吳敏輝，徐曉，夏琴香，程秀全

（1.華南理工大學(xué)，廣州 510640；2.廣州民航職業(yè)技術(shù)學(xué)院，廣州 510403）

內(nèi)外齒形件作為汽車(chē)離合器中的關(guān)鍵零部件，被廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代汽車(chē)領(lǐng)域中，隨著汽車(chē)輕量化要求的提高，其市場(chǎng)需求也日益增強(qiáng)[1]。汽車(chē)內(nèi)外齒形件是離合器必不可少的零配件，其形狀復(fù)雜、尺寸精度及性能要求高，市場(chǎng)需求量大。然而傳統(tǒng)的加工方式如切削、拉削或插削等工藝生產(chǎn)離合器轂等產(chǎn)品，在成形內(nèi)外齒時(shí)存在加工效率低和加工成本高等缺點(diǎn)，不利于進(jìn)一步擴(kuò)大此類(lèi)產(chǎn)品的生產(chǎn)。近年來(lái)國(guó)外各大汽車(chē)零部件廠商紛紛嘗試以金屬板體積成形的方式制造該零件，并取得了較好的經(jīng)濟(jì)效益[2—3]，但是相關(guān)的技術(shù)研究為國(guó)外公司所保密，國(guó)內(nèi)由于前期積累較少而鮮有報(bào)道，技術(shù)能力尚不成熟，嚴(yán)重阻礙了我國(guó)自主研發(fā)內(nèi)外齒形件成形技術(shù)的發(fā)展[4]。

內(nèi)外齒形件屬于回轉(zhuǎn)類(lèi)零件，目前常用的生產(chǎn)工藝主要有兩類(lèi)：一類(lèi)是整體塑性變形，即一次性完成所有齒的成形，如沖壓和擠壓等。如厙軍威等[5]基于成形試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了DSG 雙離合轂的復(fù)合沖擠工藝，結(jié)果表明采用整體模自上而下成形內(nèi)外齒的工藝方案最佳，且可保證側(cè)壁壁厚減薄率最低；張益雷等[6]基于BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)沖擠成形內(nèi)外齒的工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，結(jié)果表明當(dāng)坯料形狀截面為內(nèi)凹形時(shí)能有效減少成形時(shí)的摩擦阻力，使內(nèi)外齒形件的小圓角填充性能更好；Zhuang 等[7]基于成形試驗(yàn)對(duì)復(fù)合拉深成形內(nèi)外齒工藝過(guò)程進(jìn)行研究，結(jié)果表明成形初期設(shè)置模具臺(tái)階式進(jìn)給可以獲得更優(yōu)的內(nèi)外齒形件表面質(zhì)量；Sun 等[8]基于數(shù)值模擬研究了內(nèi)外齒形件擠壓成形工藝，結(jié)果表明采用兩次擠壓可獲得最佳的齒形填充效果。另一類(lèi)是局部塑性變形，即通過(guò)局部塑性變形的累積完成整個(gè)齒形的加工，如有滾擠和旋壓。夏琴香等[9]基于數(shù)值模擬研究了內(nèi)齒旋壓成形原理，結(jié)果表明，在壁厚減薄、旋壓力不足或材料變形性差的情況下，齒高沿軸向方向分布不均。Lee 等[10]基于設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)了一種滾擠成形模具，結(jié)果表明復(fù)雜滾擠成形內(nèi)外齒具有可行性。Dae-Hoon 等[11]基于試驗(yàn)研究方法對(duì)內(nèi)外齒形件滾擠成形進(jìn)行了研究，結(jié)果表明第二道次和第三道次中模具和材料的間隙值分別取0.1 mm 和0.05 mm 時(shí)可獲得最佳成形質(zhì)量。徐文臣等[12]基于試驗(yàn)研究了多道次錯(cuò)距旋壓工藝成形內(nèi)齒轂件，結(jié)果表明第一道次拉深旋壓成形的預(yù)成形件有助于第二道次內(nèi)齒腔的充填，并有效解決內(nèi)齒齒高不足和周向裂紋兩種典型缺陷。雖然整體塑性變形成形設(shè)備簡(jiǎn)單，但是對(duì)工藝設(shè)計(jì)要求較高，且所需設(shè)備的功率較大，不利于低耗節(jié)能的發(fā)展趨勢(shì)[13]。采用局部塑性成形方法可有效降低設(shè)備所需功率和工藝設(shè)計(jì)難度，主要有滾擠及旋壓成形方法；滾擠工藝的模具結(jié)構(gòu)復(fù)雜，設(shè)計(jì)難度大，且成形效率低不利于產(chǎn)品的大批量生產(chǎn)。采用旋壓方法成形內(nèi)外齒時(shí)，在成形時(shí)屬于局部塑性成形，有利于提高制件的力學(xué)性能，且由于旋輪和預(yù)制坯的接觸面積小，所以對(duì)于設(shè)備的功率和壓力要求較小。文中以某內(nèi)外齒形件為對(duì)象，利用有限元軟件DEFORM-3D 對(duì)內(nèi)外齒旋壓成形進(jìn)行模擬，研究成形過(guò)程中材料的流動(dòng)及應(yīng)變分布，獲得成形時(shí)材料流動(dòng)的規(guī)律；設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，以飽和度Sr為評(píng)判指標(biāo)，以預(yù)制坯壁厚（t0）、預(yù)制坯內(nèi)徑（d）、芯模與預(yù)制坯之間摩擦因數(shù)（f1）和旋輪與預(yù)制坯之間摩擦因數(shù)（f2）為試驗(yàn)因素，分析4 種因素對(duì)內(nèi)外齒形件成形質(zhì)量的影響規(guī)律，并獲得最佳的成形參數(shù)組合，為離合器轂成形提供理論參考。

1 內(nèi)外齒形件旋壓成形工藝

1.1 工藝方案

某離合器轂內(nèi)外齒形件結(jié)構(gòu)如圖1 所示，屬于回轉(zhuǎn)對(duì)稱(chēng)形件，共有36 組內(nèi)外齒，材料為SAPH440。總高H0=37 mm，齒形面軸向高度H1=26 mm，外齒齒頂圓直徑Dao=157.0 mm，外齒齒根圓直徑Dfo=151.4 mm，內(nèi)齒齒頂圓直徑Dai=153.0 mm，內(nèi)齒齒根圓直徑Dfi=148.0 mm，外齒壁厚ta=2.0 mm，內(nèi)齒壁厚tf=1.7 mm，側(cè)壁壁厚ts=1.7 mm，齒形角α=60°，內(nèi)齒齒根過(guò)渡圓角半徑為2 mm。

圖1 產(chǎn)品二維圖Fig.1 2D diagram of product

離合器外轂旋壓成形工藝原理如圖2 所示。通過(guò)尾頂將預(yù)制坯固定于芯模上端面，芯模安裝在主軸1上，由電機(jī)控制主軸1 帶動(dòng)芯模和預(yù)制坯一起旋轉(zhuǎn)。旋輪安裝在主軸2 上，由主軸2 帶動(dòng)旋輪旋轉(zhuǎn)，另外主軸2 還可以進(jìn)行徑向運(yùn)動(dòng)，使旋輪可以完成水平方向的進(jìn)給。

1.2 評(píng)價(jià)指標(biāo)

內(nèi)外齒旋壓作為一種特殊的塑性成形方法，目前還沒(méi)有完善的質(zhì)量評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，文中采用飽和度Sr作為內(nèi)外齒零件圓角成形質(zhì)量的評(píng)價(jià)指標(biāo)[4]，如圖3 所示，其計(jì)算式為：

圖2 內(nèi)外齒形件旋壓工藝原理Fig.2 Schematic diagram of the spinning process of the inner and outer toothed parts

圖3 內(nèi)外齒飽和度示意圖Fig.3 Schematic diagram of inner and outer teeth saturation

式中：St為內(nèi)外齒成形件軸向截面中內(nèi)齒齒根過(guò)渡圓角處未填充的面積；S為軸截面理想齒廓的面積。Sr越大，則表示內(nèi)外齒形件內(nèi)齒根過(guò)渡圓角處飽和度越高，未被填充的區(qū)域越少，成形質(zhì)量也越好；而越小則表示成形質(zhì)量越差。

內(nèi)外齒旋壓成形后，設(shè)距離內(nèi)外齒成形件杯底的軸向距離為L(zhǎng)如圖4 所示，分別選取L為10，15，20，25，30 mm 的橫截面，如圖5 所示，左側(cè)表示旋輪，右側(cè)表示芯模，成形件與芯模沒(méi)有完全貼合的空白區(qū)域即為未填充區(qū)域。對(duì)材料未填充部位的空白區(qū)域進(jìn)行測(cè)量，然后按式（1）進(jìn)行計(jì)算，即可得到在不同參數(shù)下內(nèi)外齒形件的內(nèi)齒過(guò)渡圓角的飽和度，間接反映出成形時(shí)材料的填充效果和產(chǎn)品的成形質(zhì)量。

圖4 軸向高度示意圖Fig.4 Diagram of axial height

圖5 不同軸向高度的截面Fig.5 Sections with different axial heights

1.3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

內(nèi)外齒形件旋壓成形過(guò)程中，t0，d，f1，f2是影響產(chǎn)品成形質(zhì)量的重要因素。若單獨(dú)改變某個(gè)變量進(jìn)行單因素試驗(yàn)分析，模擬所需時(shí)間成本太高，且不能兼顧不同參數(shù)間對(duì)成形的影響程度，為了提高試驗(yàn)的效率，找到最佳的參數(shù)組合，文中采用正交試驗(yàn)。為研究這4 個(gè)因素對(duì)成形質(zhì)量和旋壓力的影響，設(shè)計(jì)了如表1 所示的四因素五水平正交試驗(yàn)因素表[14]。

由內(nèi)外齒成形件的尺寸可知，ta是3 個(gè)壁厚中最大的，其值比tf和ts大，因此在設(shè)計(jì)預(yù)制坯壁厚時(shí)應(yīng)取t0最小值為2.0 mm，按實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)t0的其他水平為2.1，2.2，2.3，2.4 mm；同理，由于內(nèi)外齒成形件內(nèi)齒齒頂圓Dai為153.0 mm，所以設(shè)計(jì)預(yù)制坯內(nèi)徑時(shí)d的最小值取153.0 mm，按實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)d的其他水平為153.1，153.2，153.3，153.4 mm。在設(shè)計(jì)摩擦因數(shù)f1和f2時(shí)，根據(jù)鋼與鋼之間的摩擦因數(shù)，模擬時(shí)采用0.06～0.14 作為正交試驗(yàn)的水平繼續(xù)分析[15]。

表1 因素水平表Tab.1 Factor level

2 有限元模型的構(gòu)建

2.1 有限元模型

采用DEFORM-3D 軟件建立有限元模型，如圖6所示。為了減低模型復(fù)雜度，提高整體的計(jì)算效率，對(duì)有限元模型進(jìn)行了以下簡(jiǎn)化：①芯模、旋輪為剛體，預(yù)制坯為彈塑性體，忽略芯模和旋輪在旋壓成形中的彈性變形；② 芯模端面直徑Φ150 mm 內(nèi)的材料在旋壓過(guò)程中僅作為尾頂壓緊預(yù)制坯的作用，此部分不發(fā)生塑性變形，因此在有限元模型中去除中心直徑為Φ130 mm 的材料，忽略該部分材料對(duì)成形過(guò)程的影響；③實(shí)際試驗(yàn)中，預(yù)制坯通過(guò)尾頂固定在芯模上端面，在有限元模型中簡(jiǎn)化為對(duì)預(yù)制坯上表面尾頂作用范圍內(nèi)（直徑Φ130 mm）的材料施加均勻壓力，忽略尾頂?shù)慕?；?實(shí)際試驗(yàn)中，預(yù)制坯、芯模和旋輪三者之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)比較復(fù)雜，一方面，預(yù)制坯和芯模在主軸的帶動(dòng)下做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，另一方面，旋輪除了旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)外，還有沿著徑向的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。在建立有限元模型時(shí)采用相對(duì)運(yùn)動(dòng)方式建模，即假定預(yù)制坯和芯模固定不動(dòng)，旋輪的運(yùn)動(dòng)為自轉(zhuǎn)、繞著芯模公轉(zhuǎn)和沿著預(yù)制坯徑向直線運(yùn)動(dòng)。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.2 網(wǎng)格劃分

借助DEFORM-3D 網(wǎng)格自動(dòng)劃分功能，所采用的單元類(lèi)型是經(jīng)過(guò)特殊處理的四面體網(wǎng)格，容易實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的自動(dòng)劃分[16]。網(wǎng)格大小的選取以保證精度、盡量降低運(yùn)算為原則，同時(shí)又能準(zhǔn)確反映零件的各個(gè)細(xì)微特征，因此采用四節(jié)點(diǎn)四邊形單元對(duì)預(yù)制坯進(jìn)行網(wǎng)格劃分，預(yù)制坯劃分為41 277 個(gè)節(jié)點(diǎn)，184 277 個(gè)單元，網(wǎng)格數(shù)量為30 萬(wàn)，最大網(wǎng)格尺寸為0.6 mm，最小網(wǎng)格尺寸為0.2 mm。預(yù)制坯材料為SAPH440，通過(guò)單軸拉伸試驗(yàn)獲得其常溫力學(xué)性能參數(shù)為彈性模量為197 GPa，抗拉強(qiáng)度為340 MPa，屈服強(qiáng)度為554 MPa，伸長(zhǎng)率為15%，其真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線見(jiàn)圖7。預(yù)制坯采用材料模型為彈塑性模型，忽略應(yīng)變速率和溫度對(duì)材料性能的影響。

圖7 真應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Real stress-strain curve

2.3 運(yùn)動(dòng)設(shè)置

有限元模型的運(yùn)動(dòng)設(shè)置是影響內(nèi)外齒成形的關(guān)鍵因素，定義旋輪進(jìn)給速度vf沿著x軸正向進(jìn)給，取值為110 mm/min；另外，芯模齒數(shù)和旋輪齒數(shù)分別為36 和40；芯模轉(zhuǎn)速nm，即旋輪繞芯模中心軸公轉(zhuǎn)速度為150 r/min，而旋輪自轉(zhuǎn)速度可根據(jù)齒數(shù)比計(jì)算得135 r/min。

3 結(jié)果與分析

3.1 計(jì)算結(jié)果分析

圖8 為在nm=150 r/min，vf=110 mm/min 的工藝參數(shù)下，成形件的應(yīng)變?cè)茍D在徑向、切向和軸向的分布狀況，其中截面圖為成形件距離口部20 mm 處。

圖8 應(yīng)變分布云圖Fig.8 Cloud diagram of strain distribution

由圖8a—b 可見(jiàn)，工件徑向應(yīng)變分布較為規(guī)則，在同一高度截面內(nèi)，外齒頂和內(nèi)齒頂部分為負(fù)應(yīng)變，導(dǎo)致材料減??；而在左右側(cè)壁包括內(nèi)外齒的圓弧過(guò)渡部分為正應(yīng)變，導(dǎo)致材料增厚，反映了內(nèi)外齒在旋壓過(guò)程中金屬由齒頂向兩側(cè)側(cè)壁流動(dòng)的規(guī)律。圖8a 還表明，工件的成齒部位各部分材料應(yīng)變分布均勻，但是工件底部應(yīng)變?yōu)樽钚≈担梢?jiàn)在底部變形區(qū)處為材料減薄最嚴(yán)重的區(qū)域。

由圖8c—d 可見(jiàn)，工件切向應(yīng)變分布相對(duì)復(fù)雜。在同一高度截面內(nèi)，外齒頂和內(nèi)齒頂區(qū)域?yàn)檎龖?yīng)變，表示材料被拉長(zhǎng)；兩側(cè)側(cè)壁為負(fù)應(yīng)變，表示材料從齒頂部位流入兩側(cè)側(cè)壁時(shí)有壓縮。

由圖8e—f 可見(jiàn)，工件軸向應(yīng)變由口部至底部呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，負(fù)應(yīng)變最大值集中分布在工件底部。這是由于材料在旋輪的作用下產(chǎn)生擠壓而發(fā)生軸向流動(dòng)。而在內(nèi)外齒成形面中，預(yù)制坯的內(nèi)壁與芯模接觸，外壁與旋輪接觸，在摩擦阻力的影響下阻礙了材料的流動(dòng)而出現(xiàn)局部負(fù)應(yīng)變；在外壁底部位置，由于材料處于自由流動(dòng)狀態(tài)所以正應(yīng)變達(dá)到最大，材料向上流動(dòng)最終形成飛邊。

3.2 正交試驗(yàn)分析

獲得的25 組試驗(yàn)中圓角填充不飽滿處的面積數(shù)據(jù)，如表2 所示。

表2 L25(54)正交試驗(yàn)表Tab.2 L25(54) orthogonal test

表3 試驗(yàn)結(jié)果因素水平極差分析Tab.3 Range analysis of test result factor level

圖9 影響規(guī)律Fig.9 Diagram of influence law

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性，設(shè)計(jì)了內(nèi)外齒旋壓成形工裝模具，并且利用相關(guān)旋壓設(shè)備進(jìn)行了多組旋壓試驗(yàn)，最終獲得的內(nèi)外齒旋壓件如圖10 所示，對(duì)產(chǎn)品的不同軸向高度的內(nèi)齒壁厚和外齒壁厚進(jìn)行測(cè)量，模擬值與試驗(yàn)值結(jié)果如圖11 所示。結(jié)果表明，外齒壁厚的最大相對(duì)誤差為1.90%，內(nèi)齒壁厚的最大相對(duì)誤差為1.77%，試驗(yàn)值與模擬值的結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了采用DEFORM-3D 模擬旋壓成形內(nèi)外齒有限元模型的可行性和最優(yōu)方案的可靠性。

圖10 試驗(yàn)產(chǎn)品Fig.10 Diagram of test products

圖11 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison between simulation results and test results

5 結(jié)論

1）內(nèi)外齒形件旋壓成形時(shí)，工件徑向的內(nèi)外齒頂處產(chǎn)生負(fù)應(yīng)變而減薄；工件切向產(chǎn)生正應(yīng)變而拉伸；軸向產(chǎn)生正應(yīng)變并集中在工件底部而產(chǎn)生飛邊。

2）針對(duì)內(nèi)齒圓角填充效果，4 個(gè)工藝參數(shù)對(duì)其影響程度為：預(yù)制坯壁厚t0（因素A）＞預(yù)制坯內(nèi)徑d（因素B）＞芯模與預(yù)制坯間的摩擦因數(shù)f1（因素C）＞旋輪與預(yù)制坯間的摩擦因數(shù)f2（因素D）。

3）通過(guò)對(duì)25 組試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)處理分析后，找出了最優(yōu)方案為A5B3C1D1（即預(yù)制坯壁厚2.4 mm、預(yù)制坯內(nèi)徑153.2 mm）、芯模與預(yù)制坯間的摩擦因數(shù)為0.06、旋輪與預(yù)制坯間的摩擦因數(shù)為0.06），獲得了最大的飽和度，為有限元模擬和實(shí)際內(nèi)外齒形件生產(chǎn)時(shí)提供指導(dǎo)。

4）將最優(yōu)方案用于實(shí)際生產(chǎn)中進(jìn)行驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)所得產(chǎn)品的外齒壁厚與內(nèi)齒壁厚的最大相對(duì)誤差分別為1.90%和1.77%，與模擬結(jié)果吻合，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性以及工藝方案的可行性。