二維電液顫振對冷擠壓成形的影響

楊慶華 覃鄭永 王志恒 鮑官軍

浙江工業(yè)大學(xué)機械工程學(xué)院，杭州，310006

0 引言

冷擠壓成形就是采用擠壓軸(凸模)將放置在密閉的擠壓筒(凹模)內(nèi)的冷態(tài)毛坯在三向不均勻壓應(yīng)力的作用下，從模具的孔口或縫隙擠出，進而獲得所需形狀、尺寸以及具有一定力學(xué)性能的擠壓件。冷擠壓制品具有良好的機械性能、很高的材料利用率及加工效率、較高的表面精度等特點，使其在汽車制造、儀表、輕工、船舶、五金等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1]。在傳統(tǒng)的冷擠壓工藝過程中，對于大尺寸或外形復(fù)雜等“難成形零件”，成形力大、金屬流動困難等問題嚴重限制了冷擠壓工藝的使用范圍。

振動輔助塑性成形工藝是在塑性成形(如拉拔、軋制、擠壓、碾壓等)過程中，對模具或毛坯施加主動可控的振動激勵。現(xiàn)有研究表明，在塑性成形過程中添加振動激勵能夠顯著減小零件成形力、提高成品質(zhì)量[2-5]。BLAHA等[6]在拉伸晶粒硅過程中添加超聲振動激勵，研究發(fā)現(xiàn)金屬的變形力明顯減小(即“Blaha”效應(yīng))。GEBHARDT等[7]對超聲振動拉絲工藝給出了系統(tǒng)評述，并對難成形的材料進行了振動拉拔研究。王義等[8]在金屬工件表面擠壓光整工藝中引入超聲振動，實驗結(jié)果表明：施加超聲振動后，擠壓過程平緩，工件受力均勻，表面質(zhì)量大幅度提高，工件的使用壽命更長久。蔡改貧等[9]對振動擺動碾壓成形進行了研究，結(jié)果表明：振動擺動碾壓在擺碾力、形變特征、高徑比和成形質(zhì)量方面與常規(guī)擺動碾壓相比具有顯著的優(yōu)越性，不僅可以減小成形力，還可提高成品質(zhì)量。YANG等[10-11]設(shè)計了復(fù)合超聲振動拉絲模具，研究結(jié)果表明:在二維超聲振動激勵下，拉拔力減小幅度更大，拉絲件質(zhì)量有顯著提高?？傮w來說，大部分學(xué)者在塑性成形研究中采用添加超聲振動激勵方式，且對軸向的振動研究較多。

受振動塑性成形工藝的啟發(fā)，同時考慮到超聲振動激振力小的缺陷，本課題組提出了一種軸向電液顫振冷擠壓工藝，并對降載、金屬流動規(guī)律等的影響進行了研究[12-15]，但結(jié)果表明該工藝的降載效果不明顯，振動方向單一。本文在此基礎(chǔ)上提出了一種二維電液顫振冷擠壓工藝，并在二維電液顫振冷擠壓過程中，研究了模具對金屬成形過程的影響。

1 二維振動塑性成形機理

圖1為二維電液顫振激勵下的正擠壓套杯類零件示意圖，沖頭以速度vs擠壓金屬毛坯，同時，對下凸模與凹模(下凸模與凹模為一體裝置)分別施加軸向振幅aa、軸向頻率fa以及徑向振幅ar、徑向頻率fr的正弦激勵信號。由于冷擠壓過程中所需的激振力大，故振動形式采用電液顫振。

圖1 二維電液顫振輔助冷擠壓成形示意圖Fig.1 Sketch of two-dimensional electro-hydraulicflutter assisted cold extrusion forming

研究表明，振動對金屬塑性成形的作用機理主要表現(xiàn)在如下兩個方面：體積效應(yīng)和表面效應(yīng)。電液振動為低頻振動，振動能量低，起主要作用的是表面效應(yīng)(主要是指振動對表面摩擦的影響)。

圖1中的振動擠壓過程由3個方向上的振動組成，見圖2。凹模軸向振動(方向①)與毛坯的運動方向相同，凹模與下凸模的徑向振動可分解為2個正交的運動：在平行于毛坯運動平面(方向②)及垂直于毛坯運動平面(方向③)方向上運動。對方向①～方向③的振動減摩機理進行如下闡述。

圖2 運動分解示意圖Fig.2 Sketch map of motion decomposition

(1)運動方向①。此時凹模與下凸模的振動方向與毛坯的運動方向相同，凹模的運動速度v(t)=aωsin(ωt),ω=2πf，其中a為振幅，ω為角速度，f為頻率。如圖3所示，當v(t)大于沖頭的運動速度vs時，摩擦力的方向發(fā)生變化，將有害摩擦變?yōu)橛欣Σ烈源龠M金屬流動(AB段)，整個周期內(nèi)的摩擦力可表示為

圖3 軸向振動過程中運動速度及摩擦力變化Fig.3 Movement velocity and friction force changein axial vibration processes

(1)

式中，F(xiàn)a為瞬時摩擦力；F0為無振動條件下摩擦力。

(2)運動方向②。此時凹模與下凸模的振動方向與毛坯的運動方向處于平行平面內(nèi)，且兩運動方向相互垂直。如圖4所示，vr為徑向振動速度，va為軸向振動速度，ve為合速度。由圖4可知，摩擦力Fa的方向始終與運動的方向相反，且在-α～α的角度范圍內(nèi)振蕩，其中α為Fa與vr的夾角，整個運動過程中的摩擦力可表示為

(2)

式中，T為振動周期;vmax為最大振動速度。

圖4 方向②振動過程中摩擦力的變化Fig.4 The change of friction force in direction 2during vibration processes

(3)運動方向③。此時凹模與下凸模的振動方向與毛坯的運動方向所在平面相互垂直。由于激勵信號為正弦信號，故運動方向③也做周期振動，使得凹模內(nèi)壁或下凸模外壁不斷沖擊或脫離毛坯的外壁或內(nèi)壁。當凹模內(nèi)壁或下凸模外壁沖擊毛坯時，毛坯外壁或內(nèi)壁粗糙表面的尖峰與凹谷被加工平整，使得毛坯內(nèi)外表面精度提高，摩擦因數(shù)減小，從而降低了成形載荷；當凹模內(nèi)壁或下凸模外壁脫離毛坯時，在毛坯與模具之間會產(chǎn)生微小的間隙，促進潤滑液進入模具內(nèi)部使得潤滑充分，從而達到減小摩擦力、提高表面成形質(zhì)量的效果。

2 有限元模型

2.1 有限元模型的建立

選取某型號萬向節(jié)套杯零件為研究對象，材料為20Cr，成形方式為正擠壓，圖5為萬向節(jié)套杯零件的尺寸及實物圖?？紤]到零件的對稱性，本文只建立零件的1/8模型，并導(dǎo)入Deform-3D有限元分析軟件中，見圖6。

(a)尺寸

(b)實物圖5 萬向節(jié)套杯尺寸及實物圖Fig.5 Photos and dimensions of universal joint cup

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

根據(jù)選取零件的特點及后續(xù)實驗采用的液壓機設(shè)備，設(shè)置模型的基本參數(shù)如下：

(1)毛坯及模具屬性設(shè)置。毛坯為塑性體，材料為20Cr，對應(yīng)牌號為AISI-5120，COLD[70-1450F(20-800c)];模具為剛性體，保持溫度為20℃不變。

(2)網(wǎng)格劃分。選用系統(tǒng)默認的四面體網(wǎng)格，采用絕對網(wǎng)格劃分方式，設(shè)置最小網(wǎng)格為0.3 mm。

(3)摩擦條件。模具與毛坯之間采用剪切摩擦方式，設(shè)置摩擦因數(shù)為0.12。

(4)模具運動。設(shè)置上凸模的運動速度為10 mm/s；下凸模及凹模在無顫振成形方式下為固定，在軸向顫振成形方式下為以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm沿軸向運動，在徑向顫振成形方式下以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm沿徑向振動；在二維顫振成形方式下沿軸向和徑向均以頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm的正弦激勵信號振動。

(5)模擬控制參數(shù)。上凸模行程為10 mm，設(shè)置單步進行0.001 s運算，共1 000 步。

2.2 有限元模型的驗證

為研究電液顫振在冷擠壓工藝上的應(yīng)用，本課題組搭建了軸向電液顫振冷擠壓試驗平臺，并對軸向顫振激勵下的降載特性進行了一系列研究[13-15]，結(jié)果表明：采用Deform-3D建立的有限元模型與實驗結(jié)果具有良好的匹配性。圖7為無顫振擠壓方式下成形載荷實驗及仿真結(jié)果的對比圖，可以看出，無顫振擠壓方式下，實驗得到的最大載荷1.57 MN與仿真得到的最大載荷1.62 MN較為接近，誤差約為3%，從而驗證了該模型的正確性。

圖7 無顫振擠壓方式下成形載荷實驗及仿真結(jié)果對比Fig.7 Comparison of experimental forming load and simulation results in non-flutter extrusion mode

3 結(jié)果分析與討論

3.1 行程載荷分析

圖8a為對凹模及下凸模施加軸向頻率為100 Hz、軸向振幅為 0.02 mm的正弦激勵信號而得到的時間-載荷曲線。由圖8a可以看出，在成形過程中，成形載荷呈現(xiàn)周期性震蕩，最小載荷為零，這是因為在軸向施加了正弦激勵信號，當下凸模下行運動時的速度大于金屬流動速度時，毛坯脫離下凸模，上凸模處于空壓狀態(tài)，此時瞬時載荷為零;當下凸模相對毛坯向上運動時，其摩擦狀態(tài)與無顫振擠壓成形方式下的摩擦狀態(tài)基本一致。成形過程中，毛坯的載荷值在一定的幅度范圍內(nèi)震蕩，震蕩的頻率與施加的振動信號頻率相同。圖8b為在0.20～0.24 s范圍內(nèi)的載荷變化曲線，由于軸向振動的原因，毛坯在某個時間點完全脫離上凸模，使得成形過程中毛坯的瞬時載荷為零，載荷呈周期性變化。由圖8可以看出，整個周期內(nèi)的最大載荷為197.2 kN，最小載荷為0。

(a)軸向顫振

(b)局部放大圖圖8 軸向顫振激勵下時間-載荷曲線Fig.8 Load-stroke curves under axial flutter excitation

(a)徑向顫振

(b)局部放大圖圖9 徑向顫振激勵下時間-載荷曲線Fig.9 Load-stroke curves under radial flutter excitation

圖9a為對凹模及下凸模施加徑向頻率為100 Hz、徑向振幅為0.02 mm 的正弦激勵信號而得到的時間-載荷曲線。由圖9a可以看出,相較于無顫振擠壓成形方式，徑向顫振成形方式起到了降載效果，但相較于軸向顫振擠壓成形方式，徑向顫振成形方式的降載效果并不理想。成形載荷減小，呈現(xiàn)周期性震蕩但不規(guī)律，這是因為當施加徑向顫振信號時，凹模與下凸模會對毛坯形成左右沖擊，導(dǎo)致毛坯與凹模及下凸模的接觸面積減半，而徑向沖擊并未使內(nèi)外壁對毛坯的正壓力顯著增大，且在反復(fù)的沖擊過程中，摩擦因數(shù)減小，因此，整體的摩擦力顯著減小，同時也改變了死區(qū)的運動狀態(tài)；此外，徑向沖擊的能量使晶粒的滑移更加順暢，空穴等缺陷也被有效改善。圖9b為在0.20～0.24 s范圍內(nèi)的載荷變化曲線，由于徑向振動的原因，載荷呈周期性變化。由圖9可以看出，整個周期內(nèi)的最大載荷為208.6 kN,最小載荷為30.5 kN。

圖10a為對凹模及下凸模沿軸向和徑向均施加頻率為200 Hz、振幅為0.02 mm的正弦激勵信號而得到的時間-載荷曲線。圖10b為0.20～0.24 s范圍內(nèi)的局部放大圖。在兩個正交的振動場激勵下，金屬成形載荷的大小在一個周期內(nèi)的變化更為復(fù)雜。在整個成形過程中，載荷值不斷振蕩，振蕩頻率為100 Hz，與施加的激勵信號頻率相同。當復(fù)合振動時，載荷呈現(xiàn)周期性變化。由圖10可以看出，整個周期內(nèi)的最大載荷為187.9 kN，最小載荷為0，載荷的周期波動使得整個成形過程中的平均載荷值減小。

(a)二維顫振

(b)局部放大圖圖10 二維顫振激勵下時間-載荷曲線Fig.10 Load-stroke curves under two-dimensional flutter excitation

由于在振動的情況下，載荷呈現(xiàn)周期性變化，因此在每個周期內(nèi)對載荷求均值，再對求均值后的載荷值進行多項式擬合。分別對無顫振、軸向顫振、徑向顫振及二維顫振條件下得到的時間-載荷曲線進行多項式擬合，見圖11。由圖11可以看出，與無顫振條件下的最大平均載荷203.8 kN相比較，在軸向顫振激勵下，金屬最大平均載荷為176.8 kN，成形載荷減小了13.2%；在徑向顫振激勵下，金屬最大平均載荷為 192.2 kN，成形載荷減小了5.7%；在二維顫振激勵下，金屬最大平均載荷為150.6 kN，成形載荷減小了26.1%，且降載效果比軸向和徑向顫振激勵下的降載效果明顯。

圖11 各種條件下時間-載荷曲線擬合結(jié)果Fig.11 The fitting result of load-stroke curves under various conditions

3.2 速度場分析

為研究振動對金屬流動規(guī)律的影響，本文對各種成形條件下的金屬速度場進行分析。圖12所示為在成形過程中金屬最大流速變化。由圖12可知，在無顫振成形方式下，成形開始階段的成形載荷持續(xù)增大，之后保持穩(wěn)定，最大金屬流速維持在28 mm/s附近。隨著振動激勵信號的添加，金屬的流速的變化趨勢趨于復(fù)雜，在軸向頻率為100 Hz、軸向振幅為0.02 mm的振動信號激勵下，最大金屬流速可達108 mm/s，且載荷波動較大。在徑向頻率為100 Hz、徑向振幅為0.02 mm的振動信號激勵下，最大金屬流速可達49.8 mm/s。在二維顫振激勵成形方式下，成形過程中的金屬流速進一步增大，最大金屬流速達到174 mm/s。由此可知，在振動場的作用下，最大流速增大，金屬成形更加容易，金屬成形力減小，這與上述載荷的分析結(jié)果相一致。

圖12 各種成形方式下金屬最大流速變化Fig.12 The maximum velocity change of metals under various forming modes

圖13所示為無顫振成形方式下穩(wěn)定成形階段的金屬流向。當擠壓步k=502時，在無顫振成形方式下金屬的流向基本保持穩(wěn)定。在塑性變形區(qū)的變形劇烈，金屬流動速度增大，金屬對凹模外壁的壓力大，而凹模外壁的溫度相較于內(nèi)部劇烈變形的金屬溫度低，造成了黏著的摩擦狀態(tài)，使得摩擦力增大，進而阻礙了金屬的流動。已變形區(qū)的金屬流動速度較大且流動方向一致，金屬內(nèi)部近乎沒有相對移動，金屬只做剛性平移，且只受到內(nèi)外壁滑動摩擦力的作用，摩擦力較小，平移速度快。

圖13 無顫振成形方式下金屬流向變化Fig.13 Variation of metal flow under non-flutter forming mode

(a)k=500 (b)k=508圖14 軸向顫振激勵下金屬流向變化Fig.14 Variation of metal flow under axial flutter excitation

圖14所示為軸向顫振激勵下一個振動周期內(nèi)的金屬流向變化。在軸向顫振的激勵下，金屬的流向發(fā)生明顯的變化。當擠壓步k=500時，上凸模對毛坯的擠壓速度vs=10 mm/s，方向向下,下凸模對毛坯的作用速度為va=12 mm/s，方向向上，此時，下凸模向上沖擊毛坯，會導(dǎo)致塑性變形區(qū)的金屬流動方向發(fā)生變化。沖擊的能量使得塑性變形區(qū)劇烈變形的金屬內(nèi)部滑移現(xiàn)象以及與凹模壁的黏著摩擦狀況得到改善，金屬流動的速度趨于均勻，也影響金屬的流動方向偏向徑向流動。由于沖擊方向向上，金屬流動速度得到減緩，則塑性變形區(qū)的內(nèi)部與外部的流動速度就相對均衡，見圖14a。隨著下凸模振動速度va的減小，塑性變形區(qū)金屬的流動方向也發(fā)生了變化。當va=0時，塑性變形區(qū)金屬流動方向逐漸偏向下方，隨著振動的繼續(xù)進行，下凸模的運動方向反向(即與上凸模的運動方向相同)，下凸模與毛坯之間有脫離的趨勢。隨著va的增大，金屬流向由無顫振擠壓方式下的向?？诹鲃又鸩睫D(zhuǎn)變?yōu)橄蛳铝鲃?。當擠壓步k=508時，va=12 mm/s且大于上凸模的擠壓速度vs=10 mm/s，金屬流速的方向完全向下，見圖14b。

圖15所示為徑向顫振激勵成形方式下，一個周期內(nèi)的金屬流向變化。當擠壓步k=500時，凹模以速度vr擠壓毛坯外壁，下凸模以相同速度脫離毛坯內(nèi)壁，凹模內(nèi)壁對毛坯有向內(nèi)的擠壓力，使得金屬在剛性平移區(qū)不再做平移運動，金屬內(nèi)部有相對運動，下凸模外壁與毛坯內(nèi)壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，使得?？谔幍慕饘倭鲃痈禹槙常魉俑泳鶆?；徑向沖擊作用也使得毛坯外壁的精度提高，摩擦力減小，見圖15a。當擠壓步k=506時，下凸模以速度vr擠壓毛坯內(nèi)壁，凹模以相同的速度脫離毛坯外壁，下凸模外壁對毛坯有向外的擠壓力，使得金屬在剛性平移區(qū)不再做平移運動，金屬內(nèi)部有相對運動，凹模內(nèi)壁與毛坯外壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，使得模口處的金屬流動更加順暢，流速更加均勻；徑向沖擊作用也使得毛坯內(nèi)壁壁的精度提高，摩擦力減小，見圖15b。

(a)k=500 (b)k=506圖15 徑向顫振激勵下金屬流向變化Fig.15 Variation of metal flow under radial flutter excitation

圖16所示為二維顫振激勵成形方式下的金屬流向變化。當擠壓步k=500時，上凸模與下凸模的相對運動對金屬產(chǎn)生了擠壓，下凸模外壁擠壓毛坯內(nèi)壁，凹模內(nèi)壁脫離毛坯外壁，在軸向與徑向的復(fù)合振動下，區(qū)域Ⅰ與區(qū)域Ⅱ的金屬流速加快，靠近下凸模端面的金屬狀態(tài)發(fā)生改變，凹模內(nèi)壁與毛坯外壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，區(qū)域Ⅲ不再做剛性平移運動，從而使得金屬整體的流動速度趨于均勻，模口處金屬的應(yīng)力分布更加均勻，見圖16a。當擠壓步k=508時，此時下凸模向下運動且運動速度大于上凸模的運動速度，凹模內(nèi)壁擠壓毛坯外壁，下凸模外壁脫離毛坯內(nèi)壁，在軸向與徑向的復(fù)合振動下，金屬整體向下流動，下凸模外壁與毛坯內(nèi)壁形成了微小間隙以促使金屬流入其中，區(qū)域Ⅲ不再做剛性平移運動，從而使得金屬整體的流動速度趨于均勻，金屬整體應(yīng)力分布更加均勻，見圖16b。

(a)k=500 (b)k=508圖16 二維顫振激勵下金屬流向變化Fig.16 Variation of metal flow under two-dimensional flutter excitation

3.3 應(yīng)力場分析

圖17所示為在各種成形方式下成形結(jié)束時(紊流擠壓階段)的等效應(yīng)力場分布，可以看出，成形結(jié)束時，各種成形方式下的最大等效應(yīng)力沒有明顯的變化，均保持在850 MPa附近，但最小等效應(yīng)力有明顯的變化。在無顫振成形、軸向顫振激勵、徑向顫振激勵以及二維顫振激勵成形方式下的最小等效應(yīng)力依次為0.084 MPa、1.12 MPa、75.4 MPa和177 MPa。

(a)無顫振 (b)軸向顫振

(c)徑向顫振 (d)二維顫振圖17 各種成形方式下金屬等效應(yīng)力場Fig.17 Metal equivalent stress force field under various forming modes

由圖17a可知，在無顫振成形方式下，在區(qū)域Ⅰ(彈性變形區(qū))的應(yīng)力值最大，為850 MPa左右，此處為金屬與模具直接接觸部分，故應(yīng)力較大。區(qū)域Ⅱ(死區(qū))的應(yīng)力狀態(tài)近似三向等值應(yīng)力狀態(tài)，在紊流擠壓階段的應(yīng)力最小，在擠壓過程中區(qū)域Ⅱ的面積不斷變小。在紊流擠壓階段，區(qū)域Ⅲ(塑性變形區(qū))中大量金屬的應(yīng)力值超過屈服極限，不再發(fā)生塑性變形，與發(fā)生塑性變形時的應(yīng)力值相比，區(qū)域Ⅲ的應(yīng)力值較大。區(qū)域Ⅳ(已變形區(qū))的應(yīng)力最小，此區(qū)域內(nèi)的金屬只做剛性平移運動，不發(fā)生塑性變形。其中，區(qū)域Ⅲ與區(qū)域Ⅳ之間存在一個短促的應(yīng)力過渡階段，應(yīng)力場出現(xiàn)明顯分區(qū)。

由圖17b可知，在施加了軸向顫振后，區(qū)域Ⅱ(死區(qū))受到下凸模的沖擊，其應(yīng)力狀態(tài)為三向壓應(yīng)力狀態(tài)，金屬流動狀態(tài)發(fā)生改變，在區(qū)域Ⅲ(塑性變形區(qū))與區(qū)域Ⅳ(已變形區(qū))部分由于軸向振動的作用，潤滑劑更容易進入摩擦區(qū)，使得摩擦因數(shù)減小，摩擦力減小，從而使得區(qū)域Ⅲ擴大，金屬流動更加均勻。同時，振動的能量被高度集中的區(qū)域(位錯、空穴和晶界)吸收，加快了位錯在滑移面的運動速度，使得金屬流動趨于均勻，內(nèi)應(yīng)力分布也趨于均勻，最大內(nèi)應(yīng)力相對減小。

由圖17c可知，在施加了徑向顫振后，擠壓下凸模與凹模間隙的金屬受到凹模內(nèi)壁及下凸模外壁的沖擊，使得毛坯表面質(zhì)量提高，則摩擦因數(shù)減??；在向下擠壓的過程中，潤滑劑容易進入摩擦區(qū)，這也是摩擦因數(shù)減小的原因。同樣，振動的能量被高度集中的區(qū)域(位錯、空穴和晶界)吸收，加快了位錯在滑移面的移動速度，因此，金屬流動更加均勻，內(nèi)應(yīng)力分布趨于均勻，也使塑性變形區(qū)得到進一步擴大。死區(qū)與下凸模頂面產(chǎn)生的滑動摩擦改變了死區(qū)的金屬流動狀態(tài)和內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)(由近似三向等值應(yīng)力狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槿驂簯?yīng)力狀態(tài))，使該區(qū)域金屬流動速度與彈性變形區(qū)的流速相近，內(nèi)應(yīng)力分布更加均勻。而潤滑劑同樣容易進入摩擦區(qū)，使得摩擦因數(shù)減小，摩擦力減小，而徑向顫振的方向為垂直于軸向的單一方向振動，處于同一平面上的其他方向會與此方向產(chǎn)生夾角，導(dǎo)致振動不充分，也會出現(xiàn)金屬流動速度差異較大的區(qū)域，進而出現(xiàn)局部應(yīng)力斷層的現(xiàn)象，圖17c中A、B、C處為局部應(yīng)力斷層區(qū)域。

由圖17d可知，在上凸模向下運動、下凸模及凹模軸向和徑向振動的復(fù)合作用下，二維顫振同時具備了軸向顫振與徑向顫振的優(yōu)點：塑性變形區(qū)擴大，死區(qū)金屬流動狀態(tài)發(fā)生改變，金屬受力比較均衡，無明顯的分界面及突變區(qū)域出現(xiàn)，整體內(nèi)應(yīng)力分布趨于均勻，最大內(nèi)應(yīng)力減小，從而使得成形載荷減小。

4 二維電液顫振冷擠壓裝置設(shè)計

上述分析結(jié)果表明，二維顫振能夠顯著減小平均成形載荷，促進金屬流動，提高應(yīng)力分布的均勻性，進而提高成品質(zhì)量。為實現(xiàn)二維顫振冷擠壓成形，本文設(shè)計了一款二維電液顫振冷擠壓裝置，見圖18。整個裝置由成形機構(gòu)、軸向顫振發(fā)生機構(gòu)及徑向顫振發(fā)生機構(gòu)組成。軸向顫振發(fā)生機構(gòu)和徑向顫振發(fā)生機構(gòu)通過連接裝置與成形機構(gòu)的下模部分直接剛性相連。

1.上模板 2.凸模法蘭連接塊 3.凸模固定塊 4.凸模 5.凹模 6.凹模固定塊 7.凹模座 8.下模板 9.軸向顫振發(fā)生器 10.徑向顫振發(fā)生器支撐板 11.下模座 12.頂料桿 13.徑向顫振發(fā)生器 14.連接板 15.凹模法蘭連接塊圖18 二維電液顫振冷擠壓裝置Fig.18 Two-dimensional electro-hydraulic flutter on cold extrusion device

5 結(jié)論

(1)提出了一種二維電液顫振冷擠壓工藝，并分析了二維振動的降載機理。

(2)建立了二維電液顫振仿真模型，結(jié)果表明：二維電液顫振的降載效果優(yōu)于單純的軸向顫振和徑向顫振的降載效果，且金屬流速增大，應(yīng)力場分布更加均勻。

(3)設(shè)計了一種二維電液顫振冷擠壓加工裝置，實現(xiàn)了在傳統(tǒng)液壓機上的二維顫振成形。