振动摆动辗压成形实验分析

蔡改贫 姜志宏

江西理工大学,赣州,341000

0 引言

在金属的塑性加工中施加有效的振动载荷,可以大幅度降低加工过程中的变形抗力并附带产生其他对产品有利的影响[1]。出现这种效果的原因一般认为缘于金属塑性流动时振动对内部应力的体积效应,即材料成形时,其内部的变形抗力减小、延伸率提高、加工硬化降低等现象[2],但目前振动塑性成形体积效应的研究成果大多局限在超声频率范围内。

按照摆动辗压成形的工艺特点[3],将低频振动引入摆动辗压成形工艺之后,建立金属材料摆动辗压成形的本构关系,在中低频率范围开展振动摆动辗压成形的体积效应机理研究,已取得了一些成果[4]。为了验证低频振动摆动辗压成形体积效应机理研究的正确性,并为振动摆动辗压技术的推广应用提供技术支撑,需要开展相关的实验研究与分析。

1 实验设备简介

本实验是在自行研制的800k N立式振动摆动辗压机上完成的,设备的实物照片如图1a所示。

振动摆辗机的工作原理就是在普通摆辗的基础上,将某一特定的振动载荷沿指定方向附加到摆辗机的工件-模具振动系统中,使工件在成形时受到振动载荷的作用,如图1b所示。

实验设备的主要技术参数如表1所示。

图1 振动摆辗机实物照片及其工作原理图

表1 振动摆动辗压机主要技术参数

2 实验方案的确定

2.1 摆辗力检测方案的确定

振动摆辗工作过程中主油缸的压力测试采用如图2所示的电液伺服与比例控制系统方案进行检测。其中,电液伺服阀采用美国AUTOS公司研制的DLHZO型直动式滑套伺服比例阀,阀内有集成放大器。输入端的给定信号和位移传感器反馈输入信号比较后形成控制信号,经PID调节和功率放大后对电液伺服比例实现驱动控制,利用MA26压力变送器将压力传感器的信号放大和比较后,经下位机(PLC)的A/D转换后输出。

在压力测试原理中,伺服比例控制的给定输入信号是由上位机(PC)设定后,再传输给下位机的,然后通过PLC的模拟量模块进行D/A转换后输出给伺服比例放大器,从而实现主油缸的压力和位移的闭环控制。

2.2 实验参数与正交试验方案的确定

摆辗件的材料为 20CrMo,其屈服极限为885MPa,其尺寸为φ68.6mm×20mm。在综合考虑拔模斜度和飞边后,坯料的尺寸为φ56mm×30mm,其高径比为0.536。

选取以下参数,且每个参数分别给定3个水平,即：摆 头转速 n=70r/min,150r/min,250r/min,进 给 量 s=0.3mm/r,0.8mm/r,1.5mm/r,摆辗温度 θ=350℃,500℃,650℃,振幅 A=0.3mm,0.5mm,0.8mm,频率 f=20Hz,50Hz,90Hz,按照正交法可以构成一个由22个实验方案组成的正交试验表。

3 变形抗力数学模型的建立

在低频振动条件下,基于黏弹塑性本构关系的金属材料的变形抗力数学模型如下式[5]所示：

而零件在成形过程的实际变形抗力R,是根据所检测到的主油缸压力p与成形件的横截面的面积S0之比,即

4 实验结果分析

4.1 摆辗力的测试与分析

为了便于将振动摆辗力与普通摆辗力进行对比,可以从正交试验表中选取9组实验数据,且拟定3组普通摆辗的实验数据,构成摆辗力的测试方案,如表2所示。

按照摆辗力的检测方案,分别从表2中选取3组振动摆辗参数和1组普通摆辗参数进行实验,并分别对它们的摆辗力进行记录和处理,得到4条摆辗力-时间曲线,如图3所示。

从实测的摆辗力曲线来看,在弹性变形阶段(t＜2s),方案6、方案7和方案8的振动摆辗力比较接近普通摆辗实验的摆辗力;在t=2～5s内,方案6的摆辗力较大,其原因可能是在此阶段振动摆辗的工艺参数和振型参数相匹配。进入塑性区后(t＞5s),振动摆辗力均低于普通摆辗实验的摆辗力,方案7和方案8的摆辗力为普通摆辗实验摆辗力的3/5左右。

表2 圆柱件振动摆辗成形实验方案与参数

图3 实测摆辗力-时间的变化曲线

根据摆辗件的坯料尺寸(φ56mm×30mm)和摆辗工艺参数,按马尔辛尼克的圆柱体摆辗镦粗时的摆辗力公式,可以计算普通摆辗件(φ68.6mm ×20mm)的摆辗力Ftmin≈1230k N,摆辗件单位面积上的变形抗力为332.8MPa。

4.2 变形抗力与成形质量分析

以表2中各方案的实验参数,分别采用振动摆辗成形和普通摆辗成形,将φ56mm×30mm的坯料加工成为φ68.6mm×20mm的摆辗件。在实验过程中,采用图2的测试方案对摆辗机的液压系统的主油缸压力p进行测量,再根据摆辗件的尺寸计算表2中各方案对应的摆辗件的平均变形抗力R,计算摆辗件的最大直径d max与最小直径d min之比,其结果如表3所示。

表3 单位面积的变形抗力和形状特征的实验结果

由于坯料的高径比较大,从表3的测量结果发现,在9个振动摆辗件中有两个为蘑菇形,其原因可能是摆辗工艺参数与振型参数选择不合理;而在3个普通摆辗件中有两个为蘑菇形,且蘑菇形摆辗件的最大直径与最小直径的比值要比振动摆辗成形的蘑菇形摆辗件的最大直径与最小直径的比值要大。

在表3中,出现蘑菇形的摆辗件在成形过程中的变形抗力也较大,零件成形较为不足。

4.3 振型参数对摆辗成形的影响

4.3.1 振动频率对变形抗力和成形时间的影响

将摆辗工艺参数和振幅保持不变,而改变频率进行实验,结果如表4所示。

表4 频率对变形抗力和成形时间影响的实验测试结果

在表4的每组实验中,在其他参数保持不变的情况下,随着频率的增大,摆辗件的变形抗力呈下降的趋势。成形时间在6～8s之间,第3组有一个实验的时间为4.8s。

在其他参数保持不变条件下,当振动频率大于50Hz时,摆头转速越快,越有利于提高摆辗件的成形效率和成形质量。

4.3.2 振幅对变形抗力和成形时间的影响

将摆辗工艺参数和频率保持不变,改变振幅进行实验,其结果如表5所示。

表5 振幅对变形抗力和成形时间影响的实验测试结果

在表5的每组实验中,在其他参数保持不变的情况下,振幅的变化对摆辗件变形抗力的影响不明显。成形时间在6.5～8.5s之间,第3组实验的成形时间最短。

在其他参数保持不变条件下,当振幅小于0.5mm时,摆头转速越快,越有利于提高摆辗件的成形效率和成形质量。

4.4 工艺参数对摆辗成形的影响

4.4.1 摆辗温度

将摆辗工艺参数和振型参数保持不变,改变温度进行实验,其结果如表6所示。

表6 摆辗温度对变形抗力影响的实验测试结果

从表6的实验结果可以看出,在摆头转速、进给量、振动频率和振幅保持不变的情况下,第1组的实验结果差别较大且成形时间较短。而第2组和第3组的实验结果表明,摆辗件温度的变化对摆辗件的变形抗力影响不大,且成形时间较长。

在其他参数保持不变条件下,摆辗件温度越高,变形抗力越小,成形效率越高,然而在高温情况下,振型参数对摆辗件的成形影响不明显。

4.4.2 摆头转速和进给量

将摆辗温度和振型参数保持不变,改变摆头转速和进给量进行实验,其结果如表7所示。

从表7的实验结果可以看出,在振动频率和振幅保持不变的情况下,第1组实验的变形抗力的大小与第3组差别不大,而第2组的变形抗力最小。第3组实验的成形时间最短,第1组的成形时间最长。

表7 摆头转速和进给量对变形抗力影响的实验测试结果

在其他参数保持不变条件下,n越大,s越小,越有利于提高摆辗件的成形效率和成形质量;并且摆头转速越快,振动对摆辗成形的影响越大。

以上实验表明,摆辗件的变形抗力、成形效率和成形质量与工艺参数和振型参数的匹配有关。

5 实验结果与有限元模拟结果的比较

摆辗成形实验参数如表8所示。

表8 摆辗成形实验方案与参数

5.1 圆柱件普通摆辗成形与有限元模拟成形的比较

按照表8中的第1组实验参数对尺寸为φ56mm ×30mm圆柱形坯料进行普通摆辗成形,摆辗件的外形如图4所示。

图4中摆辗件上大下小,工件的变形区从靠近与摆头接触的平面开始逐渐向下转移,工件与摆头接触端出现明显的蘑菇形。

采用表8中第1组的实验参数在MSC.Marc2005环境下进行模拟,在坯料模型的尺寸和变形程度相同的情况下,摆辗件成形过程的有限元模拟结果如图5所示[6]。

图4的摆辗件实物和图5的模拟件外形相似,摆辗件的最大直径与最小直径之比为1.214,而模拟件的最大直径与最小直径之比为1.103。

由于坯料的高径比大于0.5,采用普通摆辗成形,并且进给量较大时,摆辗件容易出现正蘑菇形。

图4 普通摆辗件的实物照片

图5 普通摆辗的有限元模拟件

5.2 圆柱件振动摆辗成形与有限元模拟成形的比较

按照表8中的第2组的工艺参数和振型参数对尺寸为φ56mm×30mm圆柱形坯料进行振动摆辗成形,其外形如图6所示。

图6 振动摆辗件的实物照片

由于施加振动的作用,提高了金属的流动性,降低了材料的变形抗力,使坯料在径向和轴向变形均匀,工件的变形区为靠近与摆头接触的平面延伸至下模接触平面的整个零件,未出现蘑菇形和失稳状态。

同样采用表8中第2组的实验参数在MSC.Marc2005环境下进行模拟,在坯料模型的尺寸和变形程度相同的情况下,摆辗件成形过程的有限元模拟结果如图7所示。

图7 振动摆辗的有限元模拟件

图6的摆辗件实物和图7的模拟件外形相似,摆辗件的最大直径与最小直径之比约为1.014,而模拟件的最大直径与最小直径之比约为1.012。模拟件的特定方位上的外圆柱母线稍有弯曲,其原因首先是采用了振动条件下的黏弹塑性应力—应变曲线,其次是由于振动的附加以及温度场的耦合,导致材料的软化。

5.3 振动摆辗成形在复杂零件成形中的应用

节油器内花键套的结构如图8所示。在该零件的中间轴段上沿圆周均布5个齿形。由于齿形的齿顶与齿根径向尺寸变化大,齿槽与齿厚的尺寸大,因此在塑性成形时,金属流动的路径长,零件塑性成形困难[7]。

图8 内花键套摆辗件结构图

节油器内花键套摆辗成形实验所采用的材料也选为 20CrMo,坯料的尺寸为 φ35mm×31.5mm,其高径比为0.9。摆辗成形实验参数如表8所示。

图9 内花键套普通摆辗件的实物照片

按照表 8中的第 1组的实验参数对内花键套零件的坯料进行普通摆辗成形,摆辗件的外形如图9所示。

在图9所示的普通摆辗件中出现了明显的蘑菇形,最大直径与最小直径之比约为1.37,内花键套普通摆辗件的5个轮齿无论是在零件的直径方向还是在高度方向均表现为成形不足。

由于坯料的高径比接近1,采用普通摆辗成形时,当进给量较大时,摆辗件底部成形不足,使摆辗件出现了正蘑菇形。

按照表8中的第2组的实验参数对内花键套零件的坯料进行振动摆辗成形,其外形如图10所示。

图10 内花键套振动摆辗件的实物照片

在图10中的振动摆辗件沿高度方向的最大齿宽与最小齿宽之比接近于1,沿高度方向的最大齿高与最小齿高之比也接近于1,而振动摆辗件的最大直径与最小直径之比约为1.07。内花键套振动摆辗件的5个轮齿无论是在零件的直径方向还是在高度方向均表现为成形充分。其原因是振动塑性成形过程中产生的体积效应、表面效应以及温度耦合所致。

6 结束语

从实验情况来看,圆柱体振动摆辗成形过程中实测的成形力比普通摆辗实测的成形力降低30%～50%,实验结果与前述的体积效应分析和有限元模拟的结果基本吻合。

从变形特征来看,由于摆辗成形过程中振动的附加,使材料的变形抗力降低,在试件的整个变形高度上变形比较均匀,试件在参数选择合适的情况下没有出现蘑菇形,而在相同工艺条件下的普通摆辗件则比较容易出现蘑菇形;分别改变摆辗工艺参数和振型参数进行振动摆辗成形实验分析,实验结果与有限元模拟分析结果基本吻合。

通过对摩托车内花键套零件的振动摆辗实验分析可知,振动摆辗与普通摆辗相比具有较好的工艺性以及更广的加工范围,说明在复杂零件的塑性加工方面,振动摆辗加工方法具有较好的实用价值和推广意义。

[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] 韩清凯.金属材料加工中的振动利用问题[J].中国机械工程,2001,12(5)：594-597.

[3] 裴兴华,张猛,胡亚民.摆动辗压[M].北京：机械工业出版社,1991.

[4] 蔡改贫.振动摆动辗压成形机理研究及三维粘弹塑性有限元分析[D].北京：北京科技大学,2006.

[5] 蔡改贫,姜志宏,翁海珊.低频振动塑性成形粘弹塑性模型的体积效应分析[J].机械强度,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] 蔡改贫,罗会铭,翁海珊.纵向振动摆动辗压精密成形试验研究[J].机床与液压,2004(5)：28-30.