秦 飛 周 敏 王武榮 韋習(xí)成 唐季平 曹 進(jìn)

(1.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200444； 2.南通福樂(lè)達(dá)汽車配件有限公司, 江蘇 南通 226000)

旋壓是近代發(fā)展起來(lái)綜合鑄造、擠壓、拉伸、彎曲、環(huán)軋和橫軋等工藝特點(diǎn)的無(wú)切削加工的先進(jìn)金屬塑形成形工藝[1],也是一種通過(guò)旋轉(zhuǎn)將力從點(diǎn)傳遞到線和面，并賦予力一定的方向，使加工過(guò)程中的金屬件沿受力方向均勻變形的先進(jìn)工藝。旋壓成形工藝主要是利用金屬材料的塑性變形和流動(dòng)變形性能加工零件，采用旋壓工藝生產(chǎn)V形帶輪不僅可以避免機(jī)加工工藝所產(chǎn)生的缺陷和材料利用率低等問(wèn)題，而且能保證加工件具有很高的強(qiáng)度和同軸度。

隨著旋壓工藝的廣泛應(yīng)用及旋壓件形體的復(fù)雜化，數(shù)值模擬逐漸成為研究零件成形參數(shù)的主要手段。眾多學(xué)者對(duì)旋壓工藝開(kāi)展了相關(guān)研究。Lossen等[2]提出了一種結(jié)合金屬旋壓和摩擦特性的新工藝用于加工管材，利用摩擦實(shí)現(xiàn)自感應(yīng)生熱對(duì)材料進(jìn)行熱處理，擴(kuò)展了旋壓時(shí)材料的成形極限。Jin等[3]提出了一種對(duì)圓盤狀坯料邊緣進(jìn)行增厚的旋壓加工工藝，并基于有限元模擬和正交試驗(yàn)，分析了成形過(guò)程中的主要缺陷和部分工藝參數(shù)對(duì)成形的影響。Ahmed等[4]提出了一種采用輥套和恒定間隙的毛坯保持器的新旋壓工藝，解決了杯形件由于法蘭起皺而導(dǎo)致的低成形性，抑制了變形起皺現(xiàn)象。Jin等[5]提出了用于加厚圓盤狀邊緣的五步旋壓法，通過(guò)有限元模擬研究了圓盤狀截面形狀和流線分布，結(jié)果表明成形零件橫截面的流線沿零件的形狀分布。萬(wàn)里翔等[6]建立了多楔帶輪旋壓成形二維仿真模型，解決了齒面凹坑缺陷，并分析了每道次金屬流動(dòng)規(guī)律。唐季平等[7]使用Simufact有限元軟件建立了齒形帶輪旋壓增厚模型，分析了旋壓增厚過(guò)程中零件上耳部?jī)?nèi)側(cè)過(guò)渡區(qū)材料折疊問(wèn)題，并總結(jié)了變形區(qū)材料流動(dòng)規(guī)律和折疊缺陷產(chǎn)生的原因。李萍等[8]基于Simufact有限元軟件采用多道次旋壓成形工藝的建模方法，解決了帶橫向外凸筋的齒形帶輪凸筋部位難成形的問(wèn)題。然而，目前對(duì)旋壓工藝的研究大都集中于管材類、棒材類、杯形件和圓盤(碟形)類零件，少數(shù)對(duì)V形帶輪的研究集中于2D模擬或不完全使用旋壓工藝加工。但無(wú)論是對(duì)棒材、杯形件、管形件還是圓盤(碟形)狀旋壓件的研究，與V形帶輪旋壓成形相比，其成形機(jī)制都相對(duì)簡(jiǎn)單。V形帶輪旋壓成形區(qū)域小而變形量大，坯料與旋輪接觸處應(yīng)力應(yīng)變分布不均勻，材料局部呈非穩(wěn)態(tài)變形，在模擬過(guò)程中,坯料易局部破裂或局部區(qū)域材料堆疊，使刻齒仿真難以實(shí)現(xiàn)高精度模擬仿真成形[9]。目前對(duì)此類成形機(jī)制復(fù)雜的旋壓件的研究還相對(duì)較少。因此，建立兼顧計(jì)算效率與模擬精度的V形帶輪旋壓仿真建模方案對(duì)旋壓工藝調(diào)試與成形過(guò)程中缺陷的避免具有重要意義。

本文基于對(duì)V形帶輪旋壓成形特征的分析，借助Deform- 3D有限元軟件建立了V形帶輪旋壓成形的有限元模型，并基于模擬結(jié)果分析了成形過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布，確保零件齒成形區(qū)域不破裂，并根據(jù)模擬結(jié)果試制零件。該研究結(jié)果可用于指導(dǎo)V形帶輪的實(shí)際生產(chǎn)及同類型產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)。

1 V形帶輪旋壓工藝

1.1 材料參數(shù)

有限元模擬采用SPHE深沖用熱軋軟鋼板(國(guó)產(chǎn)鋼號(hào)08AL)，原始坯料厚度6 mm。材料基本性能參數(shù)：屈服強(qiáng)度215.6 MPa，抗拉強(qiáng)度335.7 MPa，斷后伸長(zhǎng)率45.3%，工程應(yīng)力- 工程應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 SPHE鋼的工程應(yīng)力- 工程應(yīng)變曲線Fig.1 Engineering stress- engineering strain curve of SPHE steel

在旋壓過(guò)程中，由于受三向應(yīng)力作用，SPHE鋼的應(yīng)變遠(yuǎn)高于其單向拉伸的頸縮應(yīng)變。其變形過(guò)程為彈塑性變形，真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線見(jiàn)圖2。

圖2 SPHE鋼旋壓過(guò)程中的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線Fig.2 True stress- true strain curve of SPHE steel during spinning

1.2 V形帶輪結(jié)構(gòu)

V形帶輪為空心回轉(zhuǎn)體零件，特點(diǎn)是整體尺寸大而齒形尺寸小且精度要求高，其剖面及齒形見(jiàn)圖3。其中，齒尖圓弧半徑約為零件直徑的1/187，齒底圓弧半徑約為零件直徑的1/158，齒槽深度約為零件直徑的1/21，齒間距約為零件高度的1/10。大旋比旋壓是多因素耦合作用下的多道次局部加載和卸載的復(fù)雜過(guò)程，成形過(guò)程中易出現(xiàn)局部損傷破裂、隆起等[10]，因此復(fù)雜度極高。

圖3 V形帶輪結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure drawing of V- shaped belt wheel

1.3 工藝建模方案

V形帶輪板料經(jīng)沖壓成圓盤狀坯料，后經(jīng)翻邊成形內(nèi)外筒壁而成零件毛坯。在后續(xù)旋壓成形過(guò)程中，安裝于旋壓機(jī)的上模和下模具將零件毛坯Z向夾緊并自轉(zhuǎn)，布置于X-Y平面內(nèi)的多道次旋輪依次徑向進(jìn)給加壓于零件毛坯外緣的坯料，使之產(chǎn)生局部塑性刻齒變形并最終成形為多楔帶輪零件。根據(jù)多楔帶輪旋壓成形工藝流程提出了如下建模方案：通過(guò)螺旋進(jìn)給替代傳統(tǒng)建模方法，將坯料的自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)化為旋輪繞靜止坯料的阿基米德螺旋進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，并設(shè)置黏著接觸點(diǎn)使模型處于穩(wěn)定狀態(tài)。即坯料在模具夾持下固定不動(dòng)，每一道次旋輪先從徑向勻速靠近坯料，靠至即將接觸坯料時(shí)，旋輪以坯料軸線為旋轉(zhuǎn)中心做螺旋進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，進(jìn)給到所需深度后以恒定半徑繞坯料公轉(zhuǎn)一圈，然后退出，每一道次旋輪本身不自轉(zhuǎn)。

2 有限元模型建立及分析

2.1 建模過(guò)程

利用Deform- 3D軟件模擬V形帶輪的旋壓成形過(guò)程，建立如圖4所示的有限元模型。旋壓模擬工藝參數(shù)如表1所示。建立自定義材料屬性并賦予坯料，材料屬性按1.1節(jié)所述進(jìn)行定義。為了提高成形零件齒形的清晰度和模擬的精確度，模擬中做如下替換和簡(jiǎn)化。(1)坯料為彈塑性體，模具為剛性體。(2)由于六面體網(wǎng)格不能很好地描述齒尖形狀，因此選用四面體網(wǎng)格劃分方法，實(shí)際網(wǎng)格數(shù)31萬(wàn)；旋輪、上下模具以及芯模設(shè)置為解析剛體無(wú)需劃分網(wǎng)格。(3)刻齒過(guò)程中局部塑性應(yīng)變較大，需要在刻齒成形過(guò)程中對(duì)坯料設(shè)置網(wǎng)格重劃分，重劃分條件為干涉深度大于0.7，范圍為區(qū)域網(wǎng)格重劃分。(4)模擬過(guò)程中旋輪做進(jìn)給運(yùn)動(dòng)的同時(shí)繞坯料的中心軸轉(zhuǎn)動(dòng)，在接觸部位不僅存在滾動(dòng)摩擦，也存在滑動(dòng)摩擦；摩擦表現(xiàn)出高度的非線性特征，因此采用剪切摩擦進(jìn)行簡(jiǎn)化處理；旋輪與坯料間的摩擦因子設(shè)置為0.05[11]。(5)實(shí)際旋壓過(guò)程中加入石墨乳液作冷卻液，旋壓溫度恒定在常溫，因此忽略模擬成形過(guò)程中的溫度變化，將仿真成形過(guò)程視為等溫成形[12]，坯料與模具溫度設(shè)為20 ℃。

圖4 模型中坯料及其他模具的位置Fig.4 Locations of workpice and other molds in the model

表1 V形帶輪旋壓成形參數(shù)Table 1 Spinning forming parameters of V- shaped belt wheel

2.2 模擬結(jié)果

2.2.1 刻齒成形過(guò)程

在刻齒成形過(guò)程中，坯料部分區(qū)域?yàn)闇p薄旋壓。為防止成形過(guò)程中旋壓力過(guò)大導(dǎo)致減薄區(qū)域坯料破裂，將刻齒成形分為第一道次粗齒成形和第二道次細(xì)齒成形。在第一道次成形初期，如圖5所示，旋輪粗齒齒形部位先作用于坯料筒壁，接觸部位開(kāi)始向內(nèi)凹陷。此時(shí)材料不僅在縱向上向兩側(cè)齒尖流動(dòng)填充齒形，而且在橫向上向未刻齒區(qū)域流動(dòng)并有少量材料向已刻齒區(qū)域流動(dòng)。在成形中期，粗齒齒形區(qū)域進(jìn)一步與坯料貼合，此時(shí)金屬沿徑向發(fā)生劇烈變形，逐漸成形粗齒旋。壓力隨旋輪進(jìn)給量的增加而增大，且開(kāi)始時(shí)增大較快，至旋輪進(jìn)給量達(dá)到一定值后又減緩[13]。在成形末期，粗齒旋輪與坯料完全嚙合，粗齒齒形完全成形。

圖5 第一道次成形圖(左邊為旋輪，右邊為坯料)Fig.5 Forming diagram of the first working step (rotating wheel on the left and workpice on the right)

圖6為第二道次細(xì)齒成形過(guò)程圖。該道次在第一道次的基礎(chǔ)上進(jìn)一步細(xì)化齒形，以達(dá)到需要的齒形精度。

2.2.2 等效應(yīng)力分布特征

刻齒成形過(guò)程伴隨著區(qū)域減薄和增厚，旋壓過(guò)程中坯料可能出現(xiàn)減薄破裂。因此在減薄區(qū)域，即在將成形的齒底區(qū)取5個(gè)點(diǎn)分析等效應(yīng)力狀態(tài)，如圖7所示。圖8為5個(gè)點(diǎn)的等效應(yīng)力值隨時(shí)間的變化。

圖7 點(diǎn)追蹤位置Fig.7 Point- tracking positions

圖8 追蹤點(diǎn)處等效應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig.8 Variation curves of equivalent stress at tracking points with time

由圖8可以看出，在成形過(guò)程中，5個(gè)追蹤點(diǎn)的等效應(yīng)力值均為正，點(diǎn)與點(diǎn)之間的等效應(yīng)力變化趨勢(shì)相同且等效應(yīng)力值變化不大。這主要是因?yàn)?個(gè)點(diǎn)分布在同一條軸線上，同時(shí)與旋輪發(fā)生接觸，進(jìn)給深度相同，同一時(shí)間材料的變形抗力相同。由圖9和圖10可知，輪齒部位的等效應(yīng)力沿周向分布較為均勻，越靠近旋輪與坯料接觸區(qū)，等效應(yīng)力越大，坯料與旋輪直接接觸位置的等效應(yīng)力最大，遠(yuǎn)離接觸區(qū)域等效應(yīng)力幾乎為0。

圖9 第一道次等效應(yīng)力圖Fig.9 Equivalent stress diagram of the first working step

圖10 第二道次等效應(yīng)力圖Fig.10 Equivalent stress diagram of the second working step

圖9為第一道次成形時(shí)坯料所受等效應(yīng)力狀態(tài)。外筒壁刻齒成形區(qū)的應(yīng)力主要為壓應(yīng)力，齒壁區(qū)承受的是拉應(yīng)力。這是因?yàn)樵诖铸X旋輪進(jìn)給過(guò)程中，外筒壁刻齒區(qū)大部分材料受到擠壓逐漸填充齒形，而齒壁材料為了填充齒頂而受拉。由圖9等效應(yīng)力云圖可知，粗齒成形區(qū)的等效應(yīng)力最小為167 MPa，最大為668 MPa，說(shuō)明在粗齒成形道次結(jié)束后坯料處于彈塑性應(yīng)力狀態(tài)，卸載后存在回彈。圖10為第二道次成形時(shí)坯料所受等效應(yīng)力狀態(tài)。第二道次的最大等效應(yīng)力值大于第一道次。一方面，這是由于經(jīng)過(guò)第一道次成形后，材料變形抗力增大；另一方面，第二道次的進(jìn)給量大于第一道次。第二道次刻齒成形區(qū)的等效應(yīng)力為225～734 MPa，與第一道次相同，均處于彈塑性應(yīng)力狀態(tài)，卸載后，產(chǎn)生一定回彈。因此，為了防止實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中由于材料回彈而導(dǎo)致零件尺寸不達(dá)標(biāo)的情況，刻齒完成后，在保持進(jìn)給量不變的情況下繼續(xù)保持刻齒狀態(tài)一段時(shí)間，再取出坯料，以保證成形零件合格。

2.2.3 旋輪載荷

在旋壓過(guò)程中，旋輪齒及旋輪中心軸所受載荷較大，易造成旋輪齒破裂和旋輪中心軸斷裂。圖11分別是第一、第二道次旋壓過(guò)程中旋輪所受載荷隨時(shí)間的變化。從圖11可以看出，隨著時(shí)間的增加，旋輪所受載荷先緩慢增加，但增量不大。這是由于坯料首先受到旋輪的擠壓，此時(shí)旋輪與坯料剛接觸，進(jìn)給量不大，材料變形抗力小，故載荷增量不大。在時(shí)間為10和64 s左右時(shí)，第一道次和第二道次旋輪所受載荷均出現(xiàn)劇烈波動(dòng)，并分別于22和76 s時(shí)達(dá)到最大值，為87和155 kN。這是因?yàn)榕髁显谛喌淖饔孟庐a(chǎn)生塑性變形，發(fā)生加工硬化，變形抗力增加導(dǎo)致旋輪所受載荷增大。因此，在實(shí)際旋壓過(guò)程中，旋輪承受的載荷至少要大于155 kN。

圖11 旋輪所受載荷隨時(shí)間的變化Fig.11 Dependence of load acting on the rotary wheel on time

3 成形試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 零件試制

使用60 t立式數(shù)控旋壓機(jī)進(jìn)行試模驗(yàn)證，零件工裝和加工如圖12所示。加工動(dòng)作由PLC單元控制。石墨乳液用于潤(rùn)滑和冷卻。加工零件如圖13所示。從圖13可以看出，模擬工藝參數(shù)實(shí)現(xiàn)了V形帶輪旋壓成形的全工序生產(chǎn)。

圖12 60 t立式旋壓機(jī)工裝圖Fig.12 Assembly diagram of the 60 t vertical spinning machine

圖13 模擬成形零件與試制零件Fig.13 Simulated forming part and trial-producted part

3.2 試制零件與模擬成形件的驗(yàn)證

在同齒帶傳動(dòng)過(guò)程中，為使帶齒能順利嵌入輪齒槽且不會(huì)打滑脫出齒槽，要求帶齒與輪齒嚙合時(shí)有一定的齒側(cè)間隙。在帶輪齒槽的齒形角及頂部、根部圓角半徑已定的情況下，齒槽深度決定著輪齒與帶齒間接觸面積及徑向間隙的大小。因此，齒間距和齒槽深度是確定最終成形零件是否達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)的重要條件。在后處理中測(cè)量模擬成形件的尺寸數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖14所示。采用CV- 3100輪廓儀測(cè)量試制件的關(guān)鍵尺寸，結(jié)果如圖15所示?？梢钥闯?，試制零件的齒間距分別為3.569、3.562、3.579、3.551 mm，與模擬件尺寸的誤差分別為0.013、0.024、0.023、0.014 mm，最大誤差小于0.7%。試制件的齒槽深度分別為3.447、3.370、3.369、3.381、3.376 mm，與模擬件尺寸誤差分別為0.011、0.058、0.028、0.078、0.042 mm，最大誤差小于2.3%。由此可知，仿真模擬得出的工藝參數(shù)實(shí)現(xiàn)了齒形帶輪零件的全工序生產(chǎn)，模擬結(jié)果和實(shí)際成形零件在齒間距和齒槽深度等外形精度上具有良好的相符性，驗(yàn)證了本文建模方法的可行性。

圖14 模擬成形件尺寸Fig.14 Dimension of the simulated forming part

圖15 試制零件輪廓線Fig.15 Outline drawing of the trial-produced part

4 結(jié)論

(1)基于Deform- 3D平臺(tái)建立了V形帶輪旋壓成形有限元仿真模型，通過(guò)螺旋進(jìn)給替代傳統(tǒng)建模方法，將坯料的自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)化為旋輪繞靜止坯料的阿基米德螺旋進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，并在上下模具與坯料之間設(shè)置黏著接觸點(diǎn)使系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)，有效減少了計(jì)算量，實(shí)現(xiàn)了大旋比V形帶輪旋壓三維成形仿真，證明了建模的可行性。

(2)試制零件的齒間距與模擬件的最大誤差小于0.7%。試制零件的齒槽深度與模擬件的最大誤差小于2.3%，試制件與模擬件的相符度較高，證明了建模方法的可行性。

(3)實(shí)際旋壓過(guò)程中，第一道次旋輪可承受載荷至少要大于87 kN，第二道次旋輪可承受載荷至少要大于155 kN。由于刻齒結(jié)束后零件存在回彈的可能，因此刻齒后在保持進(jìn)給量不變的情況下應(yīng)繼續(xù)保持刻齒狀態(tài)一段時(shí)間。