付傳鋒 ， 李月明

（中車戚墅堰機車車輛工藝研究所有限公司，江蘇 常州 213011）

0 引言

隨著高速列車運行速度的提升，制動性能對列車安全平穩(wěn)運行越顯關(guān)鍵。制動盤和盤轂組成的盤型制動系統(tǒng)具有制動距離短、可靠性好的優(yōu)點[1]。高速列車盤轂是軸裝制動盤和車軸之間的聯(lián)接件，盤轂內(nèi)孔與車軸過盈配合連接，盤轂爪部與軸裝制動盤通過螺栓相連。高速列車運行時，盤轂承受著徑向力、軸向力、扭矩、慣性力、路譜振動和沖擊等復(fù)雜作用力[2-7]。

張龍等[8]運用Deform-3D 軟件仿真分析了高速列車制動盤盤轂?zāi)ｅ戇^程，得到應(yīng)力、應(yīng)變和溫度的變化規(guī)律，預(yù)測了盤轂完全成形所需的鍛錘打擊次數(shù)，以及模具可能產(chǎn)生的塌陷、開裂位置。雖然該研究成果對盤轂?zāi)ｅ懠郫B缺陷、模具的塌陷和開裂位置預(yù)測有一定的借鑒意義，但并沒有研究盤轂預(yù)制坯形狀尺寸、模鍛件結(jié)構(gòu)對精密成形的影響。鑒于高速列車盤轂的受力情況及其比較復(fù)雜的形狀尺寸，有必要研究其在精密成形過程中需避免的成形缺陷，減少機械加工余量，盡量保持精密成形件金屬流線的完整性，為產(chǎn)品開發(fā)提供理論依據(jù)，解決工程實際應(yīng)用問題。

本研究應(yīng)用Deform-3D 軟件數(shù)值模擬研究連皮結(jié)構(gòu)、預(yù)制坯高度對盤轂精密成形的影響。

1 盤轂結(jié)構(gòu)及成形工藝設(shè)計

高速列車盤轂零件材質(zhì)為40Cr，屬于深腔、薄壁、大孔徑類零件（圖1）。薄壁轂外側(cè)均勻分布九爪，爪寬度為40 mm，高度為24 mm。薄壁轂高度為150 mm，最小壁厚為15 mm。該零件的九爪高度與外徑尺寸、九爪下方加強筋外徑尺寸、薄壁轂高度與內(nèi)孔尺寸均要求較高，需機械加工確保精度。薄壁轂外表面為非關(guān)鍵尺寸，可以精密成形達到設(shè)計要求[9]?？紤]實際生產(chǎn)情況，薄壁轂高度方向、內(nèi)孔單邊機械加工余量設(shè)計為4 mm，其余機械加工部位外形尺寸單邊余量設(shè)計為3 mm。盤轂精密成形件如圖2 所示。

圖1 高速列車盤轂零件Fig.1 Disc hub part for a certain of high-speed train

圖2 盤轂精密成形件Fig.2 Disc hub precision forming part

由于盤轂?zāi)ｅ懠?nèi)孔直徑D＞60 mm，根據(jù)文獻[10]，應(yīng)將內(nèi)腔設(shè)計成斜底連皮。厚度h′按平底連皮計算。平底連皮厚度計算公式為：

式中：D為鍛件內(nèi)孔直徑；h為鍛件內(nèi)孔深度，h=12.1 mm。

因此，斜底連皮的最小厚度h″=0.65h′=7.9 mm，設(shè)計中最小連皮厚度取整為8 mm。

盤轂成形擬采用下料→加熱→鐓粗→精密成形→切邊的工藝流程。

2 數(shù)值模擬分析

盤轂精密成形件為軸對稱幾何體，其變形規(guī)律及載荷作用可視為軸對稱問題[11]。為提高計算效率，取零件的1/9 部分進行模擬分析。應(yīng)用Deform-3D 數(shù)值模擬時，坯料材料選擇AISI 5140鋼，始鍛溫度為1160 ℃，鍛模溫度為200 ℃，上模加載速度為100 mm/s，上模、下模與坯料之間的摩擦因子均為0.3，環(huán)境溫度為20 ℃。坯料的網(wǎng)格劃分為55 000 單元，最小單元邊長為2.47 mm，求解步長設(shè)為0.8 mm。

斜底的連皮結(jié)構(gòu)見圖3[12]，包括連皮位置h、連皮最小厚度h″、斜度α、過渡圓角R。連皮位置的設(shè)計關(guān)系到模鍛件充填效果、模具成本、材料利用率及模鍛操作等。最小厚度影響模鍛變形力、模具磨損、沖孔變形、材料消耗等。斜度、過渡圓角影響坯料流動、材料消耗等。

圖3 斜底的連皮結(jié)構(gòu)[12]Fig.3 Heavy tap wad structure

2.1 連皮位置對成形的影響

盤轂精密成形件的形狀決定其在高度方向上的分模，一般應(yīng)盡量選擇在中間部位分模，即連皮設(shè)計在薄壁轂的中間部位。連皮位置的設(shè)計應(yīng)有利于模鍛件成形、提高材料利用率、降低變形力等[13-14]。

為了分析連皮位置對盤轂成形的影響，在h″=8 mm、α=3°、R=25 mm 時，進行h值分別為75、80、85 mm 的數(shù)值模擬。模擬結(jié)果表明：當h=75 mm 時，薄壁轂下端面在倒數(shù)第4 步充填飽滿，終鍛時變形力為5.38 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為149 MPa；當h=80 mm 時，薄壁轂上、下端面在倒數(shù)第6 步充填飽滿，終鍛時變形力為5.45 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為151 MPa；當h=85 mm時，薄壁轂上端面在倒數(shù)第9 步充填飽滿，終鍛時變形力為5.55 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為148 MPa。鍛件本體（切邊后的狀態(tài)，不包括飛邊、連皮，中間最小厚度處為連皮部位，切邊時要去除）最大等效應(yīng)力均位于連皮過渡圓角處（圖4）。當h從75 mm 增加到85 mm 時，終鍛時的變形力逐漸增加，增加幅度為3.2%；隨著h的變化，鍛件本體最大等效應(yīng)力變化很??；連皮位置影響薄壁轂上、下端面的充填效果，當h=85 mm 時，薄壁轂上、下端面最先充填飽滿，即隨著h的增加，薄壁轂上、下端面的充填效果越好。綜合考慮變形力、最大等效應(yīng)力、充填效果等因素，h設(shè)計為85 mm 為宜。

圖4 盤轂終鍛時的等效應(yīng)力分布Fig.4 Equivalent force distribution of the disk hub in finish forging

2.2 連皮最小厚度對成形的影響

為了分析連皮最小厚度對盤轂?zāi)ｅ懗尚渭白冃瘟Φ挠绊懀趆=85 mm、α=3°、R=25 mm 時，進行連皮最小厚度h″分別為8、9.5、11 mm 的數(shù)值模擬。3 種連皮最小厚度下的變形力-壓下量（壓下量相當于變形量，即坯料原先高度與變形后高度之差，或坯料被壓下的距離）關(guān)系曲線如圖5 所示。結(jié)果表明：連皮最小厚度h′′不影響盤轂精密成形件的充填效果；當h″=9.5 mm 時，終鍛時的變形力為5.31 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為151 MPa；當h″=11 mm 時，終鍛時的變形力為5.03 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為153 MPa；隨著連皮最小厚度h″的增加，終鍛時的變形力逐漸減小，h″從8 mm 增加到11 mm 時，變形力減小幅度為9.4%，終鍛時鍛件本體最大等效應(yīng)力增加幅度為3.4%，連皮部位多消耗1 kg 原材料。綜合考慮充填效果、變形力、最大等效應(yīng)力、材料利用率等因素，建議連皮最小厚度h″設(shè)計為8 mm。

圖5 3 種連皮最小厚度下的變形力-壓下量關(guān)系曲線Fig.5 Relation curves of deformation force and rolling reduction under three kinds of minimum thickness

2.3 連皮斜度對成形的影響

為了分析連皮斜度對盤轂?zāi)ｅ懗尚渭白冃瘟Φ挠绊?，在h=85 mm、R=25 mm、h″=8 mm 時，進行連皮斜度α分別為3°、4°、5°的數(shù)值模擬。3 種連皮斜度下的變形力-壓下量關(guān)系曲線如圖6 所示。結(jié)果表明：連皮斜度α不影響盤轂精密成形件的充填效果；當α=4°時，終鍛時的變形力為5.32 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為147 MPa；當α=5°時，終鍛時的變形力為5.24 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為152 MPa。隨著連皮斜度α的變化，鍛件本體最大等效應(yīng)力變化很?。浑S著連皮斜度α的增加，終鍛時的變形力逐漸減小，α從3°增加到5°時，變形力減小幅度為5.6%，連皮部位多消耗0.9 kg 原材料。綜合考慮充填效果、變形力、最大等效應(yīng)力、材料利用率等因素，連皮斜度α設(shè)計為3°。

圖6 3 種斜度下的變形力-壓下量關(guān)系曲線Fig.6 Relation curves of deformation force and rolling reduction under three kinds of slopes

2.4 連皮過渡圓角對成形的影響

在h=85 mm、h″=8 mm、α=3°時，進行連皮過渡圓角半徑R分別為20、25、30 mm 的精密成形數(shù)值模擬。3 種連皮過渡圓角時的變形力-壓下量關(guān)系曲線見圖7。結(jié)果表明：連皮過渡圓角半徑R不影響盤轂精密成形件的充填效果；當R=20 mm 時，終鍛時的變形力為5.53 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為153 MPa；當R=30 mm 時，終鍛時的變形力為5.26 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為154 MPa；當連皮過渡圓角R從20 mm 增加到30 mm 時，終鍛時的變形力才有所減小，減小幅度為4.9%，連皮部位多消耗0.76 kg 原材料?？紤]到生產(chǎn)實際中模具過渡圓角部位受熱、坯料沖刷等因素，連皮過渡圓角R宜設(shè)計為30 mm。

圖7 3 種過渡圓角的變形力-壓下量關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of deformation force and rolling reduction under three kinds of transition fillets

2.5 預(yù)制坯高度對成形的影響

預(yù)制坯作為坯料與精密成形件之間的過渡，其形狀尺寸是否合理尤為重要。預(yù)制坯首先是要保證能放入模膛內(nèi)，其次還要能在模膛內(nèi)準確定位，最終要保證精密成形時有利于坯料流動成形、充滿型腔且不出現(xiàn)裂紋、折疊等缺陷。

為了設(shè)計出合理的坯料，分析預(yù)制坯對成形的影響，進行預(yù)制坯高度分別為90、93、96 mm 的精密成形數(shù)值模擬。模擬結(jié)果表明：預(yù)制坯高度影響盤轂精密成形件的充填效果。當預(yù)制坯高度為90 mm 時，終鍛時的變形力為5.26 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為154 MPa，薄壁轂上端面接近充滿時產(chǎn)生折疊現(xiàn)象（圖8 中紅色圓圈部位）；當預(yù)制坯高度為93 mm 時，終鍛時的變形力為5.21 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為150 MPa；當預(yù)制坯高度為96 mm，終鍛時的變形力為5.20 MN，鍛件本體最大等效應(yīng)力為150 MPa。預(yù)制坯高度從90 mm 增加到96 mm 時，終鍛時的變形力、鍛件本體最大等效應(yīng)力逐漸減小，變形力減小幅度為1.1%，鍛件本體最大等效應(yīng)力減小幅度為2.6%。預(yù)制坯高度不能設(shè)計為90 mm，綜合考慮準確定位、終鍛時的變形力、鍛件本體最大等效應(yīng)力等因素，預(yù)制坯高度宜設(shè)計為93 mm。

圖8 薄壁轂上端面的折疊現(xiàn)象Fig.8 The folding phenomenon of the upper end of thin-walled hub

3 結(jié)論

1）連皮位置h從75 mm 增加到85 mm 時，終鍛時的變形力逐漸增加；當h=85 mm 時，薄壁轂上下端面的充填效果最好。

2）連皮最小厚度h″從8 mm 增加到11 mm時，終鍛時的變形力逐漸減小。

3）連皮斜度α從3°增加到5°時，終鍛時的變形力逐漸減小。

4）連皮過渡圓角R從20 mm 增加到30 mm時，終鍛時的變形力才有所減小。

5）預(yù)制坯高度從90 mm 增加到96 mm 時，終鍛時的變形力、鍛件本體的最大等效應(yīng)力逐漸減小。