馬勇，彭程，桂偉，趙亞培，魏玉鳳

（合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥 230009）

法蘭軸是汽車傳動(dòng)系統(tǒng)中重要的軸類零件，主要作用是支持作回轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的傳動(dòng)零件并傳遞運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力，在惡劣的工作環(huán)境中需承受交變載荷，在生產(chǎn)過程中又要經(jīng)過熱處理、鍛造、磨削等易引起各種缺陷的工步［1—2］。傳統(tǒng)的成形工藝材料利用率低、機(jī)械加工余量大、鍛后工步多、生產(chǎn)周期較長等［3—4］，這些缺點(diǎn)使得生產(chǎn)成本很高，有礙企業(yè)發(fā)展。目前，法蘭軸大多采用模鍛工藝，如閉式模鍛、擠壓等［5—7］，可以減少能源消耗、提高鍛件表面及內(nèi)部質(zhì)量，從而達(dá)到提高產(chǎn)品質(zhì)量，降低產(chǎn)品成本的目的。

本課題研究的某型號(hào)法蘭軸是一個(gè)復(fù)雜的杯桿復(fù)合成形件，法蘭臺(tái)階和內(nèi)腔臺(tái)階數(shù)量多、截面變化劇烈，較難成形。對(duì)該法蘭軸采用熱擠壓工藝，根據(jù)擠壓件形狀結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了合理的工藝方案，為企業(yè)生產(chǎn)提供參考。

1 熱擠壓成形結(jié)構(gòu)分析

法蘭軸是一個(gè)復(fù)雜的杯桿復(fù)合成形件，鍛件圖如圖1所示。該法蘭軸可劃分為3個(gè)部分:①杯口的法蘭部分，用于連接汽車傳動(dòng)軸;②復(fù)雜異型內(nèi)腔的杯形結(jié)構(gòu);③端部的軸桿，與變速箱聯(lián)接起到傳遞扭矩的作用。

法蘭軸屬杯桿復(fù)合成形鍛件，其法蘭及內(nèi)腔部位變形最大，臺(tái)階數(shù)量多，截面變化劇烈。由金屬鐓粗時(shí)的變形規(guī)律可知，臺(tái)階部位屬于難變形區(qū)域，存在“死角區(qū)”，難以充滿模腔;法蘭部位變形量大，容易在其外表面出現(xiàn)鍛造開裂，臺(tái)階圓角過渡處出現(xiàn)裂紋、折疊等鍛造缺陷［8—14］。根據(jù)法蘭軸結(jié)構(gòu)及工藝分析，擬定工藝方案:下料→正擠軸部→頂鐓頭部→反擠法蘭及內(nèi)腔，如圖2所示。坯料選擇φ53 mm×80 mm的圓棒料，材料利用率為:V鍛件/V坯料=91.5%，擠壓設(shè)備選用10 MN的熱模鍛壓力機(jī)，初始擠壓溫度為1100℃。

圖1 法蘭軸鍛件尺寸Fig.1 Forging figure of the flange shaft

圖2 法蘭軸的成形方案Fig.2 Forming program of the flanged shaft

2 有限元模型建立

法蘭軸的材料為45號(hào)鋼，在DEFORM-3D中選用AISI-1045［1650-2200F（900～1200℃）］，凸模和凹模預(yù)熱到300℃，模具為剛性體，熱傳導(dǎo)系數(shù)為11 W/（m2×K），擠壓速度為1 mm/s。對(duì)于摩擦選擇塑性剪切摩擦模型，坯料擠壓前經(jīng)過磷皂化處理，摩擦因數(shù)為0.3。由于零件為旋轉(zhuǎn)體，所以取其1/4進(jìn)行模擬計(jì)算，網(wǎng)格數(shù)為1.2萬個(gè)，且網(wǎng)格畸變較大時(shí)系統(tǒng)自動(dòng)重劃網(wǎng)格，增量步為每步0.2 mm。法蘭軸成形工藝各工步的模具三維圖如圖3所示。

圖3 模具三維圖Fig.3 Three-dimensional figure of the mold

3 成形過程分析

3.1 工步一

圖4a為工步一正擠軸部的成形效果圖，坯料在成形過程中向模具兩邊流動(dòng)而溢出，產(chǎn)生鐓粗現(xiàn)象，這是因?yàn)榕髁显谂_(tái)階部分沿徑向受阻力過大，導(dǎo)致受力不均勻，而使坯料向橫向流動(dòng)。因此考慮在凹模上加套環(huán)，靠套環(huán)的徑向壓力來防止坯料在成形時(shí)的溢出鐓粗［15］，其效果如圖4b所示，此時(shí)鍛件充滿情況良好，無溢出現(xiàn)象。

圖4 工步一模擬效果Fig.4 Simulation effects of the first step

3.2 工步二

圖5為工步二頂鐓的成形效果圖，法蘭軸上部鐓粗的同時(shí)形成較淺的型腔，在型腔各區(qū)域都能順利地完成金屬填充，臺(tái)階部分圓滑，鍛件成形效果良好。

圖5 工步二的模擬效果Fig.5 Simulation effects of the second step

3.3 工步三

圖6為工步三反擠法蘭及型腔的成形效果圖。從圖6a可以明顯看到，法蘭頭部在成形過程中產(chǎn)生嚴(yán)重的折疊，這是由于頭部成形時(shí)擠壓失穩(wěn)造成的。將凸模頭部直徑由75 mm增至80 mm，內(nèi)腔臺(tái)階直徑分別加2 mm，其成形效果如圖6b所示，法蘭頭部未出現(xiàn)折疊現(xiàn)象，但在凸凹模間隙中產(chǎn)生了很明顯的毛刺，臺(tái)階部位的充滿情況也不好。將凸模頭部直徑改為76 mm，內(nèi)腔臺(tái)階直徑分別加1 mm，其成形效果如圖6c所示，型腔的各個(gè)區(qū)域都能順利地完成金屬填充，臺(tái)階部分填充效果良好，鍛件成形效果較好。

圖6 工步三的模擬效果Fig.6 Simulation effects of the third step

4 結(jié)果分析

等效應(yīng)力應(yīng)變能夠判斷金屬成形過程受力情況及變形程度［16］，為了研究成形過程等效應(yīng)力應(yīng)變分布及變化情況，在每個(gè)工步鍛件上取若干點(diǎn)進(jìn)行追蹤記錄，得到點(diǎn)追蹤應(yīng)力-時(shí)間曲線。

4.1 應(yīng)力分析

4.1.1 工步一

圖7為工步一的等效應(yīng)力分布。由圖7a可以看出，法蘭軸在臺(tái)階部位形狀發(fā)生變化，軸桿尾部直接與凹模底部相接，這兩處的等效應(yīng)力都較大，而頭部和軸桿上部的等效應(yīng)力相對(duì)較小。由圖7b可以看出，在擠壓開始階段，整個(gè)工件主體的等效應(yīng)力整體呈上升趨勢，當(dāng)50 s之后，點(diǎn)P1的等效應(yīng)力不斷變小，點(diǎn)P2，P3的等效應(yīng)力先變小后又持續(xù)增大，點(diǎn)P4的等效應(yīng)力一直處于較大值。這是由于點(diǎn)P1金屬變形量較小，點(diǎn)P2，P3處金屬與凹模接觸面積小且變形劇烈，點(diǎn)P4一直與凹模底部相接，始終處于高壓狀態(tài)。

圖7 工步一的等效應(yīng)力分布Fig.7 Equivalent stress distribution of the first step

4.1.2 工步二

圖8為工步二的等效應(yīng)力分布。由圖8a可以看出，法蘭軸在臺(tái)階部位和軸桿尾部的等效應(yīng)力明顯較大，法蘭軸軸桿不發(fā)生變形，因此等效應(yīng)力均勻且較小。由圖8a可以看出，法蘭軸頂部點(diǎn)P1，P2，P3，P4的應(yīng)力曲線較為平滑，應(yīng)力值均勻升高。P5處的應(yīng)力一開始變化很小，在約80步左右，增長速度加快，這是因?yàn)橥鼓Ｔ跀D壓內(nèi)腔臺(tái)階時(shí)，在徑向施加的力增大，從而使軸桿所受到的應(yīng)力增大。

圖8 工步二的等效應(yīng)力分布Fig.8 Equivalent stress distribution of the second step

4.1.3 工步三

圖9為工步三的等效應(yīng)力分布。由圖9a可以看出，只有法蘭軸第一個(gè)臺(tái)階處型腔的等效應(yīng)力最大，這是因?yàn)槌尚芜^程只有這里的金屬發(fā)生了較大變形。由圖9b 可以看出，點(diǎn)P1，P2，P3，P4的應(yīng)力均勻升高，P5處的應(yīng)力出現(xiàn)波動(dòng)升高，這是因?yàn)楣げ饺饘僮冃瘟鲿常冃尾粍×摇?/p>

圖9 工步三的等效應(yīng)力分布Fig.9 Equivalent stress distribution of the third step

4.2 應(yīng)變分析

4.2.1 工步一

圖10為工步一的等效應(yīng)變分布。由圖10a可以明顯看出，法蘭軸軸桿的應(yīng)變值明顯大于其他部位，這是因?yàn)檩S桿處直徑減小，發(fā)生了較大變形。由圖10a可以看出，法蘭軸在擠壓過程中，整個(gè)工件的等效應(yīng)變在50 s左右開始呈上升趨勢，此時(shí)開始成形臺(tái)階，并且點(diǎn)P3，P4的等效應(yīng)變變化大，說明在軸桿處工件變形量較大。

圖10 工步一的等效應(yīng)變分布Fig.10 Equivalent strain distribution of the first step

4.2.2 工步二

圖11為工步二的等效應(yīng)變分布。由圖11a可以看出，法蘭軸型腔內(nèi)的應(yīng)變值明顯大于其他部位，該工步其他部位并沒有發(fā)生大變形。由圖11b可以看出，點(diǎn)P3，P4處的應(yīng)變變化較大且應(yīng)變值大于點(diǎn)P1，P2，P5處的應(yīng)變，而這兩點(diǎn)所處的位置正是法蘭內(nèi)腔臺(tái)階處，相應(yīng)的金屬變形量大;點(diǎn)P1，P2，P5處的應(yīng)變值較小且變化不大，說明這三處的金屬變形量小。

圖11 工步二的等效應(yīng)變分布Fig.11 Equivalent strain distribution of the first step

4.2.3 工步三

圖12為工步二的等效應(yīng)變分布。由圖12a可以看出，法蘭軸型腔臺(tái)階處的等效應(yīng)變較大，這是法蘭軸最后成形的部位，變形量較大。由圖12b可以看出，點(diǎn)P1，P2，P3，P4處的應(yīng)變值不斷增大，這是因?yàn)樵跀D壓成形型腔過程中，這些部位都發(fā)生了較大變形，出現(xiàn)了3個(gè)臺(tái)階，型腔尺寸變大，壁厚明顯減薄。

圖12 工步三的等效應(yīng)變分布Fig.12 Equivalent strain distribution of the first step

5 結(jié)論

以法蘭軸為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行了結(jié)構(gòu)及工藝分析，擬定工藝方案并模擬成形過程，根據(jù)其效果，分析了缺陷原因并作工藝優(yōu)化，確定了最終工藝方案，最終可得如下結(jié)論。

1）法蘭軸屬杯桿復(fù)合成形鍛件，其法蘭及內(nèi)腔部位變形量大，臺(tái)階數(shù)量多，截面變化劇烈。根據(jù)工藝分析，擬定法蘭軸成形工藝方案為:下料→正擠軸部→頂鐓頭部→反擠法蘭及內(nèi)腔。

2）對(duì)其成形過程進(jìn)行有限元模擬及改進(jìn)，改進(jìn)后型腔的各個(gè)區(qū)域都能順利地完成金屬充型，臺(tái)階填充效果較好，無毛刺、折疊等缺陷，鍛件整體成形效果良好。

3）對(duì)改進(jìn)方案的模擬結(jié)果進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變分析，分析了每個(gè)工步擠壓件應(yīng)力應(yīng)變分布及變化情況，為實(shí)際生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)。

［1］朱正德.當(dāng)代汽車發(fā)動(dòng)機(jī)廠軸類零件適用探傷方法掃描［J］.現(xiàn)代零部件，2006（2）:89—94.

ZHU Zheng-de.Contemporary Automobile Engine Factory Axle Parts Suitable for Scan Testing Method［J］.Modern Parts，2006（2）:89—94.

［2］許超，商鴻池.汽車軸類零件非均勻材質(zhì)力學(xué)特性的有限元分析［J］.傳動(dòng)技術(shù)，2008，22（1）:36-37.

XU Chao，SHANG Hong-chi.Finite Element Analysis of Inhomogeneous Automotive Shafts Mechanical Properties of Materials［J］.Transmission Technology，2008，22（1）:36—37.

［3］蘇月娟，孫建新，王玉潔.帶中間法蘭的大型軸鍛件的鍛造工藝研究［J］.河北省科學(xué)院學(xué)報(bào)，2010，27（1）:24—26.

SU Yue-juan，SUN Jian-xin，WANG Yu-jie.Studies of Large Shaft Forgings Forging Process with Intermediate Flange［J］.Hebei Academy of Sciences，2010，27（1）:24—26.

［4］程俊偉，馮憲章，劉長紅.大變形法蘭軸鐓鍛成形數(shù)值分析［J］.熱加工工藝，2011，40（19）:72—74.

CHENG Jun-wei，F(xiàn)ENG Xian-zhang，LIU Changhong.Large Deformation Flange Shaft Upsetting Forming Numerical Analysis［J］.Thermal Processing，2011，40（19）:72—74.

［5］李志廣.法蘭軸類鍛件頂鍛拔模斜度的設(shè)計(jì)［J］.模具設(shè)計(jì)與制造，1998（1）:51—52.

LI Zhi-guang.Upset Forging Flange Shaft Design Draft Angle［J］.Mold Design and Manufacturing，1998（1）:51—52.

［6］柴蓉霞，于力，郭成.法蘭軸溫?cái)D壓成形工藝分析與擠壓凸、凹模參數(shù)優(yōu)化［J］.模具工業(yè)，2012，38（9）:62-66.

CHAI Rong-xia，YU Li，GUO Cheng.Hotbox Flange Extrusion Process Analysis and Squeeze Convex and Concave Mold Parameter Optimization［J］.Mold Industry，2012，38（9）:62—66.

［7］馮憲章，程俊偉，劉長紅，等.大變形法蘭軸鐓鍛成形技術(shù)研究［J］.熱加工工藝，2011，40（15）:21—23.

FENG Xian-zhang，CHENG Jun-wei，LIU Changhong.Flange Shaft Upsetting Large Deformation Forming Technology Research［J］.Thermal Processing，2011，40（15）:21—23.

［8］MIN Jie，WANG Hai-sheng.The Numerical Simulation for Compaction of Loose Defects of Large Forgings with DEFORM［C］.Industrial Control and Electronics Engineering，2012.

［9］高錦張.塑性成形工藝與模具設(shè)計(jì)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2007.

GAO Jin-zhang.Plastic Forming Process and Die Design［M］.Beijing:Machinery Industry Press，2007.

［10］郝濱海.擠壓模具簡明設(shè)計(jì)手冊［K］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2005.

HAO Bin-hai.Extrusion Die Concise Design Manual［K］.Beijing:Chemical Industry Press，2005.

［11］賈憲安，胡九錫.熱擠壓工藝及模具設(shè)計(jì)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1986.

JIA Xian-an，HU Jiu-xi.Hot Extrusion Process and Die Design［M］.Beijing:Machinery Industry Press，1986.

［12］中國機(jī)械工程學(xué)會(huì)塑性工程學(xué)會(huì).鍛壓手冊（鍛造分冊）［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2008.

Chinese Mechanical Engineering Society of Plastic Engineers.Forging Manual（Forging Volume）［M］.Beijing:Machinery Industry Press，2008.

［13］張大偉，楊合，孫志超.多向加載近凈成形研究動(dòng)態(tài)［J］.精密成形工程 2009，1（1）:39—46.

ZHANG Da-wei，YANG He，SUN Zhi-chao.Multi-directional Loading on the Near-NET Shape Dynamics［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2009，1（1）:39—46.

［14］劉全坤.材料成形基本原理［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2004.

LIU Quan-kun.Materials Forming Principles［M］.Beijing:Machinery Industry Press，2004.

［15］李春峰.金屬塑性成形工藝及模具設(shè)計(jì)［M］.北京:高等教育出版社，2008.

LI Chun-fen.Metal Forming Technology and Die Design［M］.Beijing:Higher Education Press，2008.

［16］胡建軍，李小平.DEFORM-3D塑性成形CAE應(yīng)用教程［M］.北京:北京大學(xué)出版社，2011.

HU Jian-jun，LI Xiao-ping.DEFORM-3D Forming CAE Application Tutorial［M］.Beijing:Beijing University Press，2011.