前筒擠壓成形方案分析與參數(shù)優(yōu)化

王培安，吳淑芳，郭歡歡

(1.商丘工學(xué)院機械工程學(xué)院， 河南 商丘 476000； 2.長春理工大學(xué)機電工程學(xué)院， 吉林 長春 130022)

冷擠壓技術(shù)是一種優(yōu)質(zhì)﹑高效﹑低成本的近凈成形工藝。前筒的加工常采用冷擠壓加工[1]。隨著計算機輔助工程設(shè)計技術(shù)的不斷發(fā)展和應(yīng)用，利用DEFORM-3D軟件不僅可對壓形、復(fù)合擠壓、反擠壓過程進行數(shù)值模擬研究，簡單、高效、準確地不斷重復(fù)成形過程，而且可以進行多次計算和優(yōu)化分析，提高實際加工過程的效率和材料的利用率[2-3]。

在擠壓方面的數(shù)據(jù)優(yōu)化方法中，正交試驗法運用廣泛，能夠減少實驗次數(shù)、節(jié)約時間、提高效率。例如：張學(xué)奇等[4]采用正交試驗以坯料的初始溫度、模具的初始溫度、打擊速度、模具的硬度作為影響因素，研究模具磨損和成形載荷，取得了較好的效果；向榮[5]利用正交試驗查看擠壓花鍵有無鐓粗及鐓粗大小的情況，收到了較好的效果。

前筒零件屬于筒形類零件，前筒形狀上端比較復(fù)雜，內(nèi)孔深度較深，導(dǎo)致其擠壓工藝效果較差，流動規(guī)律比較難掌握。其加工難點是深孔加工，解決方案是要保證深孔加工過程中凸模的穩(wěn)定，控制材料的變形程度及凸模與擠壓件內(nèi)孔之間的間隙等。本文通過分析研究提出了前筒的5種工藝方案，并以壓形過程中最大成形載荷、凹模最大磨損量和復(fù)合擠壓過程中等效應(yīng)變、凸模最大磨損量作為本文的優(yōu)化目標，基于有限元軟件DEFORM-3D和正交試驗優(yōu)化成形速度﹑摩擦因數(shù)以及模具材料硬度等工藝參數(shù)，得到的優(yōu)化參數(shù)對前筒實際生產(chǎn)加工具有一定指導(dǎo)意義。

1 前筒的成形工藝分析

1.1 毛坯尺寸的確定

本章所有的公式均查詢文獻[6]所得。前筒的冷擠壓件如圖1所示，利用20Cr材料加工前筒零件，擠壓件的尺寸都是自由尺寸，表面粗糙度為1.6 μm，冷擠壓完全可以達到精度要求。根據(jù)體積相同原則進行計算，通常冷擠壓的坯料體積由擠壓件體積和修邊余量體積2部分組成。坯料體積計算為

Vo=Vp+Vx=70 113.860 mm3

(1)

式中：Vo為坯料體積,mm3；Vp為擠壓件體積,mm3；Vx為修邊余量體積,mm3。

冷擠壓時，為確保坯料可以放進凹模型腔內(nèi)，且符合國家標準，初步選用坯料的直徑為φ60 mm。坯料的直徑計算出來后，計算橫斷面積。坯料高度H0由式(2)確定。

圖1 前筒的冷擠壓件圖

(2)

式中：V0為坯料體積,mm3；A0為橫斷面面積,mm2。

初步確定毛坯的尺寸為φ60 mm×25.3 mm。其毛坯的高徑比小于0.8，不適合剪切下料(斷口被壓扁，質(zhì)量不能保證),本次采用車切下料。

1.2 工藝方案的確定

根據(jù)擠壓件結(jié)構(gòu)特點，初步提出5種工藝方案。

1)方案1。其工藝流程為：車切下料→軟化熱處理→表面處理→磷化+皂化潤滑→復(fù)合擠壓。前筒成形工藝過程實體模型如圖2所示。方案1的優(yōu)點是工序少、節(jié)約時間和成本。缺點是材料的斷面縮減率﹑凸模的高徑比不符合加工要求以及凸模與內(nèi)孔間存在間隙等問題，其分析如下。

(a)坯料 (b)復(fù)合擠壓

①斷面縮減率。

(3)

式中：ψ為擠壓的斷面收縮率；A0為擠壓變形之前毛坯的橫截面積，mm2；A1為擠壓變形之后擠壓件的橫截面積，mm2；d0為擠壓變形之前毛坯直徑，mm；d1為擠壓變形之后擠壓件下端外徑，mm；d2為擠壓變形之后擠壓件下端內(nèi)徑，mm。

斷面縮減率表示材料擠壓變形程度，用擠壓前毛坯橫截面積減去擠壓后工件橫截面積與擠壓前毛坯橫截面積之比值表示，其數(shù)值須在其許用變形程度數(shù)值范圍內(nèi)，否則擠壓件會成為廢件。許用變形程度數(shù)值范圍的確定至關(guān)重要，是判斷工藝方案的可行性的依據(jù)，其范圍的大小主要受被擠壓材料的性能和擠壓方式這2個關(guān)鍵性因素影響。按照正擠壓最大許用變形程度范圍計算公式(4)和反擠壓最大許用變形程度范圍計算公式(5)計算出最大許用變形程度。

εF(2500)max=[(86～91)-0.14×(HBW-70)]%= [(86～91)-0.14×(130-70)]%=

(77.6～82.6)%

(4)

εF(2500)max=[(50～60)+3.2×

(5)

式中：εF(2500)max為相應(yīng)于單位擠壓力為2 500 MPa時的最大許用變形程度；HBW為20Cr毛坯退火后的布氏硬度。

正擠壓的許用變形程度為[Ψ]=77.6%～82.6%, 反擠壓的許用變形程度為[Ψ]=67.5%～77.5%,通過計算復(fù)合擠壓的變形程度為83.7%，大于其許用變形程度。

②凸模工作部分的高徑比。

H/D=102/24=4.25>2.5～3

式中：H為凸模工作部分的高度，mm；D為凸模工作部分的下端直徑，mm。

為防止細長凸模彎曲影響擠壓件精度或凸模折斷，一般凸模工作部分的高徑比不應(yīng)超過2.5～3，故不符合。

③在凸模下壓過程中，凸模過渡位置與坯料接觸后，凸模接觸金屬材料面積更大，遇到的阻力也變大，被凸模過渡位置下壓的坯料周圍金屬材料流速變快，導(dǎo)致坯料內(nèi)孔與凸模下端開始出現(xiàn)空隙，繼續(xù)下壓，坯料到達下底部時，上部金屬開始填充凸模與坯料之間的空隙，最終導(dǎo)致空隙處出現(xiàn)折疊、裂紋、內(nèi)部氣孔等缺陷。

綜上所述，方案1的復(fù)合擠壓成形不可行。

2)方案2。其工藝流程為：車切下料→軟化熱處理→表面處理→磷化+皂化潤滑→壓形→潤滑處理→復(fù)合擠壓。前筒成形工藝過程實體模型如圖3所示。

(a)坯料 (b)壓形 (c)復(fù)合擠壓

方案2與方案1相比較，雖然增加了壓形工步，但是材料的斷面縮減率﹑凸模的高徑比以及凸模與內(nèi)孔的間隙問題依然沒有解決；所以方案2增加工步后，問題都未解決，從成本方面考慮，方案2不如方案1。

3)方案3。其工藝流程為：車切下料→軟化熱處理→表面處理→磷化+皂化潤滑→壓形(小端擠出的高度為5 mm)→潤滑處理→復(fù)合擠壓→潤滑處理→反擠壓。其成形工藝過程實體模型如圖4所示。

(a)坯料 (b)壓形 (c)復(fù)合擠壓 (d)反擠壓

①復(fù)合擠壓斷面縮減率。

(6)

反擠壓斷面縮減率的計算為

(7)

按反擠壓最小許用變形程度范圍計算公式(8)計算出最小許用變形程度。

(8)

式中：εF(2500)min為相應(yīng)于單位擠壓力為2 500 MPa時的最小許用變形程度；HBW為20Cr毛坯退火后的布氏硬度。

正擠壓的最大許用變形程度 [Ψ]=77.6%～82.6%, 反擠壓的最大許用變形程度 [Ψ]=67.5%～77.5%,反擠壓的最小許用變形程度 [Ψ]=25.6%～35.6%,經(jīng)過計算復(fù)合擠壓的變形程度為69.4%，反擠壓的變形程度為49.5%，均小于其許用變形程度，故合理。

②凸模工作部分的高徑比。

H/D=60/24=2.5

同理，一般凸模工作部分的高徑比不應(yīng)超過2.5～3，故基本符合。

③減小了凸模底部與內(nèi)孔間隙，基本無缺陷。

④在反擠壓過渡位置，可能會出現(xiàn)外塌，因為沒有定徑帶。

方案3解決了方案1的斷面縮減率的問題和凸模高徑比問題，但未解決凸模與內(nèi)孔之間出現(xiàn)間隙的問題。

綜上所述，方案3與方案1和方案2相比較，成形效果較好，但依然未解決凸模與內(nèi)孔間出現(xiàn)間隙的問題，故方案3不可行。

4)方案4。其工藝流程為：車切下料→軟化熱處理→表面處理→磷化+皂化潤滑→壓形(小端擠出的高度為5 mm)→潤滑處理→復(fù)合擠壓(內(nèi)部擠出小孔深度為7 mm)→潤滑處理→反擠壓。前筒成形工藝過程實體模型如圖5所示。

(a)坯料 (b)壓形 (c)復(fù)合擠壓 (d)反擠壓

①凸模工作部分的高徑比。

H/D=53/24=2.21

同理，一般凸模工作部分的高徑比不應(yīng)超過2.5～3，故符合要求。

②復(fù)合擠壓時，凸模下壓過程中，在凸模過渡位置與坯料接觸后，凸模接觸金屬材料更多，遇到的阻力較大，凸模下壓速度減緩，而周圍金屬材料流速變快，導(dǎo)致坯料下端孔與凸模下端開始出現(xiàn)分離，產(chǎn)生空隙，繼續(xù)下壓，坯料到達下底部時，上部金屬開始填充凸模與坯料之間的空隙，最終導(dǎo)致空隙處出現(xiàn)折疊、裂紋、內(nèi)部氣孔等缺陷。

對比方案3，在復(fù)合擠壓時內(nèi)孔先擠出7 mm，為反擠壓時的金屬材料流動提供了7 mm定徑帶長度，防止過渡位置外塌，且為凸模提供了良好的對中性，保證了擠壓件的尺寸精度。方案4解決了方案1中的斷面縮減率的問題和高徑比問題，但未解決凸模與內(nèi)孔出現(xiàn)間隙的問題。

綜上所述，方案4不可行，應(yīng)在壓形時增大小端的高度。

5)方案5。其工藝流程為：車切下料→軟化熱處理→表面處理→磷化+皂化潤滑→壓形(小端擠出的高度為26 mm)→潤滑處理→復(fù)合擠壓(內(nèi)部擠出小孔深度為7 mm)→潤滑處理→反擠壓。前筒成形工藝過程實體模型如圖6所示。

(a)坯料 (b)壓形 (c)復(fù)合擠壓 (d)反擠壓

方案5在壓形時，將小端擠出26 mm，在復(fù)合擠壓時，在凸模與內(nèi)孔未分離之前，金屬就流動到凹模最底端，不會再出現(xiàn)凸模與內(nèi)孔分離的現(xiàn)象，解決了斷面縮減率問題、高徑比問題以及凸模與內(nèi)孔間出現(xiàn)間隙的問題。在復(fù)合擠壓時內(nèi)孔先擠出7 mm，在反擠壓時，為凸模提供良好的對中性，而且為反擠壓時金屬材料流動提供了7 mm定徑帶長度，防止過渡位置外塌，保證擠壓件的尺寸精度。最終擠壓件的成形效果非常好。

1.3 擠壓前毛坯的前處理

為保證金屬材料在冷擠壓時具有良好的塑性,一般情況下毛坯在冷擠壓之前都必須退火處理。宋艷蘋等[7]和王紅閣等[8]認為在冷擠壓成形過程中進行軟化熱處理，其球化退火效果最好。本文采用的軟化熱處理方式是球化退火，退火處理后的20Cr硬度為120～130 HBS。其球化退火工藝曲線如圖7所示。

圖7 球化退火工藝曲線

毛坯表面處理是冷擠壓技術(shù)的重要問題。在進行冷擠壓之前，須對毛坯進行表面處理，這樣可以避免出現(xiàn)大的冷塑性變形的金屬材料在較高的單位擠壓力下劃傷模具腔壁的問題，也為潤滑做準備。這對擠壓件的表面質(zhì)量和模具壽命有非常大的影響[9]，因此分別采用酸洗和堿洗去除表面氧化層和油漬等。

坯料在冷擠壓過程中材料變形抗力大，金屬出現(xiàn)缺陷的概率較大，故對潤滑程度有很高的要求；所以坯料在擠壓前或擠壓工序間(有需要)均使用磷化+皂化潤滑處理。

1.4 擠壓力的計算與設(shè)備的選取

在冷擠壓時，單位擠壓力的準確計算對總擠壓力有重要影響。單位擠壓力的計算方法有很多，例如經(jīng)驗公式計算法、圖算法等[10]。經(jīng)驗公式計算法，簡單方便、實用性強，在實際加工中運用較多。即壓形工藝時采用式(9)計算。

p=Znσb=0.9×3×480=1 296 MPa

(9)

式中：p為單位擠壓力，MPa；Z為模具形狀影響系數(shù)，取Z=0.9；n為擠壓方式及變形程度系數(shù)，取n=3；σb為擠壓前材料的強度極限，σb=480 MPa。

在壓形過程中總擠壓力利用式(10)進行計算。

F=cpA=1.3×1 296×2 827=4 763 kN

(10)

式中：F為總擠壓力，kN；P為單位擠壓力，MPa；A為凸模與坯料接觸面在垂直擠壓力平面上的投影面積，mm2；c為安全系數(shù)，一般c≥1.3，本文c=1.3。

復(fù)擠力可以大于、小于或等于純反擠力,把復(fù)擠單位壓力等于純反擠力這種情況稱為“臨界狀態(tài)”，經(jīng)過實驗測得復(fù)合擠壓力小于反擠壓力[11]。

復(fù)合擠壓時模具對金屬變形的約束減弱，擠壓力將減小。復(fù)合擠壓的單位擠壓力要比單獨的正擠壓和反擠壓擠壓力都小，故復(fù)合擠壓是選取其中的最小者。

單位擠壓力在復(fù)合擠壓工藝時采用式(11)計算。

p=Znσb=0.9×3×480=1 296 MPa

(11)

復(fù)合擠壓時的總擠壓力采用式(12)進行計算。

F=cpA=1.3×1 296×1 963=3 307 kN

(12)

單位擠壓力在反擠壓工藝時采用式(13)計算。

p=Znσb=1.2×3×480=1 728 MPa

(13)

反擠壓時的總擠壓力采用式(14)進行計算。

F=cpA=1.3×1 728×452=1 015 kN

(14)

壓力機的選取均是根據(jù)實際情況及遵循標準規(guī)定。在壓形與復(fù)合擠壓過程中，壓形總擠壓力F=4 763 kN，復(fù)合擠壓總擠壓力F=3 307 kN，故選擇標稱壓力為5 000 kN的臥式曲軸擠壓機，型號為JA88-500。

在反擠壓過程中，總擠壓力F=1 015 kN，故選擇標稱壓力為1 600 kN的偏心式下傳動擠壓機，型號為J87-160。

2 CAE模型的建立與參數(shù)設(shè)置

按照其工藝方案進行數(shù)值模擬時，只需要對壓形、復(fù)合擠壓、反擠壓過程中坯料、凸模以及凹模等工作部分進行模擬，其余位置在進行模擬的時候均不顯示[12]。前筒是軸對稱結(jié)構(gòu)，為縮短模擬時間，提高仿真效率，因此在模擬仿真分析時取坯料的1/8進行仿真。利用Solidworks軟件分別完成壓形、復(fù)合擠壓、反擠壓過程中坯料、凸模以及凹模等工作部分三維模型的建立，凹凸模裝配，利用DEFORM-3D軟件建立工藝方案對應(yīng)的FEM模型，然后開始模擬計算[13-16]。建立的FEM模型如圖8所示。

圖8 FEM模型

擠壓過程中采用Archard模型來預(yù)測凹模磨損情況[17-19]，計算公式為

(15)

式中:ω代表模具磨損深度；a、b、c均為標準值，a=1、b=1、c=2；ν代表磨損速率；P代表模具與擠壓件接觸面上的法向壓力；K代表磨損系數(shù)，K值取2×10-5；H代表模具材料硬度，HRC。

3 壓形和復(fù)合擠壓過程的正交試驗分析

3.1 優(yōu)化目標和優(yōu)化條件的確定

在壓形過程中選擇最大成形載荷及凹模最大磨損量作為本次的優(yōu)化目標，在復(fù)合擠壓過程中選擇等效應(yīng)變及凸模最大磨損量作為本次的優(yōu)化目標。為優(yōu)化邊界條件，需要對壓形及復(fù)合擠壓過程中成形速度﹑摩擦因數(shù)以及模具材料硬度的取值范圍限定。限定邊界條件如下。

1)成形速度的范圍，在壓形與復(fù)合擠壓過程中采用型號為JA88-500臥式曲軸擠壓機。在反擠壓過程中采用型號為J87-160的偏心式下傳動擠壓機，成形速度范圍取1～20 mm/s。

2)摩擦因數(shù)的范圍。一般情況下設(shè)計冷擠壓模具，模具的表面通過研磨加工后，進行磷化+皂化潤滑處理，摩擦因數(shù)可達到0.05～0.1[20]。為保證優(yōu)化空間，摩擦因數(shù)范圍取為0～0.15。

3)模具材料硬度的范圍，經(jīng)過熱處理后，Cr12MoV模具材料的硬度能夠達到63 HRC。硬度范圍取50～63 HRC。

3.2 正交試驗設(shè)計

3.2.1 壓形過程的正交試驗設(shè)計

在壓形過程中，設(shè)置三水平三因素的正交表，正交試驗水平如表1所示。

表1 試驗因素水平分析表

3.2.2 復(fù)合擠壓過程的正交試驗設(shè)計

在復(fù)合擠壓過程中，設(shè)置三水平三因素的正交表，正交試驗水平如表2所示。

表2 試驗因素水平分析表

3.3 正交試驗結(jié)果分析

3.3.1 壓形過程正交試驗結(jié)果分析

利用三因素三水平的正交試驗，按照表1進行試驗，取得成形載荷與凹模磨損量的最大值。在正交試驗中采用極差分析法，經(jīng)過計算獲得試驗的優(yōu)化結(jié)果(主次因素、優(yōu)水平等)，但是極差分析法不能估算出試驗誤差和確定試驗優(yōu)化結(jié)果的可信度[21]。為得到最為準確的結(jié)果，利用方差和極差分析法共同分析。其正交試驗數(shù)據(jù)記錄結(jié)果如表3所示。

壓形過程中以成形載荷的大小作為評判指標。由表4可知，主次因素影響程度的排序為A>B>空列>C，C因素的影響程度小于空列，不可信；由表5能夠看出B因素和A因素的顯著性水平低：因此，壓形過程中以成形載荷的大小作為評判指標的優(yōu)方案是A3B2C3。

表3 正交試驗數(shù)據(jù)記錄表

表4 成形載荷極差分析表

表5 成形載荷方差分析表

壓形過程中以凹模磨損量的大小為評判指標。由表6可知，主次因素影響排序為C>A>B>空列；由表7知，C因素為顯著性因素，C因素在整個壓形過程中對凹模磨損量的影響程度大：因此，成形過程中以凹模磨損量的大小為評判指標的優(yōu)方案為A3B2C3。

表6 凹模磨損量極差分析表

表7 凹模磨損量方差分析表

綜上所述，根據(jù)正交試驗的數(shù)據(jù)處理結(jié)果可知，確定壓形過程的最佳工藝參數(shù)為摩擦因數(shù)0.15，成形速度10 mm/s，凹模硬度63 HRC。

3.3.2 復(fù)合擠壓過程正交試驗結(jié)果分析

利用三因素三水平的正交試驗，按照表2進行試驗獲得等效應(yīng)變和凸模磨損量的值。其正交試驗數(shù)據(jù)記錄結(jié)果如表8所示。

以復(fù)合擠壓過程中等效應(yīng)變的大小作為評判指標。由表9可知，主次因素影響程度的排序為A>空列>B>C，B因素和C因素的影響程度小于空列，不可信；由表10能夠看出，A因素的顯著性水平低：因此，復(fù)合擠壓過程中以等效應(yīng)變的大小作為評判指標的優(yōu)方案是A1B2C3。

表8 正交試驗數(shù)據(jù)記錄表

表9 等效應(yīng)變極差分析表

表10 等效應(yīng)變方差分析表

復(fù)合擠壓過程中以凸模磨損量的大小為評判指標。由表11可知，主次因素影響程度的排序為C>A>空列>B，B因素的影響程度小于空列，B因素不足以作為凸模磨損量的影響因素；由表12可以看出，C因素為顯著性因素， C因素在復(fù)合擠壓過程中對凸模磨損量的影響程度很大：因此，復(fù)合擠壓過程中以凸模磨損量的大小為評判指標的優(yōu)方案為A1B2C3。

綜上所述，根據(jù)正交試驗的數(shù)據(jù)處理結(jié)果可知，在復(fù)合擠壓過程中最佳工藝參數(shù)為摩擦因數(shù)0.08，成形速度10 mm/s，凸模的硬度63 HRC。

表11 凸模磨損量極差分析表

表12 凸模磨損量方差分析表

3.4 參數(shù)優(yōu)化后數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.4.1 分析壓形過程中的云圖

根據(jù)正交試驗得到參數(shù)最優(yōu)組合，基于DEFORM軟件將所得到的最優(yōu)參數(shù)在前處理中設(shè)置，然后進行數(shù)值模擬，在后處理中分別查看損傷因子云圖、折疊角云圖、載荷-行程云圖以及凹模磨損量云圖的變化規(guī)律。

損傷因子是衡量鍛件出現(xiàn)裂紋概率大小的一個重要指標，損傷因子值小，代表壓形件存在損傷的概率就小。由圖9(a)損傷因子云圖可知，在壓形過程中在大端和過渡以及心部位置損傷最小，小端位置與凹模側(cè)壁之間和毛刺位置的損傷較大?？梢钥闯?，這是由于摩擦和型腔小以及凹凸模間隙小而造成的損傷，但損傷因子的最大值為0.463，數(shù)值較??；所以壓形件出現(xiàn)損傷的概率非常小。

折疊角的大小是衡量坯料在壓形過程中出現(xiàn)折疊缺陷的一個重要指標，可以對壓形件出現(xiàn)折疊缺陷進行預(yù)測及分析。折疊缺陷一般是由于下壓速度較大、摩擦較大等造成金屬流動不均勻，金屬匯流等而出現(xiàn)的缺陷。通常情況下如果壓形件的折疊角大于270°，那么壓形件出現(xiàn)折疊的概率就非常大。由圖9(b)折疊角云圖可知，壓形件在金屬過渡位置和底部以及毛刺位置最大，從折疊角模擬結(jié)果可以看出，擠壓件的最大折疊角小于225°，且在成形過程中折疊角總小于270°，所以壓形件出現(xiàn)折疊的概率非常小。

圖9 壓形過程數(shù)值模擬結(jié)果云圖

根據(jù)圖9(c)載荷-行程云圖可知，凸模與坯料開始接觸后，坯料開始發(fā)生塑性變形，凸模受到的抗力也越來越大，成形載荷也隨之增大。當(dāng)凸模的下壓量繼續(xù)增大，坯料的小端部位就開始出現(xiàn)剛性平移，成形載荷基本上沒有大波動，也隨之穩(wěn)定，且小端比較高，故穩(wěn)定區(qū)較長；當(dāng)坯料與下端頂料器接觸時，受到頂料器給坯料的力，使成形載荷急劇增大。成形載荷的最大值為1.07×106N，成形載荷相對于正交優(yōu)化時有所降低。

根據(jù)圖9(d)凹模磨損量云圖可以看出，在凹模大直徑開始變小到凹模小直徑不變面積位置，是凹模磨損嚴重的位置，而且磨損量依次減小，最大磨損量為1.75×10-4mm。利用最佳參數(shù)進行數(shù)值模擬的結(jié)果表明，凹模模具的磨損量降低，延長了模具的壽命。

通過正交試驗對參數(shù)優(yōu)化，壓形件出現(xiàn)缺陷的概率降低，壓形件成形效果較好，模具壽命得以延長。

3.4.2 分析復(fù)合擠壓過程中的云圖

參數(shù)最佳組合確定后，利用DEFORM軟件將所得的最優(yōu)參數(shù)在前處理中設(shè)置，然后進行數(shù)值模擬，在后處理中分別查看等效應(yīng)變云圖、等效應(yīng)力云圖、載荷-行程云圖以及凸模磨損量云圖的變化規(guī)律。

等效應(yīng)變是衡量坯料在變形過程中變形大小的一個重要指標。圖10(a)等效應(yīng)變云圖可以看出，在復(fù)合擠壓過程中，材料在正擠壓剛性平移區(qū)變形過程中，凸模與坯料內(nèi)孔發(fā)生摩擦，金屬流動劇烈，復(fù)合擠壓件內(nèi)壁接觸的圓角位置為變形最激烈位置，最大等效應(yīng)變值為8.15 mm/mm，整個變形過程不均勻程度小，零件成形效果好。

等效應(yīng)力是衡量坯料在變形過程中出現(xiàn)裂紋及其斷裂概率的一個重要指標。由10(b)等效應(yīng)力云圖可知，在凸模的下壓過程中，從底部到上端等效應(yīng)力依次增大，大端位置金屬流動出現(xiàn)較大等效應(yīng)力，由凸模的接觸面積及摩擦等因素造成，擠壓件材料最大等效應(yīng)力值為827 MPa。

根據(jù)圖10(c)載荷-行程云圖可知：凸模與坯料開始接觸后，坯料發(fā)生塑性變形，凸模受到的抗力也越來越大，成形載荷也隨之增大；凸模的下壓量繼續(xù)增大，當(dāng)從第1個拐角處到進入第2個拐角位置坯料變形更加激烈，所以比第1階段的斜率更大；凸模的下壓量繼續(xù)增大，過了第2個拐角，大端位置開始進入到剛性平移區(qū)，成形載荷也基本上沒有大波動，也隨之穩(wěn)定，但大端位置高度較小，穩(wěn)定區(qū)也較小，當(dāng)坯料與限流套接觸時，就受到了限流套給坯料的壓力，使得成形載荷急劇增大。成形載荷的最大值為1.11×106N，成形載荷相對較小。

由圖10(d)凸模磨損量云圖可以看出，從凸模下端到第2個激烈變形圓角位置為凸模磨損量的位置，由凸模與坯料之間的摩擦、流動速度以及材料的硬度等因素造成，在圓角位置和金屬流動過渡區(qū)域變形激烈，磨損量從上往下依次減小，最大磨損量為1.82×10-4mm。利用最佳參數(shù)進行數(shù)值模擬結(jié)果是凸模模具的磨損量降低，延長了模具的壽命。

圖10 復(fù)合擠壓過程數(shù)值模擬結(jié)果云圖

通過正交試驗對參數(shù)優(yōu)化，復(fù)合擠壓件幾乎無缺陷，復(fù)合擠壓件成形效果較好，模具壽命得以延長。

3.4.3 分析反擠壓過程中的云圖

方案5中，反擠壓過程簡單，擠壓件易于成形。為節(jié)約時間，不再進行正交試驗，借鑒壓形與復(fù)合擠壓正交試驗的結(jié)果，結(jié)合反擠壓的特點，本次反擠壓對于在復(fù)合擠壓中已成形部位僅僅做剛性平移。僅僅做剛性平移位置的金屬材料要與凹模內(nèi)腔保持良好的潤滑，以減小剛性平移位置的變形和凸模的擠壓力，所以在反擠壓過程中確定的工藝參數(shù)為摩擦因數(shù)0.08，成形速度10 mm/s，凸模的硬度63 HRC，凹模的硬度63 HRC。

利用DEFORM軟件將上述所得到的最優(yōu)參數(shù)在前處理中設(shè)置，然后進行數(shù)值模擬，在后處理中分別查看損傷因子云圖、速度場云圖、載荷-行程云圖以及凹模磨損量云圖的變化規(guī)律。

由圖11(a)損傷因子云圖可知，損傷因子的最大值為0.271，數(shù)值比壓形過程小很多，在激烈變形位置，無損傷出現(xiàn)，所以擠壓件幾乎沒有任何損傷。

材料的流動與潤滑程度、模具結(jié)構(gòu)的合理程度及成形速度有關(guān)。由11(b)速度場云圖可知，在反擠壓過程中，金屬整體速度幾乎相同，只有下端未變形的死角位置為0，下端底部位置金屬流動速度在0.6 mm/s左右，其他剛性平移位置速度最大值為1.06 mm/s，變形非常均勻，這說明擠壓件的各處潤滑條件很好，擠壓件尺寸精度高。

根據(jù)圖11(c)載荷-行程云圖可知，由于本次擠壓過程為純擠壓過程，凸模與坯料開始接觸后，坯料開始發(fā)生塑性變形，坯料的端部開始剛性平移，一直到成形結(jié)束，成形載荷基本上沒有大波動，非常穩(wěn)定，成形載荷的最大值為1.19×105N，比壓形過程和復(fù)合擠壓過程都降低很多。

根據(jù)圖11(d)凹模磨損量云圖可以看出，在凹模型腔下部是坯料與凹模接觸變形最激烈的位置，也是凹模磨損最嚴重的位置，凹模磨損比較嚴重，最大磨損量為3.53×10-5mm。凹模磨損量比壓形和復(fù)合擠壓時凹模磨損量都較低，降低1個數(shù)量級，更利于延長凹模模具的壽命。

擠壓件成形效果好，變形均勻，流速均勻，且無缺陷產(chǎn)生，擠壓力小且穩(wěn)定，尺寸精度和加工質(zhì)量較好，所以模具壽命得以延長。

圖11 反擠壓過程數(shù)值模擬結(jié)果云圖

4 結(jié)論

1)通過對比分析5種成形工藝方案，確定第5種方案為最優(yōu)方案，通過DEFORM-3D仿真軟件模擬分析，利用正交試驗進行數(shù)據(jù)處理，證明該方案切實可行。

2)在壓形過程中的最佳工藝參數(shù)為摩擦因數(shù)0.15，成形速度10 mm/s，凹模硬度63 HRC；在復(fù)合擠壓過程中的最佳工藝參數(shù)為摩擦因數(shù)0.08，成形速度10 mm/s，凸模硬度63 HRC。

3)整個成形過程中金屬材料流動均勻，變形均勻，尺寸精度和加工質(zhì)量較好，擠壓件成形效果好，模具磨損量較小，模具壽命得以延長。