孔祥健,張敬沖,姚 遠,朱金婷,李 言

(西安理工大學 機械與精密儀器工程學院,陜西 西安 710048)

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紫銅材料齒條冷滾打金屬變形行為研究

孔祥健,張敬沖,姚 遠,朱金婷,李 言

(西安理工大學 機械與精密儀器工程學院,陜西 西安 710048)

分析了齒條高速冷滾打成形原理，在ABAQUS中建立齒條冷滾打有限元模型,由于塑性應變的大小代表著金屬的流動情況,重點對成形過程的應力應變變化情況進行了仿真分析。在改造的冷滾打設備上進行齒條冷滾打試驗,對滾打后材料的金屬纖維組織和硬度變化進行分析,以研究齒條冷滾打塑性成形過程中金屬的流動規(guī)律和成形制件組織性能。研究結果表明,齒條冷滾打過程中,金屬組織未被切斷,晶粒得到破碎和細化,最終被滾壓成纖維組織;冷滾打工藝有效地改善了金屬表面的金相組織,使工件硬度和強度有較大提高,是一種非常有前景的精密塑性成形技術。

齒條; 冷滾打; 纖維組織; 硬度; 金屬流動

目前,齒條類零件的加工方法主要還是停留在有屑加工的層面上。大都是經過多次的熱處理和高溫鍛造再加上切削加工,切斷了金屬毛坯本身的金屬纖維流線,造成金屬纖維絲的斷裂,使得齒條抗疲勞強度降低、壽命縮短,承載能力受到限制,表面質量波動大,產品的質量差;同時材料的利用率和生產效率低,污染環(huán)境,消耗能源和資源較多。

塑性成形技術是利用金屬材料的可塑性,使金屬在力場或同時輔以溫度場的作用下實現體積轉移,可有效改善金屬的微觀組織和機械性能,從而獲得形狀、尺寸和性能都滿足要求的少量或無切屑、綠色成形制造方法,因其具有高效、優(yōu)質、低耗等優(yōu)點,已成為當今先進制造技術的重要組成部分[1]。高速冷滾打成形技術作為一種新型的精密塑性成形技術,是利用金屬坯料本身的塑性,通過高速旋轉的滾打輪斷續(xù)的對毛坯進行滾壓和擊打,使其發(fā)生塑性變形,形成所需要的齒廓形狀[2]。

對冷滾打成形的研究最早可追溯到1955年,瑞士的兩位學者Krapfenbauer和Grob提出一種冷滾打花鍵技術[3]。Kurz等[4]對冷滾打成形過程進行仿真建模分析,并通過仿真與實驗中的擊打力、工件坯料的應力值和應變值相對比,驗證了仿真模擬的可靠性。Kahn-Jetter[5]通過有限元仿真分析了花鍵在對稱加載和非對稱加載條件下應力和應變的變化情況以及應力集中分布問題。目前有學者致力于冷滾打成形研究中,將其應用于花鍵、絲杠、板料等的加工中,在動力學、運動學、成形仿真、滾打輪設計等方面的研究取得了一定的成果[6-10],但是尚未將其明確應用于齒條成形過程。

本文嘗試將高速冷滾打成形技術應用于齒條的加工中,重點研究成形過程中金屬組織的變形情況。

1 齒條冷滾打成形原理

齒條冷滾打成形與常見的基于切削的齒條加工有本質的區(qū)別,其工作原理如圖1所示。主要是利用齒條毛坯本身所具有的塑性,用特定齒廓、高速旋轉的滾打輪對齒坯進行逐點斷續(xù)滾壓和擊打,使齒坯表層金屬產生塑性流動,從而獲得所需的廓形。三個滾打輪通過芯軸均勻地安裝在支撐軸上,并可繞自身的軸線(芯軸)轉動。當支撐軸在中心主軸的帶動下高速旋轉時,該運動實現滾打輪的公轉。當滾打輪和工件不接觸時,滾打輪只有公轉運動;當滾打輪接觸到工件的時候,由于滾打輪和齒坯之間摩擦力的存在,滾打輪進行自轉,其自轉速度由工件的進給速度和兩者接觸時的摩擦力確定,使得滾打輪和工件之間運動為純滾動,從而可以延長滾打輪的壽命，并保證齒坯的表面質量。

圖1 齒條冷滾打原理圖Fig.1 Principle of rack cold roll-beating

2 有限元分析

2.1 有限元模型的建立

在此重點研究滾打輪擊打工件的過程中金屬材料的流動情況。為了提高有限元模擬的精度，減少運行時間,并且考慮到滾打輪的支撐軸對仿真結果的影響很小,所以在該模型中只建立滾打輪和工件,滾打輪的數量是3個,均勻分布在支撐軸的外圓圓周上,每兩個滾打輪之間的角度為120°,支撐軸的外圓直徑為112 mm,滾打輪的直徑為48 mm,模數為2,滾打輪的外緣為圓弧,圓弧的倒角半徑為0.7 mm,齒坯的尺寸為長30 mm×寬30 mm×高20 mm。

本構方程采用Johnson-Cook材料模型。工件材料選用紫銅,密度為8 900 kg/m3,彈性模量為124 GPa,泊松比為0.34。模型采用J-C本構方程,其中參數A=90 MPa,B=292 MPa,n=0.31,m=1.09,工件熔點1 058 ℃,參考溫度25 ℃。滾打輪為均勻實體模型,滾打輪材料為40Cr。

網格劃分過程中,滾打輪與齒坯的接觸區(qū)域是仿真觀察的重點區(qū)域,所以齒坯的這部分選擇細化網格,提高網格密度,網格的邊長為0.09 mm,對于齒坯上離滾打輪相對較遠的距離,可造當降低網格的密度來提高ABAQUS運行的時間。滾打輪的網格密度可以相對劃小一些。齒坯的網格單元類型為C3D8R,三維六面體八節(jié)點單元。在ABAQUS中建立的模型如圖2所示。

圖2 齒條冷滾打幾何模型Fig.2 Geometric of model rack cold roll-beating

2.2 齒條成形過程分析

圖3所示為不同滾打時刻齒槽的輪廓形態(tài)。仿真參數取為：滾打輪轉速750 r/min,打入深度1 mm,工件進給量60 mm/min。從圖中看出,隨著滾打輪的打入,齒槽的深度增加,兩邊的凸起增高,齒槽逐漸形成。

圖3 不同時刻齒槽的輪廓形態(tài)Fig.3 Contour shape of tooth different time

齒條冷滾打是塑性成形,實質上是金屬在外力的作用下發(fā)生塑性流動的過程。滾打輪與工件接觸的部位不同,金屬材料的流動情況和塑性應變大不相同。圖4所示為滾打過程中金屬流動的示意圖。當滾輪擊打工件時,滾打輪頭部直接擊打工件的部位由于受到連續(xù)的徑向滾打力,該接觸區(qū)域受到的力最大,形成齒槽的底部。而滾打輪兩側的金屬,受到滾打輪的擠壓作用,一部分沿著滾打輪側壁的法線方向流動,形成齒槽側壁;另一部分沿著滾打輪側壁向上流動,形成了齒槽兩側的凸起,凸起部分又向外側阻力較小的區(qū)域流動,從而形成了齒槽的輪廓形狀。

圖4 金屬流動示意圖Fig.4 Diagram of metal flowing

2.3 應變分析

齒條成形過程中,塑性應變的大小代表著金屬的流動情況,其值越大,表示該區(qū)域金屬變形的程度越大;反之,則表示該區(qū)域金屬變形的程度越小。為了分析齒槽不同部位的應變情況,取已成形齒條截面上的6個單元格進行應變分析,各個單元格在齒槽的位置分布如圖5所示,1到6分別對應單元269472、 274032、 276312、 278592、 280872、 283152。

圖5 選取的單元位置Fig.5 The unit location

圖6為已成形齒槽截面上的6個單元格在X方向的等效塑性應變隨時間的變化曲線。在X方向,齒槽上的6個單元格中,單元格1、2、3、4、5受到的是拉應力,而單元格6受到的是壓應力,側壁上的單元格3和4的等效塑性應變最大,齒槽頂部的單元格5和6的等效塑性應變最小。這是由于當滾打輪重復擊打齒坯的時候,金屬會沿著阻力較小的方向發(fā)生流動,即向滾打輪的兩側流動,從而形成齒槽,所以齒槽側壁上3和4單元格在X方向發(fā)生的塑性應變最大,而滾打輪直接擊打的齒槽底部1和2單元格,由于連續(xù)受到滾打輪Y方向上的滾打力,所以其在X方向的塑性應變要小于側壁上的3和4單元格。齒槽頂部由于金屬流動堆積作用,是單元格最密集的區(qū)域。對于齒槽頂部的5和6單元格,5單元格受到的是拉應力,而6單元格受到的是壓應力,這是由于金屬沿X方向流動，使其在齒槽的頂部產生壓應力的結果?？梢钥闯?6個單元格在X方向上都是先變化而后保持不變的趨勢,且塑性應變都是發(fā)生在滾打輪和工件接觸的時間內。

圖6 X方向單元等效塑性應變隨時間的變化曲線Fig.6 Unit equivalent plastic strain curves in X direction

圖7為已成形齒槽截面上的6個單元格在Y方向的等效塑性應變隨時間的變化曲線。在Y方向,齒槽上的6個單元格中,單元格1、2、3、4、5受到的是壓應力,而單元格6受到的是拉應力。Y方向是齒槽的深度方向,齒槽底部受到滾打輪不斷地滾壓、擊打,所以齒槽底部的單元格1塑性應變值最大,且單元格1受到的是壓應力,沿著齒槽截面向上的單元格2、3、4、5受到的也是壓應力,且塑性應變值是逐漸減小的。齒槽底部的Y方向上的位移最大,沿著齒槽截面逐步向上,Y方向的位移逐漸減小,而到了齒槽頂部的單元格6時,由于其受到齒槽底部和側壁的金屬流動擠壓作用,其受到的是拉應力。可以看出,6個單元格在Y方向上都是先變化而后保持不變的趨勢,且塑性應變都是發(fā)生在滾打輪和工件接觸的時間內。

圖7 Y方向單元等效塑性應變隨時間的變化曲線Fig.7 Unit equivalent plastic strain curves in Y direction

圖8為已成形齒槽截面上的6個單元格在Z方向的等效塑性應變隨時間的變化曲線。在Z方向,齒槽截面上的6個單元格受到的都是壓應力,因為滾打過程中,滾打輪的切向力作用會使得金屬沿作用力方向發(fā)生流動,從而使網格在切向力的方向被壓縮產生壓應力。齒槽截面上6個單元格的變化趨勢都是先急劇增大,后減小,最后保持不變。當滾打輪旋轉的同時,工件還要沿著Z方向進給,由于本模型中設置的是逆滾打,即工件的進給方向和滾打輪切向力的方向相反,兩者同時作用，在一定程度上使單元格在Z方向的等效塑性應變減小,所以會出現減小的趨勢。當滾打完成后,單元格的塑性應變保持在一定的數值。齒槽底部的單元格1因受到滾打輪直接擊打,所以其受到的壓應力最大,且變化的速率也最大,沿著齒槽截面向上,單元格2、3、4、5、6受到的壓應力逐漸減小。

圖8 Z方向單元等效塑性應變隨時間的變化曲線Fig.8 Unit equivalent plastic strain curves in Z direction

圖9是已成形齒槽截面上的6個單元格整體的等效塑性應變隨時間的變化曲線。綜合來看,齒槽底部的單元格1由于是滾打輪直接擊打的部分,所以該部分的等效塑性應變值最大達到了17.57,單元格2、3、4、5、6的等效塑性應變分別達到了15.13、12.53、9.29、5.33和3.56,沿著齒槽截面向上,等效塑性應變值逐漸減小。

圖9 單元整體等效塑性應變隨時間的變化曲線Fig.9 Unit equivalent plastic strain curves

2.4 應力分析

齒條冷滾打過程中,工件不同部位不同時刻所受到的應力是不同的。剛開始冷滾打的時候,工件上的應力分布范圍很小,隨著滾打過程的進行,應變和應力的累積效應以及應力波的傳遞作用,使工件上的應力分布范圍迅速擴散開,且應力最大的范圍集中在滾打輪直接擊打工件的區(qū)域。為了分析齒槽不同部位所受到的應力,同研究等效塑性應變時所取的單元格一樣(見圖5),取已成形齒條截面上的6個單元格進行應力分析。

圖10是已成形齒槽截面上6個單元格的應力隨時間的變化曲線?？梢钥闯?工件上應力最大的部位是齒槽的底部,同時也是等效塑性應變最大的部分即單元格1,其應力值達到了1 050 MPa,沿著齒槽截面向上的2、3、4、5、6單元格,其應變值依次減小。

圖10 單元應力隨時間的變化曲線Fig.10 Unit stress curves

綜上所述,在冷滾打過程中,齒槽的底部的等效塑性應變和所受到的應力最大,這是因為滾打輪的頭部不斷擊打工件，從而形成齒槽的底部,且冷滾打過程是一個高頻動態(tài)的沖擊過程,應變的累積疊加使得底部的等效塑性應變值最大,同時齒槽底部受到的應力也是最大的。

為了更進一步研究滾打過程中應力的變化情況,選取圖11所示的節(jié)點路徑,該路徑是從齒槽底部出發(fā)沿著齒槽的截面向上到達齒槽頂部,分析在該路徑上應力的變化情況。圖12是路徑上的應力變化曲線。沿著所建立的路徑,應力呈現減小的趨勢,這與圖10的結果一致,說明在滾打過程中,齒槽底部受到的應力最大,沿著齒槽側壁逐漸向上,應力逐漸減小。

圖11 選取的路徑Fig.11 The path

圖12 應力沿路徑的變化曲線Fig.12 Stress curve along with path

圖13 齒條冷滾打設備Fig.13 Equipment of cold roll-beating

3 冷滾打實驗

本次試驗在臥式銑床上完成。如圖13所示,將銑刀替換為設計的專用齒條冷滾打裝置。本文重點分析冷滾打加工對齒條的硬度、微觀組織、結構狀態(tài)、晶粒形態(tài)影響。主要對紫銅進行齒條冷滾打試驗研究,實驗過程中選用模數為2的滾打輪,其公轉半徑為49.5 mm,自轉半徑為24 mm。

圖14所示為紫銅的冷滾打結果。滾打輪轉速n=1 180 r/min,工件進給速度f=60 mm/min,滾打輪兩次打入深度都為h=3.5 mm,分四次滾打,前三次每次進給1 mm,第四次進給0.5 mm。從圖中可以清晰地看到齒槽的輪廓形態(tài)和齒頂部分的卷起現象,這是滾打輪擊打擠壓造成齒槽底部金屬塑性流動的結果。同時在相鄰的三個齒槽中,中間齒槽兩側的凸起高度大致相等,且輪廓均勻對稱，而左右兩邊齒槽兩側的凸起高度則有明顯差別,輪廓明顯不對稱,靠近未滾打區(qū)域一側齒槽的凸起高度要明顯低于靠近中間齒槽一側齒槽的凸起高度,這是由于靠近未滾打區(qū)域的齒槽受到的約束少,金屬流動的范圍相對比較廣,而靠近中間齒槽一側的金屬由于受到兩個滾輪之間的擠壓作用,一定程度上限制了金屬的流動,所以造成兩側的凸起有很明顯的差別。

圖14 紫銅冷滾打試驗結果Fig.14 Cold roll-beating part of copper

4 金相分析

4.1 金相制樣的制備

金相制樣樣品應滿足以下幾個要求:顯示出被檢材料的真實組織,被檢磨面沒有熱損傷和塑性變形產生,母體材料中夾雜物沒有被污染,試樣表面平整、不倒圓角。

1) 選取樣品。選擇試驗滾打出來的銅齒條外形齒廓清晰、表面質量相對較好的部分,將其用線切割機切開,取其中兩個齒進行金相分析。

2) 研磨拋光。為了得到在光學顯微鏡下能觀察的高光潔度表面,需要用金相砂紙來對經線切割的試件進行研磨,再將研磨后的制樣進行拋光,以便更清楚地看到材料地結構組織和晶粒狀態(tài)。

3) 腐蝕。制樣經過拋光后,用鹽酸氯化鐵水溶液(鹽酸15 mL+氯化鐵5 g+水100 mL)進行腐蝕處理,去除拋光留下的損傷層,更關鍵的是由于紫銅中各種組織之間或者同一種相的各個晶粒、晶界之間的抵抗腐蝕的能力各不相同,使得拋光面上的各種顯微組織腐蝕的程度不同,這種高低不平的微觀組織對光線會有不同的吸收和反射情況,所以在顯微鏡下能夠清楚地分辨出各種組織及晶粒狀態(tài)。

4) 制備好金相制樣后,在OLYMPUS SZ61及GX71金相顯微鏡下對制樣進行觀察并拍攝金相組織。

制備好的金相制樣如圖15所示。

圖15 金相制樣Fig.15 Metallography sample

4.2 金相試驗結果分析

圖16為紫銅冷滾打的組織分布圖,圖(a)為齒頂組織,銅的齒頂有很明顯的裂紋產生,從銅冷滾打后的金相結果更加明顯地看到了纖維組織的分布情況,尤其是圖(c)的齒根位置,可以很清晰地看到一條條整齊排列分布的纖維組織,細致而緊密,已經看不到完整的單個晶粒,晶粒被細化并被重新排列，得到圖示的纖維流向。圖(b)節(jié)圓部分的晶粒細化也比較明顯,可以看到纖維流向是斜著向下分布的,正是滾打輪從上到下的擊打方向,晶粒沿著滾打輪的擊打方向被拉伸、細化,同時齒頂部分也可以看到纖維流向,但是沒有齒根和節(jié)圓部分明顯。圖(d)為基體組織,通過對比發(fā)現,沒有經過冷滾打加工的部分晶粒粗大而且完整,仍然可以看到一個個完整的晶粒,從而更加證明了冷滾打加工的優(yōu)越性：使材料的組織細密,機械強度得到了提高。

圖16 紫銅冷滾打的組織分布Fig.16 Part metallographic structure of copper

對銅材料進行冷滾打后,兩個齒的齒頂部位均有裂紋出現,如圖17所示。

疲勞裂紋的形成主要在應力集中的部位和構件表面。一般情況下,工件的最大應力在金屬的表層,所以疲勞裂紋也多在工件表層產生,冷滾打加工時,工件承受的是周期性變化的交變應力,在交變應力作用下,雖然工件所受的應力低于它的屈服極限,但是長期反復加載卸載,也會使工件產生疲勞失效。同時,在齒槽頂端的位置,有應力集中效應。冷滾打過程中,當工件在受到外力的時候,在與滾打輪的軸線45°的斜截面上,齒坯所受的切應力最大,所以在此處會產生裂紋。

圖17 紫銅制樣齒頂裂紋Fig.17 Tooth space crack of copper

5 硬度分析

材料的硬度測量可以直觀地反映出金屬材料經過冷滾打成形后的強度、彈性、韌性、塑性等機械力學性能。金屬材料距離被滾打表面不同的距離,發(fā)生變形的程度是各不相同的,所測得的硬度也是不相同的,可以反映被滾打區(qū)域的金屬材料組織的變化情況。金相試件制備完成后,在金相顯微鏡下觀察紫銅制件的微觀組織,然后用Wilson Instruments TUKON2100B顯微/維氏硬度計沿滾道底部表面的法線方向由表及里測試20個點的維氏硬度值。試驗力為20 g,測25個點,其中第一個點距離表面0.015 mm,其它點間隔0.03 mm,分別測量了紫銅制樣的齒頂、齒中和齒根部分的硬度。圖18為紫銅制樣的測量點的分布圖。

圖18 紫銅的硬度測量點Fig.18 Hardness measuring points of copper sample

圖18(a)為紫銅制樣硬度測量方向的示意圖,1為紫銅齒頂硬度的測量方向,即沿著齒頂平面的法線方向豎直向下,從距離齒頂表面20 μm開始第一個硬度測量點,每隔50 μm一個測量點,具體測點如圖(b)所示。圖(a)中2為紫銅的齒中硬度測量方向,即在分度線的位置沿著齒槽側壁的法線方向一直向下,從距離齒槽側壁的表面30 μm為第一個硬度測量點,每隔50 μm一個測量點,具體測點如圖(c)所示。圖(a)中3為紫銅的齒根硬度測量方向,即沿著齒槽底面的法線方向,豎直向下,從距離齒槽底面23 μm開始第一個硬度測量點,每隔50 μm一個測量點,具體測點如圖(d)所示。測量點數均為25個。所測得的硬度數據通過MATLAB繪制成圖19所示的硬度曲線。

圖19 紫銅制樣的硬度曲線Fig.19 Hardness curves of copper sample

從圖19可以看出，齒頂部位由于有裂紋產生,導致裂紋處的硬度明顯降低很多,低于銅材料本身的平均硬度。齒中和齒根部分的硬度變化趨勢基本一致,從表面到工件的內部,都是從大到小變化的趨勢,這就證明了經過冷滾打后,材料的組織性能發(fā)生了很大的變化,材料的硬度得到了很大程度的提高。冷滾打加工對金屬材料有冷作硬化的作用,致使材料的表層金屬硬化,產生一層很厚的硬化層,這樣就使得材料的硬度提高,抗沖擊、抗疲勞、抗磨損等機械性能和壽命都有提高。同時,在距離表層金屬比較近的位置,齒根的硬度最大,達到了HV122。這是因為在成形過程中,滾打輪直接擊打工件形成齒槽,所以齒根部分是滾打輪直接重復擊打的區(qū)域,滾打力在垂直于齒槽底面的分力最大,在該區(qū)域金屬的塑性變形最大,所以齒根的硬化層最厚,硬度也最大。

6 結 論

1) 在分析齒條冷滾打成形原理的基礎上,采用ABAQUS有限元分析軟件,建立了齒條冷滾打分析模型,對齒條冷滾打成形過程進行分析;選取已成形齒槽截面上的不同單元格,分析單元格在X、Y、Z方向的等效塑性應變及應力情況;同時在齒槽截面上建立不同路徑,分析應力在路徑上的變化趨勢。仿真結果表明,齒槽底部受到的應變、應力最大,沿著齒槽截面向上,工件受到的應變、應力逐漸減小。

2) 在臥式銑床改造的冷滾打設備上進行齒條冷滾打試驗,對冷滾打的紫銅試件進行了金相和硬度測試,得到紫銅材料的金相組織變化和硬度變化情況。結果表明,冷滾打過程中,金屬組織未被切斷,晶粒得到破碎和細化,最終被滾壓成纖維組織,纖維組織變得細致而緊密。因此,改善了金屬表面的金相組織,從而使工件硬度和強度有較大的提高。從而驗證冷滾打加工的可行性和優(yōu)越性。同時,根據金相試驗結果,對冷滾打紫銅時齒頂出現的裂紋進行分析,從而為進一步改進加工條件及工藝參數,避免缺陷的產生提供了依據。

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(責任編輯 王緒迪，王衛(wèi)勛)

Study of microstructure deformation of rack cold roll-beating

KONG Xiangjian,ZHANG Jingchong,YAO Yuan,ZHU Jinting,LI Yan

(School of Mechanical and Precision Instrument Engineering, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048, China)

In this paper, the principle of rack cold roll-beating is analyzed,the FEA model is built,and the stress and stain evolution are analyzed. The cold roll-beating experiments are carried out, the microstructure and hardness distribution are analyzed emphatically to study the law of metal flow and the product microstructure performance in the cold roll-beating process. The results show that the rack cold roll-beating technology not only can avoid the decrease of strength due to the cut off of metal fiber, but also can improve the surface strength due to the cold plastic deformation, and it is a very promising technology.

rack; cold roll-beating; microstructure; hardness distribution; metal flow

10.19322/j.cnki.issn.1006-4710.2016.04.001

2015-09-08

國家自然科學基金資助項目(51475366);陜西省教育廳重點實驗室科學研究計劃資助項目(12JS072);西安理工大學博士創(chuàng)新基金資助項目(207-002J1302)

孔祥健,男,碩士生,研究方向為先進制造技術。E-mail:xiangjiankong0224@163.com

李言,男，教授,博導，研究方向為先進制造技術，精密加工方法，制造過程狀態(tài)監(jiān)控、機電系統測試與控制技術。E-mail:Jyxy-ly@xaut.edu.cn

TG335.6

A

1006-4710(2016)04-0379-09