郭肖肖，付建華，劉志奇，時(shí)曉向

（太原科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西 太原 030024）

內(nèi)花鍵軸熱擠壓成形的數(shù)值模擬分析

郭肖肖，付建華，劉志奇，時(shí)曉向

（太原科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西 太原 030024）

根據(jù)內(nèi)花鍵軸零件的形狀尺寸特點(diǎn)，分析內(nèi)花鍵軸成形的工藝方式，運(yùn)用有限元軟件DEFORM－3D對(duì)內(nèi)花鍵軸熱擠壓成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)成形過程中凸模的載荷－行程曲線和擠壓件溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，并研究坯料加預(yù)熱溫度和擠壓速度對(duì)擠壓力的影響，分析得到坯料的最佳加熱溫度范圍為1100℃～1200℃，最合理的擠壓速度為10mm/s左右，為同類零件的加工及生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

熱擠壓；數(shù)值模擬；DEFORM－3D；內(nèi)花鍵軸

內(nèi)花鍵軸作為傳動(dòng)零件，其承載能力強(qiáng)、導(dǎo)向性好、對(duì)中性好[1]，是汽車傳動(dòng)的重要組成部件。近年來，隨著汽車、輪船、航天等領(lǐng)域制造業(yè)的快速發(fā)展，對(duì)內(nèi)花鍵軸的需求及使用要求不斷提高[2][3]。傳統(tǒng)的成形內(nèi)花鍵的方法—插齒、拉齒，在加工高強(qiáng)度、高精度大模數(shù)內(nèi)花鍵時(shí)費(fèi)時(shí)費(fèi)力，零件強(qiáng)度低，機(jī)械性能差，生產(chǎn)效率和材料利用率低，不能滿足大批量生產(chǎn)的要求[4]。熱擠壓是一種高效、低耗的金屬塑性成形工藝，機(jī)械加工余量小，成形件的結(jié)構(gòu)和機(jī)械性能遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于機(jī)加工件。由于高溫下材料的塑性提高，變形抗力降低，所以熱擠壓工藝可以成形硬度、強(qiáng)度較高的材料以及斷面形狀比較復(fù)雜，尺寸比較大的零件[5]。

1 內(nèi)花鍵軸成形工藝流程的制定

如圖1所示為內(nèi)花鍵軸零件圖，其中包括外軸的不連續(xù)且梯度較小的臺(tái)階和大模數(shù)內(nèi)花鍵兩部分，屬于斷面比較復(fù)雜的對(duì)稱零件。采用的40Cr材料在室溫下強(qiáng)度、硬度都較高，塑性較低，不易發(fā)生塑性變形。此內(nèi)花鍵軸成形的傳統(tǒng)工藝為：下料（圓棒）－中頻爐加溫－鐓粗－擠壓毛坯－沖孔－車外圓－拉內(nèi)齒。該工藝生產(chǎn)周期長(zhǎng)，生產(chǎn)效率和材料利用率都比較低，不能滿足大批量生產(chǎn)的要求。由于該零件在工作時(shí)受力情況比較復(fù)雜，需要較高的力學(xué)性能，所以本文提出成形內(nèi)花鍵軸的新工藝流程：下料（空心坯料）－中頻爐加溫－擠壓－熱處理－機(jī)加工。與傳統(tǒng)工藝相比，精簡(jiǎn)了工序，減少了設(shè)備投入，提高了生產(chǎn)效率和材料利用率，且降低了沖孔對(duì)材料的浪費(fèi)，是一種節(jié)材、高效的生產(chǎn)工藝。

圖1 內(nèi)花鍵軸零件圖

2 熱擠壓工藝分析

2.1 熱擠壓件圖

根據(jù)零件形狀及對(duì)熱擠壓工藝的分析，外軸的不連續(xù)臺(tái)階梯度較小且高度很小，不易成形，選擇直接擠出臺(tái)階的最大徑。同時(shí)根據(jù)零件的尺寸精度、形位公差以及使用要求[6]，兩端面和外軸都要留有一定的機(jī)加工余量，內(nèi)花鍵要與軸類件相配合，精度要求較高，也需留加工余量。設(shè)計(jì)出的熱擠壓件圖如圖2所示。

圖2 熱擠壓件圖

2.2 熱擠壓工藝方案

根據(jù)擠壓前、后體積不變?cè)瓌t，采用逆向法計(jì)算得到坯料的體積[7]，由此根據(jù)擠壓件產(chǎn)品圖可確定成形內(nèi)花鍵軸的坯料體積。根據(jù)熱擠壓件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，同時(shí)考慮充型時(shí)金屬的流動(dòng)性，選取如圖3空心坯料?82×?34×40mm進(jìn)行擠壓，一次成形內(nèi)花鍵和外軸臺(tái)階，只是隨著上模的下移，內(nèi)花鍵和外軸臺(tái)階兩部分先后完成。

圖3 坯料示意圖

3 內(nèi)花鍵軸熱擠壓工藝數(shù)值模擬

3.1 有限元模型的建立

內(nèi)花鍵軸選用的材料為40Cr，對(duì)應(yīng)DEFORM－3D中的美國(guó)編號(hào)AISI－5140[1450－2200F（800－1200℃）]。采用空心坯料，閉式模腔，在模具的間隙處會(huì)出現(xiàn)微量飛邊，不影響擠壓件的表面質(zhì)量，而且這些飛邊在機(jī)加工后會(huì)被去[8]。模具選用4Cr5MoSiAl，對(duì)應(yīng)DEFORM－3D中的A－H－13，假定為剛性體，分別預(yù)熱到300℃，熱傳導(dǎo)系數(shù)取11W/（m2·K），選擇塑性剪切摩擦模型[9]。

由于熱擠壓件為對(duì)稱體，為了節(jié)省模擬時(shí)間和存儲(chǔ)空間，取其1/4進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，設(shè)定網(wǎng)格數(shù)為4萬個(gè)，且進(jìn)行局部細(xì)劃分，當(dāng)網(wǎng)格出現(xiàn)畸變較大時(shí)系統(tǒng)會(huì)自動(dòng)重劃分網(wǎng)格。增步量為每步0.22mm，采用剛塑性材料本構(gòu)關(guān)系，建立成形內(nèi)花鍵軸的有限元模型[10]，設(shè)置不同的參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬。圖4為內(nèi)花鍵軸熱擠壓成形過程圖。

圖4 內(nèi)花鍵軸熱擠壓成形過程圖

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.2.1 對(duì)變形過程中擠壓力的分析

模擬參數(shù)按表1所示設(shè)定。整個(gè)擠壓過程凸模的載荷－行程曲線見圖5，大致可以分為三個(gè)階段。第一個(gè)階段為初始擠壓花鍵階段，從曲線的趨勢(shì)來看擠壓力是先增大后減小的。這是因?yàn)殡S著凸模的下移，變形區(qū)逐漸增大，坯料與模具的接觸面積變大，致使變形力和摩擦力都會(huì)增大，凸模繼續(xù)下移，坯料逐漸與模具變形部位脫離，變形區(qū)變小，變形力變??；第二個(gè)階段為第一個(gè)臺(tái)階成形階段，大體趨勢(shì)是先陡升后趨于平穩(wěn)。該階段凸模擠壓坯料下移，迫使部分坯料從凹模錐形孔中擠出，變形后的金屬順著凹?？琢鞒?，此過程變形程度較大，所以需要的擠壓力也會(huì)很大。第三個(gè)階段為第二個(gè)臺(tái)階成形階段，該階段凸模繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，沒有進(jìn)入?？椎慕饘倌軌蚱椒€(wěn)地向下移動(dòng)直到流入凹模型腔的第二個(gè)錐形區(qū)域，該擠壓過程中擠壓力的變化與第一個(gè)臺(tái)階成形時(shí)的擠壓力變化相似，都使得凸模的受力急劇上升，隨后金屬?gòu)牡诙€(gè)?？谥袛D出后，擠壓力在最大值附近波動(dòng)，且波動(dòng)稍大，最大值達(dá)到398kN。

表1 模擬參數(shù)的設(shè)定

圖5 凸模的載荷－行程圖

3.2.2 對(duì)變形過程中溫度場(chǎng)的分析

在開始擠壓前，坯料與環(huán)境及凹模有短時(shí)間接觸，表面有少許溫降。隨著凸模下移，花鍵部位成形初期，金屬有向外徑擴(kuò)張的趨勢(shì)，最終與型腔接觸，此部分金屬溫度下降較快，隨后金屬帶流入凹?？變?nèi)，變形程度增大，變形后的金屬溫度稍有升高，這是由于摩擦力做功產(chǎn)生熱量。如圖6所示為坯料擠壓終了時(shí)溫度分布圖，由圖可看出擠壓件的溫度分布是呈階梯狀的，由里向外逐漸減小。由于坯料下端面金屬只與環(huán)境發(fā)生熱交換，所以該部位溫度較高。擠壓終了時(shí)熱擠壓件的最高溫度為995℃，位于熱擠壓件的中心部位，這是由于在擠壓過程中坯料在擠壓力的作用下發(fā)生塑性變形，塑性變形產(chǎn)生塑性功，大部分的能量轉(zhuǎn)化為熱能，而摩擦力做功也會(huì)產(chǎn)生熱能，這些熱能在坯料內(nèi)部釋放不出去，最終被坯料本身吸收，從而使得該部位溫度較高。擠壓終了時(shí)最低溫度在第二個(gè)臺(tái)階拐角處，與模具長(zhǎng)時(shí)間接觸，熱量損失較多，溫度下降較快，降至561℃。

圖6 擠壓結(jié)束時(shí)的溫度分布圖

3.3 坯料加熱溫度對(duì)變形力的影響

固定表2中各參數(shù)，數(shù)值模擬坯料在不同加熱溫度下的內(nèi)花鍵軸熱擠壓成形過程，得到不同加熱溫度下凸模的載荷－行程曲線如圖7所示。

表2 模擬參數(shù)的設(shè)定

圖7 不同加熱溫度下凸模的載荷－行程圖

由圖7可看出，各溫度下曲線的變化趨勢(shì)大致是相似的，但隨著溫度的升高，凸模所受載荷明顯降低，而且在金屬進(jìn)入模孔成形臺(tái)階時(shí)，載荷上升的梯度有明顯降低的趨勢(shì)。這是由于坯料溫度升高，有利于坯料內(nèi)部的金屬流動(dòng)，在進(jìn)行大塑性變形時(shí)，坯料內(nèi)部金屬變形的劇烈程度減弱，從而使得變形抗力降低。根據(jù)該零件材料的流動(dòng)應(yīng)力應(yīng)變曲線可知，隨著溫度的降低，流動(dòng)應(yīng)力是逐漸升高的，那么發(fā)生相同的塑性變形，變形抗力是逐漸增大的。由此可知，坯料在較低的溫度下，流動(dòng)應(yīng)力較高，在擠壓過程中需要較大的變形力才能成形內(nèi)花鍵軸，此過程模具的破壞程度較大，而且噸位高的壓力機(jī)造價(jià)高，不經(jīng)濟(jì)。由圖可看出加熱溫度為800℃時(shí)的擠壓力為1200℃時(shí)的兩倍還多，相差很大。但加熱溫度也不是越高越好，過高的擠壓溫度雖然能大大降低坯料的變形抗力，但也會(huì)加劇坯料表面的氧化程度，影響擠壓件的質(zhì)量，同時(shí)對(duì)加熱設(shè)備的要求也會(huì)升高，容易氧化模具表面，使其壽命降低[5]。綜合以上分析，同時(shí)考慮實(shí)際生產(chǎn)條件，毛坯的加熱溫度最好選在1100℃～1200℃范圍內(nèi)。

3.4 擠壓速度對(duì)擠壓力的影響

固定表3中各參數(shù)，數(shù)值模擬不同擠壓速度下的內(nèi)花鍵軸成形過程，得到不同擠壓速度下凸模的載荷－行程曲線如圖8所示。從圖中六條曲線的變化趨勢(shì)可看出，在擠壓的初始階段，擠壓速度對(duì)擠壓力影響不大，在成形兩個(gè)臺(tái)階階段，擠壓力是隨著擠壓速度的增大先是降低之后趨于平穩(wěn)。在較低的擠壓速度范圍（2mm/s～10mm/s）內(nèi)，隨著工作速度的加快，坯料與模具的接觸時(shí)間變短，熱交換量變少，坯料溫度下降的較少，根據(jù)材料的流動(dòng)應(yīng)力曲線可以看出，流動(dòng)應(yīng)力較小，從而降低了金屬的變形抗力。在較高擠壓速度范圍內(nèi)，溫差對(duì)擠壓力的影響較小可忽略不計(jì)，擠壓速度的增大會(huì)導(dǎo)致金屬變形的應(yīng)變速率增大。根據(jù)材料的本構(gòu)特性曲線可知，金屬的流動(dòng)應(yīng)力增大，導(dǎo)致變形抗力升高，從而使成形所需擠壓力變大，同時(shí)應(yīng)變速率的增大會(huì)使變形過程中的溫度效應(yīng)增大，致使坯料溫度升高；同時(shí)也可促進(jìn)金屬的回復(fù)和再結(jié)晶，使金屬塑性提高[11]，從而降低了變形抗力。兩方面的作用導(dǎo)致變形抗力上升和降低的幅度相抵消，因而會(huì)出現(xiàn)在某個(gè)速度范圍內(nèi)（10mm/s～80mm/s）擠壓力變化不大的結(jié)果。擠壓速度過小，影響生產(chǎn)效率，擠壓速度過大，會(huì)造成擠壓終了溫度升高，致使金屬晶粒粗大，所以選取合適的擠壓速度非常重要。

表3 模擬參數(shù)的設(shè)定

圖8 不同擠壓速度下凸模的載荷－行程圖

綜合以上擠壓速度對(duì)擠壓力的影響，同時(shí)考慮在實(shí)際生產(chǎn)中既要保證零件的生產(chǎn)效率和質(zhì)量，又要最大限度地減小擠壓力，所以合理的擠壓速度應(yīng)選擇在10mm/s左右。

4 結(jié)論

對(duì)內(nèi)花鍵軸的熱擠壓成形過程進(jìn)行工藝設(shè)計(jì)，運(yùn)用DEFORM－3D對(duì)內(nèi)花鍵軸的成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

（1）通過對(duì)成形過程中的擠壓力及溫度場(chǎng)分析，驗(yàn)證了采用熱擠壓工藝成形內(nèi)花鍵軸的可行性。

（2）坯料加熱溫度對(duì)擠壓力的影響較大。隨著預(yù)熱溫度的升高，擠壓力是逐漸降低的。溫度過低，變形抗力急劇增大，所需的擠壓力非常大；溫度過高，浪費(fèi)能源且易造成模具損壞。通過研究不同加熱溫度對(duì)成形力的影響，得到坯料加熱溫度的最佳選取范圍為1100℃～1200℃。

（3）擠壓速度在較低時(shí)對(duì)擠壓力影響較大，隨著擠壓速度的升高擠壓力逐漸減??；當(dāng)擠壓速度增大到一定程度，擠壓力變化不大。通過研究不同擠壓速度對(duì)擠壓力的影響，得到合理的擠壓速度為10mm/s左右。

（4）與傳統(tǒng)的插齒、拉齒成形內(nèi)花鍵相比，采用熱擠壓工藝，不僅可提高零件的機(jī)械性能和力學(xué)性能，也可大大提高零件生產(chǎn)效率。

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Numerical simulationanalysis of hot extrusion forming process for internal spline shaft

GUO Xiaoxiao,FU Jianhua,LIU Zhiqi,SHI Xiaoxiang
（School of Materials Science and Engineering,Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024，Shanxi China）

According to the characteristics of shape and dimensions of internal spline shaft,the forming process of the internal spline shaft has been analyzed.The numerical simulation has been conducted to the hot extrusion forming process for internal spline shaft by use of finite element software DEFORM－3D.The loadstroke curve of convex die and the extrusion temperature field of forming process has been analyzed.The influence of heating temperature and extrusion speed of the billet to the extrusion force has been studied.It is obtained that the optimum heating temperature range of the billet is 1100℃～1200℃,and the most reasonable extrusion speed is about 10mm/s,which provides theoretical reference for the processing and production of same kinds of parts.

Internal spline shaft;Hot extrusion;Numerical simulation;DEFORM－3D

TG376.2

A

10.16316/j.issn.1672－0121.2016.04.031

1672－0121（2016）04－0105－04

2016－03－10；

2016－05－16

郭肖肖（1989－），女，碩士在讀，主攻金屬塑性成形工藝及模擬研究。E－mail：315343825＠qq.com