王培安，吳淑芳，苗潤(rùn)忠

(1 商丘工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院,河南 商丘 476000;2 長(zhǎng)春理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,吉林 長(zhǎng)春 130022; 3 長(zhǎng)春理工大學(xué)生命科學(xué)技術(shù)學(xué)院,吉林 長(zhǎng)春 130022)

端蓋在實(shí)際使用過程中主要承擔(dān)密封、防塵等作用,此外在軸向方向還可以保證軸向定位,故對(duì)端蓋零件的材料性能有一定的要求。在傳統(tǒng)的實(shí)際加工中,端蓋類零件常采用切削加工生產(chǎn),這種方法加工效率低,且加工精度不高。對(duì)相似類零件可采用溫?cái)D壓加工,如2017年王培安等[1]對(duì)杯蓋類零件使用溫?cái)D壓加工,其零件成形效果較好;2018年王培安等[2]對(duì)軸承端蓋零件使用溫?cái)D壓工藝生產(chǎn),并采用數(shù)值模擬與正交試驗(yàn)相結(jié)合的方法優(yōu)化凹模磨損模型,獲取了其最優(yōu)工藝參數(shù)。實(shí)際溫?cái)D壓加工生產(chǎn)過程的效率較低,且材料的變形抗力較大。熱擠壓成形技術(shù)對(duì)擠壓過程中材料的選擇、表面處理以及潤(rùn)滑等要求較低,屬于一種加工效率高,且能有效降低材料變形抗力的近凈成形工藝[3]。

模具磨損對(duì)模具失效的研究引起了國(guó)內(nèi)外的重點(diǎn)關(guān)注，Lange等[4]對(duì)熱鍛模具失效方式的調(diào)查研究表明,模具磨損是造成熱鍛模具失效的最重要因素,磨損造成模具失效占模具失效總量的70%左右;Painter等[5]利用Archard磨損模型與數(shù)值模擬技術(shù)相結(jié)合，分析熱擠壓成形過程中模具磨損問題,優(yōu)化的模具型腔在很大程度上提高了模具壽命;Li等[6]通過修正Archard磨損模型分析鋁合金擠壓成形過程,研究不同擠壓速度值對(duì)磨損的影響規(guī)律,優(yōu)化了磨損模型;吳淑芳等[7]利用數(shù)值模擬技術(shù)與正交試驗(yàn)相結(jié)合的方法,分析擠壓凸模的下壓速度、潤(rùn)滑情況和凸模硬度等對(duì)凸模磨損的影響,獲取最優(yōu)參數(shù),降低模具磨損能有效提高模具壽命;謝暉等[8]利用數(shù)值模擬技術(shù)與Archard磨損模型相結(jié)合的方法,有效預(yù)測(cè)了鋼板沖模磨損嚴(yán)重的位置,降低了由于擠壓模具磨損而造成的模具失效;施淵吉等[9]通過分析模具預(yù)熱溫度以及鍛造速度等因素對(duì)模具磨損影響的規(guī)律,結(jié)果表明其數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)際生產(chǎn)相吻合。本文研究利用DEFORM軟件對(duì)端蓋零件熱擠壓成形的2種方案分別進(jìn)行數(shù)值模擬，其結(jié)果對(duì)于制定端蓋最優(yōu)的成形方案有一定的指導(dǎo)意義。

1 端蓋成形工藝及分析

1.1 零件結(jié)構(gòu)及分析

由于熱擠壓成形工藝的加工精度相對(duì)較低,加工零件的尺寸精度、形狀精度以及表面質(zhì)量往往達(dá)不到要求,需要在擠壓件成形之后進(jìn)行機(jī)加工,因此,需要在零件圖上留有待機(jī)加工切削的多余金屬層厚度(擠壓件加工余量),在計(jì)算毛坯體積時(shí)需留出加工余量,而對(duì)于零件需要在復(fù)雜位置留有余塊,在鍛件圖上除了加工余量和余塊以外,端蓋擠壓件還需要達(dá)到熱擠壓的加工精度和表面質(zhì)量。

由端蓋零件圖(圖1)(細(xì)雙點(diǎn)畫線為零件的外輪廓)可知:D=27 mm,H=12 mm,H/d=12/15<1.6,雖然D=27 mm,但孔的外圓柱直徑為15 mm,所以查表時(shí)查詢D<25 mm。由文獻(xiàn)[10]可得表1,由表1可知:零件的單邊余量為0.5 mm,水平方向下偏差為-0.2 mm,上偏差為0.3 mm,高度方向下偏差為-0.3 mm,上偏差為0.7 mm,查表所得為軸的偏差,而孔的偏差與軸的偏差值取相反數(shù)。由此可以繪制出端蓋擠壓件尺寸圖(圖1)，其中粗實(shí)線為擠壓件的外輪廓。

圖1 端蓋零件與擠壓件尺寸圖Fig.1 Dimensional drawing of end cap parts and extrusions

表1 鋼質(zhì)零件熱擠壓成形的余量和公差Tab.1 Spare and tolerances for hot extrusion of steel partsmm

1.2 工藝方案設(shè)計(jì)

根據(jù)零件的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、形狀尺寸及其所需的力學(xué)性能和工藝性能,本文按金屬流動(dòng)方向與動(dòng)模運(yùn)動(dòng)方向的不同提出2種成形方案,工藝流程為下料→鐓粗→石墨+脂類混合物潤(rùn)滑→一次反擠壓成形(圖2方案一)或一次正擠壓成形(圖3方案二)→機(jī)加工。

圖2 方案一端蓋反擠壓成形工藝流程Fig.2 Process end cap reverse extrusion forming process

圖3 方案二端蓋正擠壓成形工藝流程Fig.3 Scheme 2 end cap positive extrusionforming process

1.3 毛坯尺寸的確定

下面計(jì)算公式參照文獻(xiàn)[11]所得。根據(jù)端蓋擠壓件圖可以計(jì)算出擠壓件的體積V0=3 048.455 mm3,按照擠壓凹模的孔徑要求、原材料的種類及其所處的熱環(huán)境計(jì)算坯料的基本尺寸；此外,還需在一定程度上遵循國(guó)家圓鋼的直徑和長(zhǎng)度標(biāo)準(zhǔn)。因?yàn)槎松w擠壓坯料使用的是熱軋鋼材,故坯料直徑D0的計(jì)算公式為:

(1)

式(1)中，D0為坯料直徑(mm)；D為凹模工作型腔的直徑(mm)；δ為鋼材的熱脹冷縮系數(shù),一般δ取1.013～1.015；K為熱軋鋼材的正公差數(shù)值(mm),K取0.4 mm。

D=D′-0.75Δ+δ′D′=28.3-0.75×0.5+0.015×28.3=28.349 5 mm,

(2)

式(2)中，D為凹模工作型腔的直徑(mm);D′為熱擠壓凹模的直徑(mm);δ′為鋼的冷縮率,一般情況下δ′取1.2%～1.5%;Δ為熱擠壓零件的外徑公差。

坯料直徑D0的計(jì)算式為:

(3)

毛坯直徑為Φ27.54 mm,毛坯高度H0的計(jì)算式為:

(4)

式(4)中，H0為毛坯高度(mm);V1為擠壓件的體積(mm3);V2為縱向或者橫向毛邊的體積(mm3),取擠壓件的7%,V2=7%×3 048.455=213.39 mm3;V3為坯料在加熱過程中燒損的體積(mm3)。

由表2查得,采用感應(yīng)加熱材料的燒損率為α<0.5%,故V3=0.5%×3 048.455=15.242 275 mm3。

表2 不同加熱方法時(shí)鋼的燒損率α %

1.4 潤(rùn)滑處理

熱擠壓成形過程中潤(rùn)滑劑的主要作用是在高溫條件下降低擠壓件與模具之間的摩擦磨損、提高金屬的流動(dòng)性和脫模性能。選用合適的潤(rùn)滑劑直接影響熱擠壓件成形的質(zhì)量,在熱成形工藝應(yīng)用初期,多使用高質(zhì)量的石墨或者石墨+油類混合物進(jìn)行潤(rùn)滑低、中碳鋼材料。本文端蓋熱擠壓成形過程中采用石墨+脂類混合物的潤(rùn)滑方式。

2 二種工藝方案模擬成形質(zhì)量的對(duì)比分析

在進(jìn)行端蓋零件模擬分析之前,首先需根據(jù)坯料材料性能、模具材料、壓力機(jī)噸位、潤(rùn)滑情況、預(yù)熱情況以及實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)等大致確定主要參數(shù),如凸模初始硬度、凸模預(yù)熱溫度、摩擦系數(shù)和擠壓速度(低速壓力機(jī)的速度一般在100～300 mm/s之間)等,需要確定的主要模擬參數(shù)如下表3所示。

表3 端蓋擠壓成形過程主要參數(shù)值Tab.3 Main parameter values of end cap extrusion forming process

通過數(shù)值模擬獲得2種方案的成形結(jié)果圖如圖4和圖5所示。

由圖4a可知,端蓋零件整體填充飽滿,無明顯缺陷,大端面表面光潔,無任何毛刺產(chǎn)生,表面成形質(zhì)量非常高;而由圖5a可知,端蓋整體看起來比較飽滿,無明顯缺陷,大端面周邊出現(xiàn)較大的毛刺,表面成形質(zhì)量差。

由圖4b可知,通過反擠壓加工的端蓋最大損傷因子值為0.4,小于許用損傷因子值0.45,故出現(xiàn)斷裂的可能性較小;由圖5b可知,通過正擠壓加工的端蓋最大損傷因子值為1.03,雖然端蓋較大的損傷因子值基本上都集中在端蓋大端的毛刺位置,但是端蓋大端無毛刺位置損傷因子值也大于許用損傷因子值0.45,故出現(xiàn)斷裂的可能性非常大。

等效應(yīng)變表示多個(gè)方向應(yīng)變值的矢量和,表示金屬材料變形程度的大小。等效應(yīng)變值過小將造成金屬填充不飽滿,等效應(yīng)變值過大會(huì)造成金屬材料變形程度過大而發(fā)生破壞。由圖4c和圖5c比較可知,端蓋反擠壓時(shí)等效應(yīng)變值5.06大于正擠壓時(shí)等效應(yīng)變值4.52,說明反擠壓時(shí)變形程度大,端蓋填充飽滿程度大于正擠壓。

金屬材料在外力作用下發(fā)生塑性變形,一般不會(huì)受到單向拉伸應(yīng)力,并由表示多個(gè)方向應(yīng)力值的矢量和的等效應(yīng)力反映金屬材料出現(xiàn)裂紋或發(fā)生破壞的概率。由圖4d和5d比較可知,端蓋反擠壓時(shí)等效應(yīng)力值279 MPa小于正擠壓時(shí)等效應(yīng)力值444 MPa,說明反擠壓時(shí)出現(xiàn)裂紋或發(fā)生破壞的概率小。由Mises屈服準(zhǔn)則可知,反擠壓端蓋的等效應(yīng)力值均小于材料的屈服強(qiáng)度,所以材料未發(fā)生破壞,而正擠壓端蓋的等效應(yīng)力值大于材料的屈服強(qiáng)度(45#鋼的屈服強(qiáng)度為355 MPa),所以材料發(fā)生破壞的可能性非常大。

由圖4e和5e比較可知,正反擠壓的成形載荷圖具有相似性,即在外力作用下材料開始發(fā)生塑性變形,載荷曲線開始急劇增大的位置是由于金屬在圓角位置變形急劇,隨后金屬開始發(fā)生剛性平移,成形載荷曲線趨于穩(wěn)定值,反擠壓的成形載荷值為3.7×104N，遠(yuǎn)小于正擠壓的成形載荷值為5.2×104N。這是因?yàn)榉磾D壓時(shí)凸模的接觸面積小于正擠壓時(shí)凸模的接觸面積而造成的,成形載荷值越小,說明材料在變形過程中的變形抗力小,會(huì)減小設(shè)備的損壞和凸模的開裂。

對(duì)比模擬結(jié)果圖4和圖5可知,利用反擠壓加工端蓋零件的成形質(zhì)量高于正擠壓加工。主要是因?yàn)榉磾D壓加工時(shí)凸模與零件的直接接觸面積小,使零件成形所需成形力降低,減輕了壓力機(jī)設(shè)備的噸位,同時(shí)在正擠壓凹凸模間隙位置出現(xiàn)毛刺時(shí)金屬受到的成形力較大,反擠壓金屬受力較正擠壓時(shí)小,再加上反擠壓時(shí),大端面在凹模封閉模腔內(nèi),故反擠壓加工時(shí)大端面不會(huì)出現(xiàn)毛刺。

通過上述分析和圖2、圖3模型圖的結(jié)構(gòu)分析可知,反擠壓加工端蓋零件時(shí)優(yōu)于正擠壓加工,因此采用圖2的反擠壓模型加工。

圖4 方案一端蓋反擠壓成形結(jié)果Fig.4 The end cap of the solution is reverse extruded.

圖5 方案二端蓋正擠壓成形結(jié)果Fig.5 Scheme 2 end cap positive extrusion forming results

3 不同直徑毛坯成形質(zhì)量的分析

為了確保生產(chǎn)過程中端蓋擠壓件能夠達(dá)到優(yōu)質(zhì)、高效、低成本,分別選取不同直徑的坯料進(jìn)行數(shù)值模擬分析,獲得擠壓件的不同尺寸值,而尺寸值需根據(jù)其模擬結(jié)果中所得到的坐標(biāo)值計(jì)算,故分別模擬Φ27.38、Φ27.46、Φ27.54、Φ27.62、Φ27.70端蓋反擠壓成形追蹤點(diǎn)的取值(圖6),以及跟蹤點(diǎn)數(shù)據(jù)及計(jì)算結(jié)果(表4),由于坐標(biāo)點(diǎn)取值的相似性,所以僅截取了一個(gè)圖形的追蹤點(diǎn)坐標(biāo)。在上端端面的不平位置上P1點(diǎn)為孔外徑最低點(diǎn),P2為最高點(diǎn),P3為孔內(nèi)徑點(diǎn),端蓋中心坐標(biāo)點(diǎn)P4(2.306 54,19.067 8,48.25)。

圖6 方案一端蓋反擠壓成形追蹤點(diǎn)的取值Fig.6 The value of the back-end forming tracking point of the end cap of the solution

由上述計(jì)算結(jié)果可知:坯料直徑為Φ27.54、Φ27.62、Φ27.70時(shí)端蓋的外徑和內(nèi)徑全部符合其擠壓件要求,而坯料直徑為Φ27.70時(shí),端蓋高度不符合要求。綜上所述,Φ27.54、Φ27.62兩種直徑下端蓋的成形效果最理想。

表4 跟蹤點(diǎn)數(shù)據(jù)及其計(jì)算結(jié)果Tab.4 Tracking point data and its calculation results

4 基于多目標(biāo)參數(shù)端蓋熱擠壓過程模具磨損失效的分析

4.1 模具磨損模型的建立

1953年Holm R和Strang等提出了粘著磨損理論,Archard J F在此基礎(chǔ)上建立了Archard模型[12-15]。Archard磨損模型由下式表示:

(5)

式(5)中,ω為磨損深度,K為材料特性系數(shù),取值為2×10-5；H為模具初始硬度(HRC)；P為模具表面壓強(qiáng)(MPa)；v為滑動(dòng)速度(mm/s)；a、b、c為標(biāo)準(zhǔn)常數(shù),對(duì)鋼而言,a=1,b=1,c=2；T為溫度(℃)；t為時(shí)間。

從式(5)可知,在其他條件不變時(shí),模具表面壓強(qiáng)或滑動(dòng)速度越大,都會(huì)造成模具的磨損更嚴(yán)重。

4.2 基于正交試驗(yàn)端蓋擠壓過程模具磨損優(yōu)化試驗(yàn)

4.2.1 優(yōu)化指標(biāo)與優(yōu)化工藝參數(shù)的選定

模具常存在斷裂和磨損二種失效形式,磨損在生產(chǎn)過程中是不可避免的,需盡可能降低模具的磨損,故本文重點(diǎn)研究模具的磨損問題。本文研究的模具磨損深度表示的是在一次擠壓成形后模具上所造成的最大磨損深度。如果磨損深度超過一定值,就會(huì)造成模具因?yàn)槟p過大而失效,所以在擠壓過程中應(yīng)盡可能降低模具磨損深度,以此來提高模具的使用壽命。在端蓋反擠壓成形過程中,因凸模是成形端蓋的關(guān)鍵模具,而且凸模磨損比凹模磨損要嚴(yán)重,所以選擇凸模磨損深度作為優(yōu)化指標(biāo)。

優(yōu)化指標(biāo)確定后,根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)以及理論分析對(duì)上述參數(shù)的取值范圍進(jìn)行限定,限定取值范圍如下:

(1)模具預(yù)熱溫度。一般在熱擠壓過程中,為防止模具溫度過低而出現(xiàn)表面急劇升溫而造成的表面起皮現(xiàn)象,提前需要對(duì)模具進(jìn)行預(yù)熱,以減小模具與坯料之間的溫差。一般預(yù)熱溫度為150～300 ℃[16]。

(2)擠壓速度的取值范圍。根據(jù)端蓋實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)及理論分析,低速壓力機(jī)的速度一般為100～300 mm/s。

(3)摩擦系數(shù)的取值范圍。由于端蓋的加工采用的是熱擠壓,加工過程中金屬材料的流動(dòng)性比較好,對(duì)潤(rùn)滑的要求相對(duì)較低,為滿足模擬過程與實(shí)際加工過程更貼近,故選取摩擦系數(shù)的取值范圍為0.25～0.40[16]。

(4)凸模初始硬度取值范圍。用4Cr5MoSiV1材料做凸模時(shí),硬度可以達(dá)到52～60 HRC，另外，凸模初始硬度過小會(huì)造成磨損嚴(yán)重,而硬度過大會(huì)造成凸模早期開裂或損壞,故凸模初始硬度暫取值52～60 HRC[17]。

4.2.2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在端蓋的熱擠壓成形過程中,選取凸模預(yù)熱溫度、擠壓速度、摩擦系數(shù)以及凸模初始硬度4個(gè)因素,分別設(shè)4種水平,采用La(bc)=L16(45),試驗(yàn)因素水平如表5所示。

表5 試驗(yàn)因素水平Tab.5 Test factor level

將數(shù)值模擬結(jié)果填入表6正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄表中。

表6 正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.6 Orthogonal test data

注：X為凸模磨損深度。

4.2.3 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

如果僅用極差法處理正交試驗(yàn)結(jié)果,就不能估計(jì)試驗(yàn)誤差,試驗(yàn)結(jié)果可信度較小,因此,為確保結(jié)果的可信度,本文利用方差法和極差法共同分析，其中，α表示顯著性水平,不同α值表示不同的犯錯(cuò)誤的程度,α值越小,表示出錯(cuò)的可能性越小。顯著性水平α的判別程度如表7所示。

表7 顯著性水平α判別表Tab.7 significance level αdiscriminant table

極差Rj的計(jì)算公式為

(6)

第j列偏差平方和Sj的計(jì)算公式為

(7)

第j列偏差平方和的自由度fj等于該列的水平數(shù)減1,即

fj=b-1，

(8)

自由度為(fj,fe)的F分布的計(jì)算公式為:

(9)

除F分布值由表查得,其它數(shù)據(jù)均采用公式(6)～(9)計(jì)算得到,凸模磨損深度極差分析結(jié)果見表8,凸模磨損深度方差分析結(jié)果見表9。

表8 凸模磨損深度極差分析表 mm

表9 凸模磨損深度方差分析表 mm

注：***表示極顯著。

在端蓋的熱擠壓過程中以凸模磨損深度為判斷依據(jù)。由表8可知:

(1)根據(jù)極差的大小確定其主次因素順序?yàn)镈、C、E、A、B,這表明因素D對(duì)凸模磨損深度影響最大,因素C對(duì)凸模磨損深度影響次之,因素E為空列,且與因素A對(duì)凸模磨損深度影響基本相同,均較小,因素B對(duì)凸模磨損深度影響最小。

(2)根據(jù)同一因素不同水平下凸模磨損值的大小確定其優(yōu)水平為A2B3C1D4;因素B的影響程度小于空列,因素A的影響程度與空列基本接近,故A因素和B因素不能夠作為凸模磨損深度的影響因素,需將因素A和因素B歸入試驗(yàn)誤差,其偏差平方和與其自由度也一起歸入。

由表9可知:因素C的F比=19.6>F0.01(3,9)=6.99,因素D的F比=44.997>F0.01(3,9)=6.99。再結(jié)合表7可知：因素C的顯著性水平α≤0.01,為極顯著性因素,置信水平大于99%,說明因素C在端蓋的擠壓成形過程中對(duì)凸模磨損深度的影響非常大;因素D的顯著性水平α≤0.01,為極顯著性因素,置信水平大于99%,說明因素D在端蓋的擠壓成形過程中對(duì)凸模磨損深度的影響非常大。

綜上所述,端蓋在熱擠壓成形過程中以凸模磨損深度為判斷依據(jù)的最優(yōu)方案為A2B3C1D4,但是因素A和B為無關(guān)因素。

綜合平衡法是將每個(gè)因素在單一指標(biāo)體系中的最優(yōu)水平組合在一起而達(dá)到試驗(yàn)?zāi)康?。由于A和B兩因素對(duì)凸模磨損深度的影響為無關(guān)因素,故暫不確定模具預(yù)熱溫度A和摩擦系數(shù)B,而對(duì)凸模磨損深度影響較大的是因素C和D,故最優(yōu)水平為C1D4。對(duì)于確定的優(yōu)水平C1D4組合,即擠壓速度為100 mm/s、凸模初始硬度為60 HRC,再進(jìn)行試驗(yàn),驗(yàn)證其試驗(yàn)效果。

4.3 不同工藝參數(shù)對(duì)端蓋熱擠壓成形過程中凸模磨損深度的影響規(guī)律

4.3.1 不同擠壓速度對(duì)端蓋熱擠壓成形過程中凸模磨損深度的影響

從正交試驗(yàn)結(jié)果(表8、表9)可知,擠壓速度是造成模具磨損的關(guān)鍵因素之一,對(duì)研究端蓋熱成形過程中模具磨損有重要的作用。擠壓速度相對(duì)于其他因素來說,其對(duì)凸模磨損深度影響較為顯著,表明凸模磨損深度隨擠壓速度的變化會(huì)出現(xiàn)較大波動(dòng)。為了進(jìn)一步驗(yàn)證試驗(yàn)方向和凸模磨損深度隨不同擠壓速度的變化規(guī)律,選取擠壓速度為100、150、200、300 mm/s進(jìn)行模擬,分析其影響的規(guī)律。為保證數(shù)值模擬不受其它因素的干擾,需保證在改變擠壓速度時(shí),其它因素所取值一樣,表10為不同擠壓速度對(duì)凸模磨損深度的模擬參數(shù)值。

表10 不同擠壓速度對(duì)凸模磨損深度的模擬參數(shù)值Tab.10 Simulation parameter values of different extrusion speeds for punch wear depth

利用DEFORM軟件在后處理中查看凸模磨損深度分布圖7a～d可知:擠壓速度為100、150、200、300 mm/s時(shí),凸模最大磨損深度分別為1.15×10-5、1.33×10-5、1.31×10-5、1.50×10-5mm。由圖7e不同擠壓速度對(duì)凸模最大磨損深度的影響趨勢(shì)圖可知：在一定的擠壓速度區(qū)間內(nèi),擠壓速度增大時(shí)，凸模磨損的深度也增大,凸模的壽命降低；擠壓速度為300 mm/s時(shí)凸?？鼓p能力比100 mm/s時(shí)降低了1.3倍以上,凸模壽命也明顯降低。

圖7 凸模磨損深度分布圖Fig.7 Punch wear depth profile

在實(shí)際生產(chǎn)過程中，并不是擠壓速度越小越好,擠壓速度過小會(huì)導(dǎo)致生產(chǎn)過程效率降低,也會(huì)影響金屬材料的流動(dòng)性,所以，在選擇擠壓速度時(shí)需要綜合考慮現(xiàn)有壓力機(jī)設(shè)備、加工水平等,以使選擇的擠壓速度更合理。通過上述分析可知,應(yīng)該優(yōu)先選用擠壓速度為100 mm/s時(shí)進(jìn)行實(shí)際加工。

通過圖7e可以計(jì)算出凸模磨損深度與擠壓速度的規(guī)律變化,計(jì)算得到多項(xiàng)式表達(dá)式為:

y=0.000 6x2-0.035 5x+1.258 3(未包括10-5),

(10)

4.3.2 不同凸模初始硬度對(duì)端蓋熱擠壓成形過程中凸模磨損深度的影響

從正交試驗(yàn)結(jié)果(表8、表9)可以看出,凸模初始硬度也是造成模具磨損的關(guān)鍵因素之一,對(duì)研究端蓋熱成形過程中模具磨損有重要的作用。與其他因素相比,凸模初始硬度對(duì)凸模磨損深度的影響較為顯著,表明凸模磨損深度會(huì)隨著擠壓速度的變化出現(xiàn)較大波動(dòng)。為了進(jìn)一步驗(yàn)證試驗(yàn)方向和凸模磨損深度隨不同凸模初始硬度的變化規(guī)律,選取凸模初始硬度為52、55、58、60 HRC分別進(jìn)行模擬,分析其影響規(guī)律。為保證數(shù)值模擬不受其它因素的干擾,需保證在改變凸模初始硬度時(shí),其他因素所取值一樣,表11為不同凸模初始硬度對(duì)凸模磨損深度的模擬參數(shù)值。

表11 不同凸模初始硬度對(duì)凸模磨損深度的模擬參數(shù)值Tab.11 Simulation parameter values of initial hardness of different punches to the wear depth of the punch

利用DEFORM軟件在后處理中查看凸模磨損深度分布圖8a～d可知,凹模初始硬度為52、55、58、60 HRC時(shí),凸模最大磨損深度分別為1.54×10-5、1.37×10-5、1.23×10-5、1.15×10-5mm。

由圖8e不同凸模初始硬度對(duì)凸模最大磨損深度的影響趨勢(shì)圖可知,在一定的凸模初始硬度區(qū)間內(nèi),增大凸模初始硬度能夠有效減小凸模磨損深度,凸模初始硬度為60 HRC時(shí)比52 HRC時(shí),其抗磨損能力提高1.3倍以上,在很大程度上增加了模具使用壽命。此外，驗(yàn)證了正交試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性,凸模初始硬度對(duì)凸模最大磨損深度的影響非常大。

在實(shí)際生產(chǎn)過程中,并不是硬度越大越好,凸模初始硬度過大會(huì)導(dǎo)致模具出現(xiàn)早期開裂的現(xiàn)象,還需要根據(jù)現(xiàn)有設(shè)備、加工水平以及對(duì)模具材料硬度的處理等因素合理選擇凸模的初始硬度，因此，本文優(yōu)先考慮60 HRC的凸模初始硬度進(jìn)行實(shí)際生產(chǎn)加工。

通過圖8e可以計(jì)算出凸模磨損深度與擠壓速度的規(guī)律變化,計(jì)算得到多項(xiàng)式表達(dá)式為:

y=0.001 5H2-0.221 4H+8.882 2(未包括10-5),

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圖8 凸模磨損深度分布圖Fig.8 Punch wear depth profile

4.4 端蓋熱擠壓成形過程凸模磨損失效結(jié)果的分析

在實(shí)際生產(chǎn)過程中,模具失效主要由磨損和開裂這兩方面造成的,其中模具磨損是由于模具與加工工件之間不斷接觸摩擦而造成的,所以模具磨損在擠壓過程中是不可避免的。由上述正交試驗(yàn)結(jié)果可以看出,在端蓋熱擠壓成形過程中,導(dǎo)致模具磨損主要有凸模初始硬度和擠壓速度兩個(gè)因素,故采用凸模初始硬度、擠壓速度的最優(yōu)參數(shù)值進(jìn)行模擬分析,主要探討以下兩方面內(nèi)容,一是凸模磨損的具體位置,二是利用反求法以模具磨損速度、表面壓強(qiáng)、表面溫度以及滑移速度作為判斷依據(jù),探尋加工后凸模是否發(fā)生損壞或者繼續(xù)加工是否會(huì)造成凸模損壞。

后處理時(shí)在凸模三維圖上選取8個(gè)具有代表性位置點(diǎn)(圖9a)作為凸模追蹤點(diǎn)(取樣點(diǎn)P1、P2、P3、P4、P5、P6、P7、P8),用以確定凸模某個(gè)位置磨損情況。由圖9b擠壓過程表面磨損溫度追蹤點(diǎn)變化曲線可以看出：P3、P6位置最終表面溫度高,P3、P6位置是金屬流動(dòng)的過渡位置,金屬流動(dòng)劇烈,造成溫度持續(xù)增大;P1、P2、P7、P8位置屬于凸模與金屬材料持續(xù)接觸位置,持續(xù)傳熱,凸模與金屬材料溫度傳熱穩(wěn)定后,表面溫度開始穩(wěn)定。由圖9b可以看出：P7、P8位置溫度先升高,金屬坯料先與P7、P8位置接觸,說明P7、P8位置先成形。

GB/T 15824—2008 規(guī)定熱作模具鋼熱疲勞試驗(yàn)溫度應(yīng)在850 ℃以下[18],結(jié)合H13鋼的實(shí)際使用情況,本文也以850 ℃為標(biāo)準(zhǔn),凸模最高表面溫度P6位置為830 ℃,小于850 ℃,所以凸模發(fā)生破壞的可能性較小。

由圖9c擠壓過程表面壓強(qiáng)追蹤點(diǎn)變化曲線可以看出：P1、P2、P7、P8位置的表面壓強(qiáng)比較大,壓強(qiáng)排序?yàn)镻8>P7>P1>P2,判斷依據(jù)為在相同力的情況下與面積的比值,P7、P8位置面積相對(duì)較小,故此表面壓強(qiáng)比較大;P3、P6位置屬于過渡位置,不屬于直接變形抗力的承擊面積,所以表面壓強(qiáng)比較小;P8位置的表面壓強(qiáng)最大為999 MPa,其值也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于模具鋼的破壞值,所以凸模不會(huì)發(fā)生變形。

由圖9d擠壓過程滑移速度追蹤點(diǎn)變化曲線和9e擠壓過程磨損速度追蹤點(diǎn)變化曲線可以看出：兩圖的曲線追蹤點(diǎn)具有相似性,P3、P6位置是金屬流動(dòng)的過渡位置,金屬流動(dòng)劇烈,屬于劇烈變形區(qū),故此位置滑移速度和磨損速度較大,P4、P5位置滑移速度和磨損速度基本趨于0,說明這些位置屬于端蓋的剛性平移區(qū)。但是在最終滑移速度和磨損速度開始急劇增大,說明死區(qū)金屬材料開始發(fā)生變形,導(dǎo)致磨損面積的變大,如果繼續(xù)下壓加工端蓋會(huì)造成凸模磨損急劇變大,利用此規(guī)律可以判斷下壓多少位移會(huì)造成磨損急劇增大。

由圖9f擠壓過程模具磨損深度追蹤點(diǎn)變化曲線可見：模具磨損深度為P6>P3>P2>P7>P1>P8>P4>P5,尤其是P3、P6位置屬于磨損最嚴(yán)重的位置,與參考文獻(xiàn)[2]的結(jié)論相比,優(yōu)化后的單次模具磨損量降低超過5倍，在加工中應(yīng)注意此位置。

根據(jù)Archard模型模具表面壓強(qiáng)或滑動(dòng)速度等數(shù)值越大,表示此位置模具磨損嚴(yán)重,但磨損最嚴(yán)重位置的模具磨損速度、表面壓強(qiáng)、表面溫度以及滑移速度均符合加工要求,故凸模磨損符合生產(chǎn)要求。但是在實(shí)際加工過程中,應(yīng)重點(diǎn)檢查P3、P6點(diǎn)位置的凸模磨損情況,及時(shí)修復(fù),盡量減小模具成本的損失。本文上述模擬結(jié)果對(duì)實(shí)際加工和預(yù)防模具因磨損過大而導(dǎo)致失效具有指導(dǎo)作用。

5 結(jié)論

本文研究采用數(shù)值模擬技術(shù)模擬了端蓋零件2種成形方案的成形過程,得到以下結(jié)論:

(1)利用方案一追蹤點(diǎn)方法得到直徑為Φ27.54、27.62時(shí)端蓋成形效果最為理想,符合實(shí)際生產(chǎn)加工要求。

(2)端蓋在熱擠壓成形過程中以凸模磨損深度為判斷依據(jù)的最優(yōu)參數(shù)組合是擠壓速度為100 mm/s、凸模初始硬度為60 HRC。

(3)端蓋零件P3、P6點(diǎn)位置的凸模磨損最嚴(yán)重,且模擬結(jié)果與參考文獻(xiàn)[2]的結(jié)論相比,優(yōu)化后的單次模具磨損量降低超過5倍,符合生產(chǎn)加工要求。

(4)本文端蓋熱擠壓成形的優(yōu)化設(shè)計(jì)符合生產(chǎn)加工要求。