mm取點(diǎn)，共取18個(gè)點(diǎn)，分別測(cè)量每個(gè)點(diǎn)的壁厚T，所得試驗(yàn)和模擬的結(jié)果如圖5所示.可見(jiàn)，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的最大誤差僅為 0.41 mm(模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差率為6%)，其方差為 0.026 mm2.

2.1 鏟旋過(guò)程的變形行為

在鏟旋成形過(guò)程中，坯料的主要變形區(qū)在旋輪與坯料接觸區(qū).旋壓成形是一種局部加載成形，其受力較為復(fù)雜，圖6所示為鏟旋成形過(guò)程主變形區(qū)金屬的應(yīng)力狀態(tài).可見(jiàn)，主變形區(qū)的金屬受到徑向壓應(yīng)力σr、軸向壓應(yīng)力σz和切向壓應(yīng)力σθ的作用，而旋輪徑向進(jìn)給也提供徑向壓力，所以在成形過(guò)程中變形區(qū)的金屬(內(nèi)筒部分)始終處于受力不均、受擠壓的狀態(tài)，從而發(fā)生軸向、徑向、切向的位移，并產(chǎn)生了圓周半徑縮小、軸向長(zhǎng)高和徑向增厚的效應(yīng)[8].

圖6 鏟旋過(guò)程中主變形區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)Fig.6 Stress state of the main deformation zone during shovel spinning

圖7 殼體鏟旋成形過(guò)程的等效應(yīng)力分布情況Fig.7 Equivalent stress distributions of the shell during shovel spinning

圖7所示為鏟旋成形過(guò)程中的等效應(yīng)力σequ分布情況，由圖7可見(jiàn)鏟旋成形過(guò)程的變形情況.在鏟旋輪1逐漸切入初始板坯時(shí)，初步形成具有一定高度和壁厚的筒形，板坯外端面材料出現(xiàn)了突出，表明成形過(guò)程中旋輪對(duì)材料具有徑向反擠作用，即反旋效果(如圖7(a)所示)；隨著成形過(guò)程的發(fā)展，變形金屬應(yīng)力區(qū)的徑向長(zhǎng)度及受力區(qū)域面積增加，切向變形加劇，使得變形區(qū)金屬產(chǎn)生了徑向形變，從而造成外筒壁的整體增厚(如圖7(b)所示)；隨著旋輪徑向進(jìn)給增大，出現(xiàn)筒壁上端部呈弧形、中間部位隆起、下端補(bǔ)料不足的現(xiàn)象，即形成了內(nèi)凹欠料(如圖7(c)所示).這主要是由于坯料各部分的軸向力、徑向力、切向力在旋輪徑向進(jìn)給過(guò)程不斷變化的緣故[9-10].由于筒壁金屬上端的軸向約束最小，金屬受到初始形狀的約束而緊貼旋輪生長(zhǎng)，所以形成了弧形；筒壁中部金屬軸向受到上端金屬約束，使得徑向約束的比重減小，形成了隆起；而底部的金屬生長(zhǎng)主要由新鏟起的金屬維持.此外，底部金屬受到小變形區(qū)阻力的作用，使得徑向增厚相對(duì)困難，從而在筒壁內(nèi)側(cè)形成內(nèi)凹溝，即出現(xiàn)了欠料缺陷，這種形貌狀態(tài)隨著成形過(guò)程的發(fā)展而更加明顯.在成形后期，內(nèi)筒壁與旋輪斜邊和上芯模接觸，上端金屬和隆起區(qū)金屬受到模具的擠壓，使金屬不斷充填上芯模與旋輪之間的型腔(如圖7(d)所示)，從而得到壁厚均勻的內(nèi)筒.當(dāng)旋輪貼模時(shí)，若內(nèi)凹溝的尺寸較大，則易產(chǎn)生金屬材料充填不足，從而出現(xiàn)內(nèi)凹欠料缺陷.

內(nèi)筒成形過(guò)程中的形貌變化可以通過(guò)最大主應(yīng)力σmax的變化過(guò)程來(lái)分析.圖8所示為內(nèi)筒特征位置的最大主應(yīng)力隨成形量變化的關(guān)系曲線.其中：1區(qū)、3區(qū)、5區(qū)分別為內(nèi)筒外表面的圓角區(qū)、隆起區(qū)和弧形區(qū)；2區(qū)、4區(qū)、6區(qū)分別為內(nèi)筒內(nèi)表面的圓角區(qū)、隆起區(qū)和弧形區(qū).由圖8可見(jiàn)：1區(qū)金屬因受旋輪的壓力作用而始終處于較大的壓應(yīng)力狀態(tài)；3區(qū)金屬與旋輪接觸并受到內(nèi)筒形狀的影響，處于拉-壓應(yīng)力波動(dòng)的狀態(tài)，說(shuō)明接觸區(qū)域的板坯受力主要以壓應(yīng)力為主，不易產(chǎn)生局部裂紋；5區(qū)金屬前期與旋輪接觸的壓力并不顯著，以拉應(yīng)力狀態(tài)為主，后期受到旋輪上端約束而進(jìn)入壓應(yīng)力狀態(tài)，從而保證了內(nèi)筒的有效尺寸；2區(qū)金屬處于小范圍的拉-壓應(yīng)力波動(dòng)狀態(tài)，且成形后期的壓應(yīng)力值較大，表明后期筒壁圓角處的增厚較為困難，這與出現(xiàn)內(nèi)凹欠料缺陷相對(duì)應(yīng)；4區(qū)和6區(qū)金屬一直處于較大的拉應(yīng)力狀態(tài)，從而產(chǎn)生了內(nèi)筒的軸向長(zhǎng)高、徑向增厚效應(yīng).

圖8 特征位置的最大主應(yīng)力變化情況Fig.8 Variation of maximum principle stress under feature position

2.2 等效應(yīng)變分布

圖9和10所示為鏟旋模型及其應(yīng)變分布情況.可見(jiàn)，其主要變形區(qū)集中在內(nèi)筒部分，其他小變形區(qū)的金屬非常少，且都受到模具約束，可視為剛端，整體應(yīng)變量較小.

將圖9中輻板上、下表面進(jìn)行布點(diǎn)(輪輻上表面、中部位置、下表面分別為1區(qū)、2區(qū)、3區(qū))，所得

沿徑向的應(yīng)變?chǔ)舝分布情況見(jiàn)圖10(a)；將內(nèi)筒上、下表面進(jìn)行布點(diǎn)(內(nèi)筒外表面、中部位置、內(nèi)表面分別為4區(qū)、5區(qū)、6區(qū))，所得沿軸向的應(yīng)變?chǔ)舲分布情況見(jiàn)圖10(b).可見(jiàn)，旋輪與輪輻接觸區(qū)域的應(yīng)變明顯高于下表面的應(yīng)變，上、下表面的應(yīng)變呈逐層變化，從而有利于產(chǎn)生上表面的強(qiáng)度高、使用性能強(qiáng)而下表面的強(qiáng)度稍低、塑性及韌性略高的特性，在與發(fā)動(dòng)機(jī)配合中更有利于行駛.另外，內(nèi)筒部分的整體應(yīng)變累積值較大，其值超過(guò)4，且變形較為均勻.成形過(guò)程中應(yīng)變?cè)郊?、?yīng)變量積累越多，越有利于提高筒壁強(qiáng)度，并提高內(nèi)筒的安全性及壽命.

圖9 鏟旋模型的應(yīng)變Fig.9 Strain of shovel spinning model

圖11 鏟旋成形過(guò)程的分析模型Fig.11 Analysis model of shovel spinning process

2.3 特征尺寸及成形載荷

為了進(jìn)一步分析鏟旋成形過(guò)程，本文根據(jù)鏟旋工藝建立了圖11所示的分析模型，以測(cè)量鏟旋成形過(guò)程中內(nèi)筒的生長(zhǎng)高度以及內(nèi)筒特征位置(如距離鏟旋面5、10、15 mm等)的壁厚.

圖12所示為成形過(guò)程中內(nèi)筒軸向高度和特征位置徑向壁厚的生長(zhǎng)情況.可見(jiàn)，隨著成形過(guò)程的進(jìn)行，雖然單位時(shí)間內(nèi)增加的金屬逐漸變少，但由于鏟旋過(guò)程中存在大尺寸的圓周半徑縮小現(xiàn)象，所以變形區(qū)的金屬將向軸向和徑向轉(zhuǎn)移，實(shí)際參與變形的金屬反而增多，新鏟起的金屬和切向金屬的轉(zhuǎn)移使得后續(xù)的金屬軸向長(zhǎng)高、徑向增厚.由于前期堆積金屬軸向的阻力作用，使得內(nèi)筒金屬軸向生長(zhǎng)的阻力增大，故金屬軸向生長(zhǎng)的趨勢(shì)逐漸維持穩(wěn)定.在成形過(guò)程中，除了上端部以外，內(nèi)筒特征位置的壁厚小于 1.0 mm，各特征位置的徑向尺寸趨向于穩(wěn)定增厚，其標(biāo)準(zhǔn)方差如圖13所示.可見(jiàn)：在成形前期，內(nèi)筒尺寸較小，隆起區(qū)不明顯，內(nèi)筒壁厚較為均勻；在成形后期，隨著進(jìn)給距離增大，開(kāi)始形成隆起區(qū)和欠料區(qū)而導(dǎo)致內(nèi)筒壁厚不均，其方差波動(dòng)逐漸增大，在貼模擠壓后方差逐漸減小.當(dāng)成形量為98%時(shí)，內(nèi)筒的壁厚處于 6.41～7.51 mm，生長(zhǎng)的軸向高度為 38.2 mm，由此可見(jiàn)，通過(guò)適當(dāng)?shù)男啅较驍D壓即可保證各處壁厚的一致性.

圖12 軸向高度和徑向壁厚的變化情況Fig.12 Variation in axial length and radial thickness

圖13 內(nèi)筒壁厚的方差變化情況Fig.13 Fluctuation variance of thickness

由于鏟旋工藝的金屬堆積效應(yīng)，所以隨著進(jìn)給距離增加，旋輪與內(nèi)筒的接觸面積逐漸增大，非變形區(qū)金屬提供的壓力逐漸增大，軸向和徑向載荷增大，其成形載荷的變化情況如圖14所示(未完全貼模).可見(jiàn)：在成形過(guò)程中，鏟旋輪1的軸向載荷出現(xiàn)一個(gè)較大波動(dòng)值，為鏟旋輪切入毛坯所致；載荷曲線出現(xiàn)斷開(kāi)是由于模擬中更換了鏟旋輪2的結(jié)果；成形過(guò)程中出現(xiàn)的載荷波動(dòng)可歸因于旋壓局部加載、板坯變形不均以及旋輪與板坯接觸狀態(tài)的波動(dòng).在旋輪與芯模的擠壓下內(nèi)筒壁厚將趨于一致，在達(dá)到圖13的貼模擠壓效果后，內(nèi)筒壁厚和高度分別為 6.8、40.2 mm，其軸向載荷和徑向載荷分別為40、153 kN.

圖14 鏟旋載荷變化曲線及其貼模效果Fig.14 Load-stroke curves and die fitability after shovel spinning

3 鏟旋試驗(yàn)

本文通過(guò)試驗(yàn)對(duì)鏟旋工裝模具和鏟旋工藝的可行性進(jìn)一步驗(yàn)證.選用Cr12MoV鋼作為旋輪和模具材料，在CDC-60型立式數(shù)控旋壓機(jī)床上進(jìn)行試模試驗(yàn)，以加工上、下芯模和旋輪.旋輪在機(jī)床上可進(jìn)行徑向及軸向加載.當(dāng)鏟旋深度為 2.0～2.2 mm時(shí)，鏟旋距離約為86 mm.采用表1的鏟旋成形工藝參數(shù)，旋輪從板坯端面切入，所得鏟旋工件如圖15所示，鏟旋內(nèi)筒的剖面形貌如圖16所示.

由圖15和16可見(jiàn)，鏟旋零件表面輪廓清晰，表面波紋間距一致，表明鏟旋過(guò)程中的金屬受力均勻，成形過(guò)程穩(wěn)定.另外，外端面出現(xiàn)了一條端面擠壓線，上端材料出現(xiàn)突出，說(shuō)明成形過(guò)程產(chǎn)生了反旋效果，這與模擬結(jié)果一致.貼模擠壓后，內(nèi)筒內(nèi)表面的中間區(qū)域出現(xiàn)明顯的貼模擠壓痕跡，但在上端圓弧過(guò)渡區(qū)和下端內(nèi)凹區(qū)沒(méi)有擠壓痕跡，內(nèi)筒底部圓角處出現(xiàn)欠料缺陷，欠料深度約為 0.5 mm，這與模擬結(jié)果中的隆起區(qū)、內(nèi)凹區(qū)的成形效果一致，從而進(jìn)一步驗(yàn)證了所建有限元模型的可行性.采用半封閉式鏟旋輪結(jié)構(gòu)所得工件內(nèi)筒上端出現(xiàn)了一定的過(guò)渡飛邊，內(nèi)筒的有效高度和壁厚滿足設(shè)計(jì)要求，外表面光滑，未產(chǎn)生局部破裂、起皮等缺陷，圓角過(guò)渡區(qū)平穩(wěn)，符合零件設(shè)計(jì)要求.經(jīng)測(cè)量所得內(nèi)筒的有效高度為 35.0 mm，超過(guò)鏟旋深度的15倍，軸向生長(zhǎng)高度為 43.5 mm，有效壁厚為 6.9 mm，超過(guò)鏟旋深度的3倍，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的誤差小于10%.

1—板料凸筋壓痕；2—內(nèi)筒外端面3—鏟旋面輪廓；4—板料外端面圖15 鏟旋工件Fig.15 Workpiece of shovel spinning

圖16 鏟旋工件內(nèi)筒的剖面形貌Fig.16 Sectional morphology of inner tube of the workpiece

4 結(jié)論

(1) 所提出的雙鏟旋輪模型及其半封閉式結(jié)構(gòu)具有較好的可行性.較小的鏟旋角便于切入板坯，較大的鏟旋角可增大旋輪與板坯的接觸面積，提高成形過(guò)程的穩(wěn)定性，旋輪上端半封閉式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)可以起到保證內(nèi)筒有效壁厚和有效高度、降低成形載荷的作用.

(2) 在鏟旋成形過(guò)程中，變形區(qū)金屬始終處于受力不均、受擠壓的狀態(tài)，并以拉應(yīng)力為主，變形區(qū)金屬將向軸向和徑向轉(zhuǎn)移，從而產(chǎn)生了軸向長(zhǎng)高、徑向增厚的效應(yīng).在成形后期，內(nèi)筒底部的高度生長(zhǎng)主要由新鏟起的金屬維持，底部金屬受小變形區(qū)壓力的作用愈發(fā)明顯，其徑向增厚較為困難，從而在筒壁內(nèi)側(cè)出現(xiàn)了內(nèi)凹欠料缺陷，且進(jìn)給距離越大，增厚效應(yīng)和內(nèi)凹欠料缺陷越明顯.

(3) 經(jīng)旋壓機(jī)床上的試模試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，內(nèi)筒的有效高度和壁厚分別為 35.0、6.9 mm，超過(guò)鏟旋深度的15和3倍，試驗(yàn)與模擬結(jié)果的誤差小于10%，從而驗(yàn)證了數(shù)值模擬分析和半封閉式鏟旋輪結(jié)構(gòu)的可行性.