蔡改貧 姜志宏

江西理工大學,贛州,341000

0 引言

在金屬的塑性加工中施加有效的振動載荷,可以大幅度降低加工過程中的變形抗力并附帶產生其他對產品有利的影響[1]。出現(xiàn)這種效果的原因一般認為緣于金屬塑性流動時振動對內部應力的體積效應,即材料成形時,其內部的變形抗力減小、延伸率提高、加工硬化降低等現(xiàn)象[2],但目前振動塑性成形體積效應的研究成果大多局限在超聲頻率范圍內。

按照擺動輾壓成形的工藝特點[3],將低頻振動引入擺動輾壓成形工藝之后,建立金屬材料擺動輾壓成形的本構關系,在中低頻率范圍開展振動擺動輾壓成形的體積效應機理研究,已取得了一些成果[4]。為了驗證低頻振動擺動輾壓成形體積效應機理研究的正確性,并為振動擺動輾壓技術的推廣應用提供技術支撐,需要開展相關的實驗研究與分析。

1 實驗設備簡介

本實驗是在自行研制的800k N立式振動擺動輾壓機上完成的,設備的實物照片如圖1a所示。

振動擺輾機的工作原理就是在普通擺輾的基礎上,將某一特定的振動載荷沿指定方向附加到擺輾機的工件-模具振動系統(tǒng)中,使工件在成形時受到振動載荷的作用,如圖1b所示。

實驗設備的主要技術參數如表1所示。

圖1 振動擺輾機實物照片及其工作原理圖

表1 振動擺動輾壓機主要技術參數

2 實驗方案的確定

2.1 擺輾力檢測方案的確定

振動擺輾工作過程中主油缸的壓力測試采用如圖2所示的電液伺服與比例控制系統(tǒng)方案進行檢測。其中,電液伺服閥采用美國AUTOS公司研制的DLHZO型直動式滑套伺服比例閥,閥內有集成放大器。輸入端的給定信號和位移傳感器反饋輸入信號比較后形成控制信號,經PID調節(jié)和功率放大后對電液伺服比例實現(xiàn)驅動控制,利用MA26壓力變送器將壓力傳感器的信號放大和比較后,經下位機(PLC)的A/D轉換后輸出。

在壓力測試原理中,伺服比例控制的給定輸入信號是由上位機(PC)設定后,再傳輸給下位機的,然后通過PLC的模擬量模塊進行D/A轉換后輸出給伺服比例放大器,從而實現(xiàn)主油缸的壓力和位移的閉環(huán)控制。

2.2 實驗參數與正交試驗方案的確定

擺輾件的材料為 20CrMo,其屈服極限為885MPa,其尺寸為φ68.6mm×20mm。在綜合考慮拔模斜度和飛邊后,坯料的尺寸為φ56mm×30mm,其高徑比為0.536。

選取以下參數,且每個參數分別給定3個水平,即：擺 頭轉速 n=70r/min,150r/min,250r/min,進 給 量 s=0.3mm/r,0.8mm/r,1.5mm/r,擺輾溫度 θ=350℃,500℃,650℃,振幅 A=0.3mm,0.5mm,0.8mm,頻率 f=20Hz,50Hz,90Hz,按照正交法可以構成一個由22個實驗方案組成的正交試驗表。

3 變形抗力數學模型的建立

在低頻振動條件下,基于黏彈塑性本構關系的金屬材料的變形抗力數學模型如下式[5]所示：

而零件在成形過程的實際變形抗力R,是根據所檢測到的主油缸壓力p與成形件的橫截面的面積S0之比,即

4 實驗結果分析

4.1 擺輾力的測試與分析

為了便于將振動擺輾力與普通擺輾力進行對比,可以從正交試驗表中選取9組實驗數據,且擬定3組普通擺輾的實驗數據,構成擺輾力的測試方案,如表2所示。

按照擺輾力的檢測方案,分別從表2中選取3組振動擺輾參數和1組普通擺輾參數進行實驗,并分別對它們的擺輾力進行記錄和處理,得到4條擺輾力-時間曲線,如圖3所示。

從實測的擺輾力曲線來看,在彈性變形階段(t＜2s),方案6、方案7和方案8的振動擺輾力比較接近普通擺輾實驗的擺輾力;在t=2～5s內,方案6的擺輾力較大,其原因可能是在此階段振動擺輾的工藝參數和振型參數相匹配。進入塑性區(qū)后(t＞5s),振動擺輾力均低于普通擺輾實驗的擺輾力,方案7和方案8的擺輾力為普通擺輾實驗擺輾力的3/5左右。

表2 圓柱件振動擺輾成形實驗方案與參數

圖3 實測擺輾力-時間的變化曲線

根據擺輾件的坯料尺寸(φ56mm×30mm)和擺輾工藝參數,按馬爾辛尼克的圓柱體擺輾鐓粗時的擺輾力公式,可以計算普通擺輾件(φ68.6mm ×20mm)的擺輾力Ftmin≈1230k N,擺輾件單位面積上的變形抗力為332.8MPa。

4.2 變形抗力與成形質量分析

以表2中各方案的實驗參數,分別采用振動擺輾成形和普通擺輾成形,將φ56mm×30mm的坯料加工成為φ68.6mm×20mm的擺輾件。在實驗過程中,采用圖2的測試方案對擺輾機的液壓系統(tǒng)的主油缸壓力p進行測量,再根據擺輾件的尺寸計算表2中各方案對應的擺輾件的平均變形抗力R,計算擺輾件的最大直徑d max與最小直徑d min之比,其結果如表3所示。

表3 單位面積的變形抗力和形狀特征的實驗結果

由于坯料的高徑比較大,從表3的測量結果發(fā)現(xiàn),在9個振動擺輾件中有兩個為蘑菇形,其原因可能是擺輾工藝參數與振型參數選擇不合理;而在3個普通擺輾件中有兩個為蘑菇形,且蘑菇形擺輾件的最大直徑與最小直徑的比值要比振動擺輾成形的蘑菇形擺輾件的最大直徑與最小直徑的比值要大。

在表3中,出現(xiàn)蘑菇形的擺輾件在成形過程中的變形抗力也較大,零件成形較為不足。

4.3 振型參數對擺輾成形的影響

4.3.1 振動頻率對變形抗力和成形時間的影響

將擺輾工藝參數和振幅保持不變,而改變頻率進行實驗,結果如表4所示。

表4 頻率對變形抗力和成形時間影響的實驗測試結果

在表4的每組實驗中,在其他參數保持不變的情況下,隨著頻率的增大,擺輾件的變形抗力呈下降的趨勢。成形時間在6～8s之間,第3組有一個實驗的時間為4.8s。

在其他參數保持不變條件下,當振動頻率大于50Hz時,擺頭轉速越快,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質量。

4.3.2 振幅對變形抗力和成形時間的影響

將擺輾工藝參數和頻率保持不變,改變振幅進行實驗,其結果如表5所示。

表5 振幅對變形抗力和成形時間影響的實驗測試結果

在表5的每組實驗中,在其他參數保持不變的情況下,振幅的變化對擺輾件變形抗力的影響不明顯。成形時間在6.5～8.5s之間,第3組實驗的成形時間最短。

在其他參數保持不變條件下,當振幅小于0.5mm時,擺頭轉速越快,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質量。

4.4 工藝參數對擺輾成形的影響

4.4.1 擺輾溫度

將擺輾工藝參數和振型參數保持不變,改變溫度進行實驗,其結果如表6所示。

表6 擺輾溫度對變形抗力影響的實驗測試結果

從表6的實驗結果可以看出,在擺頭轉速、進給量、振動頻率和振幅保持不變的情況下,第1組的實驗結果差別較大且成形時間較短。而第2組和第3組的實驗結果表明,擺輾件溫度的變化對擺輾件的變形抗力影響不大,且成形時間較長。

在其他參數保持不變條件下,擺輾件溫度越高,變形抗力越小,成形效率越高,然而在高溫情況下,振型參數對擺輾件的成形影響不明顯。

4.4.2 擺頭轉速和進給量

將擺輾溫度和振型參數保持不變,改變擺頭轉速和進給量進行實驗,其結果如表7所示。

從表7的實驗結果可以看出,在振動頻率和振幅保持不變的情況下,第1組實驗的變形抗力的大小與第3組差別不大,而第2組的變形抗力最小。第3組實驗的成形時間最短,第1組的成形時間最長。

表7 擺頭轉速和進給量對變形抗力影響的實驗測試結果

在其他參數保持不變條件下,n越大,s越小,越有利于提高擺輾件的成形效率和成形質量;并且擺頭轉速越快,振動對擺輾成形的影響越大。

以上實驗表明,擺輾件的變形抗力、成形效率和成形質量與工藝參數和振型參數的匹配有關。

5 實驗結果與有限元模擬結果的比較

擺輾成形實驗參數如表8所示。

表8 擺輾成形實驗方案與參數

5.1 圓柱件普通擺輾成形與有限元模擬成形的比較

按照表8中的第1組實驗參數對尺寸為φ56mm ×30mm圓柱形坯料進行普通擺輾成形,擺輾件的外形如圖4所示。

圖4中擺輾件上大下小,工件的變形區(qū)從靠近與擺頭接觸的平面開始逐漸向下轉移,工件與擺頭接觸端出現(xiàn)明顯的蘑菇形。

采用表8中第1組的實驗參數在MSC.Marc2005環(huán)境下進行模擬,在坯料模型的尺寸和變形程度相同的情況下,擺輾件成形過程的有限元模擬結果如圖5所示[6]。

圖4的擺輾件實物和圖5的模擬件外形相似,擺輾件的最大直徑與最小直徑之比為1.214,而模擬件的最大直徑與最小直徑之比為1.103。

由于坯料的高徑比大于0.5,采用普通擺輾成形,并且進給量較大時,擺輾件容易出現(xiàn)正蘑菇形。

圖4 普通擺輾件的實物照片

圖5 普通擺輾的有限元模擬件

5.2 圓柱件振動擺輾成形與有限元模擬成形的比較

按照表8中的第2組的工藝參數和振型參數對尺寸為φ56mm×30mm圓柱形坯料進行振動擺輾成形,其外形如圖6所示。

圖6 振動擺輾件的實物照片

由于施加振動的作用,提高了金屬的流動性,降低了材料的變形抗力,使坯料在徑向和軸向變形均勻,工件的變形區(qū)為靠近與擺頭接觸的平面延伸至下模接觸平面的整個零件,未出現(xiàn)蘑菇形和失穩(wěn)狀態(tài)。

同樣采用表8中第2組的實驗參數在MSC.Marc2005環(huán)境下進行模擬,在坯料模型的尺寸和變形程度相同的情況下,擺輾件成形過程的有限元模擬結果如圖7所示。

圖7 振動擺輾的有限元模擬件

圖6的擺輾件實物和圖7的模擬件外形相似,擺輾件的最大直徑與最小直徑之比約為1.014,而模擬件的最大直徑與最小直徑之比約為1.012。模擬件的特定方位上的外圓柱母線稍有彎曲,其原因首先是采用了振動條件下的黏彈塑性應力—應變曲線,其次是由于振動的附加以及溫度場的耦合,導致材料的軟化。

5.3 振動擺輾成形在復雜零件成形中的應用

節(jié)油器內花鍵套的結構如圖8所示。在該零件的中間軸段上沿圓周均布5個齒形。由于齒形的齒頂與齒根徑向尺寸變化大,齒槽與齒厚的尺寸大,因此在塑性成形時,金屬流動的路徑長,零件塑性成形困難[7]。

圖8 內花鍵套擺輾件結構圖

節(jié)油器內花鍵套擺輾成形實驗所采用的材料也選為 20CrMo,坯料的尺寸為 φ35mm×31.5mm,其高徑比為0.9。擺輾成形實驗參數如表8所示。

圖9 內花鍵套普通擺輾件的實物照片

按照表 8中的第 1組的實驗參數對內花鍵套零件的坯料進行普通擺輾成形,擺輾件的外形如圖9所示。

在圖9所示的普通擺輾件中出現(xiàn)了明顯的蘑菇形,最大直徑與最小直徑之比約為1.37,內花鍵套普通擺輾件的5個輪齒無論是在零件的直徑方向還是在高度方向均表現(xiàn)為成形不足。

由于坯料的高徑比接近1,采用普通擺輾成形時,當進給量較大時,擺輾件底部成形不足,使擺輾件出現(xiàn)了正蘑菇形。

按照表8中的第2組的實驗參數對內花鍵套零件的坯料進行振動擺輾成形,其外形如圖10所示。

圖10 內花鍵套振動擺輾件的實物照片

在圖10中的振動擺輾件沿高度方向的最大齒寬與最小齒寬之比接近于1,沿高度方向的最大齒高與最小齒高之比也接近于1,而振動擺輾件的最大直徑與最小直徑之比約為1.07。內花鍵套振動擺輾件的5個輪齒無論是在零件的直徑方向還是在高度方向均表現(xiàn)為成形充分。其原因是振動塑性成形過程中產生的體積效應、表面效應以及溫度耦合所致。

6 結束語

從實驗情況來看,圓柱體振動擺輾成形過程中實測的成形力比普通擺輾實測的成形力降低30%～50%,實驗結果與前述的體積效應分析和有限元模擬的結果基本吻合。

從變形特征來看,由于擺輾成形過程中振動的附加,使材料的變形抗力降低,在試件的整個變形高度上變形比較均勻,試件在參數選擇合適的情況下沒有出現(xiàn)蘑菇形,而在相同工藝條件下的普通擺輾件則比較容易出現(xiàn)蘑菇形;分別改變擺輾工藝參數和振型參數進行振動擺輾成形實驗分析,實驗結果與有限元模擬分析結果基本吻合。

通過對摩托車內花鍵套零件的振動擺輾實驗分析可知,振動擺輾與普通擺輾相比具有較好的工藝性以及更廣的加工范圍,說明在復雜零件的塑性加工方面,振動擺輾加工方法具有較好的實用價值和推廣意義。

[1] Kirchner H O K.Plastic Deformation under Simultaneous Cyclic and Unidircetional Loading at Low and Ultrasonic Frequencies[J].Materials Science Engineering,1985,68：197-206.

[2] 韓清凱.金屬材料加工中的振動利用問題[J].中國機械工程,2001,12(5)：594-597.

[3] 裴興華,張猛,胡亞民.擺動輾壓[M].北京：機械工業(yè)出版社,1991.

[4] 蔡改貧.振動擺動輾壓成形機理研究及三維粘彈塑性有限元分析[D].北京：北京科技大學,2006.

[5] 蔡改貧,姜志宏,翁海珊.低頻振動塑性成形粘彈塑性模型的體積效應分析[J].機械強度,2007,29(2)：346-350.

[6] Keife H.Extrusion Through Two Die Openning：A 2D Upper-bound Analysis Checked by Plastic Experiments[J].Journal of Material Processing Technology,1993,37(1/4)：189-202.

[7] 蔡改貧,羅會銘,翁海珊.縱向振動擺動輾壓精密成形試驗研究[J].機床與液壓,2004(5)：28-30.