花鍵冷擠壓成形過(guò)程凹模入口半角優(yōu)化數(shù)值模擬

葛 德,王培安,郭歡歡

(1．無(wú)錫商業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)電技術(shù)學(xué)院，江蘇無(wú)錫214153;2．商丘工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，河南商丘476000;3．蘭考職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械與數(shù)控學(xué)院，河南蘭考 475300)

冷擠壓技術(shù)是一種優(yōu)質(zhì)、高效、低成本的成形工藝[1-6]，許多學(xué)者利用冷擠壓技術(shù)對(duì)花鍵成形過(guò)程進(jìn)行了研究，如2015年，長(zhǎng)春理工大學(xué)的葛德等[7]利用Archard磨損模型，研究了花鍵成形過(guò)程中不同模具初始硬度對(duì)模具磨損的影響規(guī)律，并獲得了兩者的關(guān)系曲線，有效地對(duì)模具磨損量進(jìn)行了預(yù)測(cè)；2016年，重慶理工大學(xué)的薛倩倩[8]基于數(shù)值模擬對(duì)輸入軸花鍵成形過(guò)程進(jìn)行分析，獲得了影響花鍵成形極限的主要因素；2017年，重慶長(zhǎng)融機(jī)械有限責(zé)任公司何孟林等[9]利用DEFORM軟件對(duì)花鍵成形過(guò)程進(jìn)行模擬分析，其模擬結(jié)果可靠性高，可為實(shí)際生產(chǎn)作理論指導(dǎo)，大大降低了試模成本；2018年，長(zhǎng)春理工大學(xué)的吳淑芳等[10]對(duì)梭心零件制定了兩種冷擠壓成形方案，并利用數(shù)值模擬和正交試驗(yàn)分析兩種方案的合理性，最終獲得了較優(yōu)的工藝方案，為梭心零件的實(shí)際生產(chǎn)提供理論依據(jù)。目前，花鍵軸冷擠壓成形過(guò)程研究主要采用的軟件是DEFORM，它可以獲得成形載荷以及模具磨損量等信息，對(duì)于制定正確的工藝方案有一定的指導(dǎo)意義。本文以花鍵擠壓成形過(guò)程為研究對(duì)象，利用DEFORM-3D軟件對(duì)花鍵的冷擠壓成形過(guò)程進(jìn)行模擬，重點(diǎn)分析了凹模入口半角對(duì)花鍵成形質(zhì)量的影響。

1 花鍵冷擠壓成形工藝

1.1 研究對(duì)象的確定

本文研究的花鍵二維零件圖如圖1所示，其具體參數(shù)如下：鍵數(shù)N=6，大徑D=10 mm，小徑d=8 mm，鍵寬B=2 mm。該鍛件花鍵齒面的表面粗糙度Ra=0.8 μm，其余位置表面粗糙度Ra=3.2 μm。由零件圖可知，花鍵要求表面質(zhì)量要求高、位置精度高，適合采用冷擠壓進(jìn)行加工。本文選用40Cr作為擠壓件材料，其主要化學(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1、表2所示。由于40Cr的硬度比較高，強(qiáng)度比較大，不適合直接進(jìn)行冷擠壓加工，需要在冷擠壓前對(duì)其坯料進(jìn)行退火和磷皂化等處理，使其塑性提高，抗變形力減小，從而達(dá)到冷擠壓工藝需要的加工條件。

1.2 冷擠壓成形工藝方案的制定

花鍵冷擠壓成形工藝過(guò)程如下：剪切下料→軟化熱處理→表面和潤(rùn)滑處理→正擠花鍵→精整，其中剪切下料與正擠花鍵的示意圖如圖2所示。

1.3 毛坯形狀和尺寸的確定

根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)中圓鋼直徑選取規(guī)定[11]，初步選取毛坯圓鋼的直徑為φ12 mm。

圖1 花鍵的二維零件圖(單位：mm)Fig 1 2D part drawing of the spline

表140Cr鋼主要化學(xué)成分
Table1Main chemical content of40Cr steel %

元素質(zhì)量含量C0.37～0.44Mn0.50～0.80Si0.17～0.37Cr0.80～1.10

表240Cr鋼主要力學(xué)性能(試樣
毛坯長(zhǎng)度為25mm)
Table2Main mechanical properties of40Cr steel (sample blank size is25mm)

性能指標(biāo)數(shù)值 抗拉強(qiáng)度σb/MPa ≥980 屈服強(qiáng)度σs/MPa ≥785 伸長(zhǎng)率δ/% ≥9 斷面收縮率Ψ/% ≥45 布氏硬度/HBW ≤207

圖2 花鍵冷擠壓成形工藝過(guò)程示意圖Fig 2 Schematic diagram of the process of spline cold extrusion forming

毛坯的外徑尺寸計(jì)算如下：

d坯=d凹-(0.1～0.2)=

12-(0.1～0.2)=11.8～11.9 mm

(1)

式中：d坯為坯料直徑，mm；d凹為凹模型腔內(nèi)徑，mm。

按照體積相等原則，利用三維軟件繪制毛坯零件圖，測(cè)量其體積，得毛坯體積V0=3 056 mm3。根據(jù)毛坯直徑φ12 mm，毛坯高度H0計(jì)算如下：

(2)

式中：V0為坯料體積，mm3；A0為坯料橫截面面積，mm2。

因此，初步確定毛坯尺寸為φ12 mm×27 mm。

1.4 擠壓力的計(jì)算

擠壓力的計(jì)算采用經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行。經(jīng)驗(yàn)公式簡(jiǎn)單方便，實(shí)用性強(qiáng)，在實(shí)際加工中運(yùn)用較多。

正擠花鍵過(guò)程中的單位擠壓力計(jì)算如下：

P=Z×n×σb=0.9×3×600=

1 620 MPa

(3)

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(qiáng)度極限，取σb=600 Mpa。

由于正擠花鍵過(guò)程中的單位擠壓力小于模具鋼所能承受的單位擠壓力(2 500 MPa)[12]，故模具鋼出現(xiàn)損壞的可能性較低。

正擠花鍵過(guò)程中的總擠壓力計(jì)算如下：

F=c×P×A=1.3×1 620×

113.1=198.5 kN

(4)

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，這里取c=1.3。

正擠花鍵工序中壓力機(jī)的大小需根據(jù)實(shí)際情況及國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)選取。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，建議壓力機(jī)的噸位要大于20 t。

2 花鍵成形過(guò)程中凹模入口半角的優(yōu)化

為了進(jìn)行比較，需要了解優(yōu)化分析之前花鍵凹模模具結(jié)構(gòu)的重要參數(shù)。繪制花鍵凹模二維示意圖(可以準(zhǔn)確看出關(guān)鍵位置的尺寸大小)如圖3所示、花鍵凹模三維結(jié)構(gòu)渲染圖(可以直觀看出關(guān)鍵位置的空間造型) 如圖4所示。

圖3 花鍵凹模二維示意圖Fig 3 2D schematic diagram of the spline die

圖4 花鍵凹模三維結(jié)構(gòu)渲染圖Fig 4 3D structure rendering of the spline die

凹模入口半角是凹模模具結(jié)構(gòu)的一個(gè)重要參數(shù)，其大小直接決定金屬流動(dòng)的均勻性﹑變形程度、成形載荷以及凹模磨損程度等，某種意義上說(shuō)，它就是決定冷擠壓是否可以順利進(jìn)行的關(guān)鍵性指標(biāo)。

通常凹模入口半角過(guò)大或者過(guò)小對(duì)花鍵的成形質(zhì)量都會(huì)造成不利的影響。在一定范圍內(nèi)，凹模入口半角越小，金屬流動(dòng)越均勻，擠出位置的橫向坐標(biāo)網(wǎng)線彎曲越小，外層與中心層金屬材料的流速差距越小，變形的死區(qū)也較小，成形載荷降低；但凹模入口半角過(guò)小，金屬的軸向流動(dòng)位移就會(huì)變長(zhǎng)，坯料擠壓過(guò)程中與凹模型腔的接觸面積將變大，摩擦阻力也會(huì)增大，為克服摩擦阻力，可能會(huì)造成總體成形載荷增大，且過(guò)小的凹模入口半角會(huì)造成過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度變長(zhǎng)，從而影響成形花鍵的有效長(zhǎng)度。若凹模入口半角增大，其金屬材料流動(dòng)的位移量會(huì)變小，摩擦力會(huì)變小，但是變形區(qū)范圍變大，擠出位置的橫向坐標(biāo)網(wǎng)線彎曲變大，金屬材料外層與中心層流速的差距也變大，變形的死區(qū)也會(huì)相應(yīng)增加，從而造成模具對(duì)金屬的軸向作用力變大，成形載荷亦變大，導(dǎo)致模具的使用壽命降低。因此，在實(shí)際加工過(guò)程中，根據(jù)零件的復(fù)雜程度以及形狀結(jié)構(gòu)，選擇合適的凹模入口半角非常重要。

根據(jù)花鍵加工方面的理論知識(shí)及實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，通常認(rèn)為凹模入口半角在20°～25°范圍內(nèi)比較合適。為了擴(kuò)大凹模入口半角的優(yōu)化范圍，確定凹模入口半角α的取值范圍為15°～30°。

設(shè)定凹模入口半角分別為15°、20°、22.5°、25°和30°，利用有限元分析軟件DEFORM-3D對(duì)花鍵冷擠壓成形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同凹模入口半角對(duì)花鍵冷擠壓成形過(guò)程的影響。表3為不同凹模入口半角在花鍵成形過(guò)程中的模擬參數(shù)值(除凹模入口半角α之外的主要參數(shù))。

表3不同凹模入口半角在花鍵成形
過(guò)程中的模擬參數(shù)值
Table3Simulation parameter values of the half angle of different die entrances during spline forming

性能指標(biāo)數(shù)值定徑帶長(zhǎng)度/mm3 摩擦因數(shù)0.1 擠壓速度/(mm·s-1)16 過(guò)渡圓角/mm3

2.1 凹模入口半角對(duì)花鍵成形過(guò)程中變形影響

凹模入口半角大小對(duì)金屬變形有一定的影響，其衡量指標(biāo)為等效應(yīng)變。等效應(yīng)變值越大，則變形程度越大，材料填充效果越好；但變形程度過(guò)大，會(huì)使變形激烈，從而變形不均勻的可能性變大，導(dǎo)致單位擠壓力過(guò)大，模具容易發(fā)生磨損或破壞。而等效應(yīng)變值越小，則變形程度越小，變形不均勻的可能性就越小，不會(huì)造成模具損壞，但會(huì)導(dǎo)致充填效果較差。

圖5為花鍵成形過(guò)程中不同凹模入口半角的等效應(yīng)變?cè)茍D。由圖5a～5e可以看出，不同凹模入口半角下，花鍵整體的變形層次比較分明，變形較大位置在齒根和齒側(cè)處，即齒根與齒側(cè)處的等效應(yīng)變值相對(duì)較大。凹模入口半角為15°、20°、22.5°、25°、30°時(shí)，花鍵等效應(yīng)變最大值分別為3.19 mm/mm、2.69 mm/mm、3.28 mm/mm、3.75 mm/mm、4.96 mm/mm。

為了直觀反映凹模入口半角與最大等效應(yīng)變的關(guān)系，將不同凹模入口半角對(duì)等效應(yīng)變最大值的影響繪制成折線圖，如圖6所示。由圖6可以看出，凹模入口半角為20°時(shí)等效應(yīng)變值最小，增大或者減小凹模入口半角都會(huì)使等效應(yīng)變值增大。當(dāng)凹模入口半角小于20°時(shí)，一方面坯料與凹模型腔的接觸面積變大，造成摩擦阻力增大，從而在一定程度上加大材料變形的不均勻程度；另一方面沿凹模入口半角的分力變大，且遠(yuǎn)大于摩擦阻力，加快了金屬的流動(dòng)變形，導(dǎo)致材料的變形程度變大，造成等效應(yīng)變值變大。當(dāng)凹模入口半角大于20°時(shí)，等效應(yīng)變值開(kāi)始呈線性關(guān)系持續(xù)增大，主要原因是隨著凹模入口半角增大，模具對(duì)坯料的軸向阻力增大，在一定程度上導(dǎo)致變形不均勻程度變大，從而使等效應(yīng)變值增加。

圖5 等效應(yīng)變?cè)茍DFig 5 Equivalent strain cloud map

圖6 不同凹模入口半角對(duì)等效應(yīng)變最大值的影響Fig 6 Effect of half angle of different die entrances on the equivalent strain maximum

為了預(yù)測(cè)和防止實(shí)際加工過(guò)程中某位置出現(xiàn)金屬變形過(guò)大導(dǎo)致花鍵破壞，或某位置變形程度過(guò)小導(dǎo)致花鍵填充效果不好，在凹模入口半角為15°的等效應(yīng)變?cè)茍D(圖5a)上選取5個(gè)關(guān)鍵位置作為取樣點(diǎn)進(jìn)行跟蹤分析，研究各個(gè)位置變形情況。取樣點(diǎn)坐標(biāo)如表4所示，擠壓過(guò)程中追蹤點(diǎn)等效應(yīng)變變化曲線如圖7所示。由圖7可知，位于凹模入口角上面的桿部P1點(diǎn)，在成形過(guò)程中等效應(yīng)變變化值一直為0，說(shuō)明此處未發(fā)生任何變形，因此在生產(chǎn)時(shí)可不特別注意此處；位于凹模入口半角與過(guò)渡圓角空間曲面交匯處、齒頂位置、花鍵齒側(cè)與齒根位置的P2、P3、P4、P5點(diǎn)，在成形過(guò)程中坯料形狀都發(fā)生了變化，說(shuō)明這4處都有一定的變形，其等效應(yīng)變值變化大小順序?yàn)椋篜5≈P4>P3>P2，即花鍵變形程度最大的位置在花鍵齒側(cè)和齒根位置。由于P2點(diǎn)的應(yīng)變變化曲線一直增大并未趨于平穩(wěn)，說(shuō)明在坯料進(jìn)入定徑帶之前P2點(diǎn)變形程度越來(lái)越大；P3、P4、P5點(diǎn)曲線均是先增大最后趨于平穩(wěn)，且均與P2點(diǎn)曲線最大等效應(yīng)變變化值之間存在一段高度差；位于齒頂位置的P3點(diǎn)在進(jìn)入定徑帶后0.06 s左右，基本不再發(fā)生變形，位于花鍵齒側(cè)和齒根位置的P4、P5點(diǎn)在進(jìn)入定徑帶后0.1 s左右，基本不再發(fā)生變形。顯然，花鍵齒側(cè)和齒根位置的充填效果好于齒頂位置，但是破壞程度卻高于齒頂位置；另外，材料超出定徑帶位置后未出現(xiàn)等效應(yīng)變值變化的現(xiàn)象，說(shuō)明成形花鍵離開(kāi)定徑帶后未發(fā)生偏移或者彎曲。

綜上所述，在填充性良好的情況下，以降低材料發(fā)生破壞的可能性為判斷依據(jù)，建議選擇20°的凹模入口半角進(jìn)行生產(chǎn)加工；為了防止花鍵出現(xiàn)較大變形程度而使材料破壞，在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)重點(diǎn)檢測(cè)花鍵齒側(cè)和齒根位置的變形程度。

表4取樣點(diǎn)的坐標(biāo)
Table4coordinates of sampling points mm

取樣點(diǎn)XYZP13.946770.028411435.5656P24.390320.98381548.3071P36.164522.2439952.1734P44.612091.0253654.5168P51.839912.9461554.9373

圖7 擠壓過(guò)程中追蹤點(diǎn)等效應(yīng)變曲線Fig 7 The equivalent strain curve of the tracking point during extrusion

2.2 凹模入口半角對(duì)花鍵成形過(guò)程中金屬流動(dòng)均勻性的影響

凹模入口半角對(duì)花鍵成形過(guò)程中金屬流動(dòng)的均勻性有重要影響。一般情況下，凹模入口半角越小，材料流動(dòng)越均勻；隨著入口半角增大，變形區(qū)范圍也不斷變大，金屬材料外層與中心層流速的差距變大，金屬材料流動(dòng)越不均勻。在花鍵擠壓成形過(guò)程中通常利用速度場(chǎng)來(lái)分析金屬材料的流動(dòng)均勻性。速度場(chǎng)是指任一時(shí)刻、任一點(diǎn)上的速度矢量組成的物理場(chǎng)，現(xiàn)利用DEFORM軟件繪制花鍵擠壓成形過(guò)程中不同凹模入口半角的速度場(chǎng)云圖(圖8)，用于分析不同凹模入口半角下金屬流動(dòng)速度矢量的分布情況，以及金屬材料上某點(diǎn)在擠壓過(guò)程中任一時(shí)刻的流動(dòng)速度矢量變化情況。

圖8中箭頭方向表示節(jié)點(diǎn)所代表單元的金屬材料流動(dòng)方向，其不同的顏色表示速度大小的不同，顏色標(biāo)尺見(jiàn)圖的右側(cè)標(biāo)注。由圖8a～8e可知，在不同凹模入口半角下，花鍵整體的金屬流動(dòng)規(guī)律幾乎一致，即花鍵已成形部位流動(dòng)速度最大，凹模入口半角位置流動(dòng)速度次之，桿部位置流動(dòng)最慢；隨著凹模入口半角的增加，擠壓結(jié)束時(shí)速度場(chǎng)最大值基本沒(méi)有出現(xiàn)明顯變化。這是因?yàn)榻饘倥髁狭鬟^(guò)凹模入口半角位置，金屬流動(dòng)方向改變，金屬坯料形狀發(fā)生改變，材料變形空間開(kāi)始變?。焕^續(xù)下壓，同一個(gè)凹模入口半角下金屬發(fā)生變形需要的成形力越來(lái)越大，導(dǎo)致金屬材料流動(dòng)速度不斷變大。

圖8 速度場(chǎng)云圖Fig 8 Velocity field cloud map

綜上所述，不同凹模入口半角情況下金屬流速層次都比較分明，流線都非常均勻且都非常緊密；金屬流動(dòng)速度的加劇都是在經(jīng)過(guò)凹模入口半角位置時(shí)發(fā)生的。故在實(shí)際加工過(guò)程中最有可能出現(xiàn)金屬流動(dòng)不均勻的位置應(yīng)該是凹模入口半角位置，需要時(shí)常觀察該位置的金屬流動(dòng)情況。

2.3 凹模入口半角對(duì)花鍵成形過(guò)程中成形載荷的影響

從理論上說(shuō)，在花鍵擠壓過(guò)程中，在一定范圍內(nèi)凹模入口半角越大，成形載荷就會(huì)變得越大；但成形載荷過(guò)大，會(huì)降低模具的使用壽命，導(dǎo)致擠壓設(shè)備損壞。為了減小成形載荷、提高模具的使用壽命，需對(duì)凹模入口半角進(jìn)行優(yōu)化，故模擬分析不同凹模入口半角對(duì)花鍵冷擠壓成形載荷的影響非常關(guān)鍵。

在DEFORM軟件中繪制不同凹模入口半角的花鍵載荷—行程圖，如圖9所示。由圖9可知：凹模入口半角為15°時(shí)，在花鍵成形過(guò)程中凸模與坯料接觸后，材料開(kāi)始發(fā)生塑性變形，載荷曲線開(kāi)始時(shí)沿斜線(傾斜45°左右)升高，下壓2.8 mm處載荷開(kāi)始平穩(wěn)，成形載荷最大值為2.02×104N；凹模入口半角為20°時(shí)，材料開(kāi)始發(fā)生塑性變形，載荷曲線開(kāi)始沿斜線(傾斜60°左右)升高，下壓2.0 mm處載荷開(kāi)始平穩(wěn)，成形載荷最大值為1.97×104N；凹模入口半角為22.5°時(shí)，材料開(kāi)始發(fā)生塑性變形，載荷曲線開(kāi)始沿斜線(傾斜70°左右)升高，下壓1.2 mm處載荷開(kāi)始平穩(wěn)，成形載荷最大值為2.06×104N；凹模入口半角為25°時(shí)，材料開(kāi)始發(fā)生塑性變形，載荷曲線開(kāi)始沿斜線(傾斜80°左右)升高，下壓1.0 mm處載荷開(kāi)始平穩(wěn)，成形載荷最大值為2.23×104N；凹模入口半角為30°時(shí)，材料開(kāi)始發(fā)生塑性變形，載荷曲線開(kāi)始沿縱向直線升高，下壓0.4 mm處載荷開(kāi)始平穩(wěn)，成形載荷最大值為2.31×104N。由此可見(jiàn)，隨著凹模入口半角的不斷增加，載荷曲線斜率不斷增大，金屬材料流動(dòng)到定徑帶位置的位移量會(huì)變小，成形載荷趨于平穩(wěn)狀態(tài)時(shí)的距離越來(lái)越短。

圖9 載荷—行程圖Fig 9 Load-stroke diagram

為了更直觀地看出凹模入口半角與最大成形載荷的關(guān)系，把不同凹模入口半角對(duì)最大成形載荷的影響繪制成折線圖，如圖10所示。從圖10可以看出：凹模入口半角為20°時(shí)，花鍵最大成形載荷最??；凹模入口半角大于或者小于20°都會(huì)造成最大成形載荷變大。通過(guò)分析可知，凹模入口半角大于20°時(shí)，隨著凹模入口半角的增大，金屬流動(dòng)的路程越短，摩擦力越小，但是在花鍵成形過(guò)程中垂直于凹模入口角的分力卻變大，導(dǎo)致最大成形載荷增大；凹模入口半角小于20°時(shí)，凹模入口半角過(guò)小，材料剪切抗力雖有減小的趨勢(shì)，但摩擦力會(huì)增大，造成總的成形載荷增大。

圖10 不同凹模入口半角對(duì)最大成形載荷的影響Fig 10 Effect of half angle of different die entrance on maximum forming load

綜上所述，若以單一指標(biāo)降低成形載荷來(lái)判斷，則凹模入口半角為20°時(shí)最大成形載荷最小，模具使用壽命最高，因此建議選用20°的凹模入口半角進(jìn)行實(shí)際生產(chǎn)加工。

2.4 凹模入口半角對(duì)花鍵成形過(guò)程中凹模磨損的影響

模具的磨損主要是由于模具與工件之間的摩擦造成的，模具磨損可能會(huì)導(dǎo)致模具失效。通常影響模具磨損的主要因素有兩個(gè)：一個(gè)是內(nèi)部因素，如模具材料的硬度和模具結(jié)構(gòu)等；另一個(gè)是外部因素，如潤(rùn)滑情況和下壓速度等。在花鍵擠壓成形過(guò)程中模具磨損是不可避免的，其中凹模入口半角位置是坯料與模具產(chǎn)生摩擦較大的地方，也是凹模模具結(jié)構(gòu)中磨損面積最大的位置。本節(jié)利用DEFORM軟件繪制一次擠壓結(jié)束時(shí)不同凹模入口半角的凹模磨損深度分布圖(圖11)，并以磨損深度為主要判斷依據(jù)，以模具的表面壓強(qiáng)、磨損速度以及滑移速度為輔助判斷依據(jù)(通常這些數(shù)值越小越好)，研究凹模入口半角對(duì)模具磨損的影響。

由圖11可知，模具磨損的位置基本上都在凹模入口半角和過(guò)渡圓角位置，而其他位置磨損則較小。為了更直觀地看出凹模入口半角與最大磨損深度之間的關(guān)系，用Excel將不同凹模入口半角時(shí)的最大磨損深度數(shù)據(jù)繪制成折線圖，如圖12所示。由圖12可知，隨著凹模入口半角的不斷增大，凹模最大磨損深度不斷增加，但其增長(zhǎng)率呈現(xiàn)出越來(lái)越小的趨勢(shì)；在凹模入口半角增大到22.5°后，再增加凹模入口半角，最大凹模磨損深度值基本不再發(fā)生較大變化。分析認(rèn)為，在一定幅度范圍內(nèi)，隨著凹模入口半角的增大，金屬材料徑向流動(dòng)變形困難，坯料與凹模入口角位置發(fā)生較大摩擦，導(dǎo)致模具的磨損深度增加。

圖11 一次擠壓結(jié)束時(shí)不同凹模入口半角的凹模磨損深度分布圖Fig 11 Depth distribution of die wear at different half angles of die entrance at the end of one extrusion

圖12 一次擠壓結(jié)束時(shí)不同凹模入口半角對(duì)凹模最大磨損深度的影響Fig 12 Effect of the half angle of different die entrances on the maximum wear depth of the die at the end of one extrusion

模具磨損深度分布圖是選取最優(yōu)凹模入口半角的衡量指標(biāo)之一，模具磨損深度的不同是多種因素綜合作用的結(jié)果。為了進(jìn)一步分析不同位置不同磨損深度產(chǎn)生的原因，在凹模入口半角為15°的凹模模具深度分布圖上選取5個(gè)磨損較嚴(yán)重的位置點(diǎn)，作為凹模模具追蹤點(diǎn)(圖11a中的P1、P2、P3、P4、P5，其坐標(biāo)見(jiàn)表5)，運(yùn)用DEFORM軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，并以模具磨損深度、磨損速度、滑移速度、表面壓強(qiáng)作為判斷指標(biāo)，繪制擠壓過(guò)程中模具磨損追蹤點(diǎn)曲線圖，如圖13所示。由圖13a可以發(fā)現(xiàn)，由于追蹤點(diǎn)P1位于進(jìn)入凹模入口半角的過(guò)渡圓角位置，該點(diǎn)最早出現(xiàn)磨損，這是由于金屬流動(dòng)時(shí)先經(jīng)過(guò)P1點(diǎn)，之后再依次流過(guò)P2、P3、P4、P5點(diǎn)；各追蹤點(diǎn)隨時(shí)間的增加，磨損深度也在不斷增加，最終的磨損深度值順序?yàn)镻4>P2>P1>P5>P3。由圖13b～13d可知，磨損速度值順序?yàn)镻4≈P5>P3>P2>P1，滑移速度值順序?yàn)镻4>P3>P2>P1>P5，表面壓強(qiáng)值順序?yàn)镻4>P1>P2=P3>P5。由于P1點(diǎn)位于進(jìn)入凹模入口半角的過(guò)渡圓角位置，P1點(diǎn)的磨損速度和滑移速度均不大，但其表面壓強(qiáng)相對(duì)較大，顯然P1點(diǎn)磨損的原因主要是由于表面壓強(qiáng)較大造成的；P2點(diǎn)處于凹模入口半角的靠上位置，該點(diǎn)的磨損速度相對(duì)較小，表面壓強(qiáng)和滑移速度相對(duì)較大，所以P2點(diǎn)磨損的主要原因是由于表面壓強(qiáng)和滑移速度較大造成的；P3點(diǎn)在凹模大徑與凹模入口半角交匯處，該點(diǎn)的磨損速度和表面壓強(qiáng)均不大，但滑移速度相對(duì)較大，故P3點(diǎn)磨損的主要原因是由磨損時(shí)滑移速度較大造成的；P4點(diǎn)在凹模入口半角底部與過(guò)渡位置空間曲面交匯處，此處金屬流動(dòng)最劇烈，因此P4點(diǎn)雖然開(kāi)始磨損較晚，但是磨損深度卻最大，同時(shí)P4點(diǎn)的凹模磨損速度﹑滑移速度和表面壓強(qiáng)也最大，因此P4點(diǎn)磨損嚴(yán)重的原因是由模具表面壓強(qiáng)、磨損速度以及滑移速度共同作用造成的；P5點(diǎn)在圓角與定徑帶位置空間曲面交匯處，P5點(diǎn)表面壓強(qiáng)與滑移速度都最小，但磨損速度卻很大，說(shuō)明P5點(diǎn)的磨損主要是由于凹模磨損速度較大造成的。

表5取樣點(diǎn)的坐標(biāo)
Table5Coordinates of sampling points mm

取樣點(diǎn)坐標(biāo)XYZP14.6998711.899743.9872P22.3788510.970845.5289P34.7612211.036147.3495P42.9323810.142849.2282P53.070469.6291151.5161

圖13 擠壓過(guò)程中凹模磨損追蹤點(diǎn)曲線圖Fig 13 Curve of wear tracking point during extrusion

綜上所述，P4點(diǎn)位置凹模磨損相對(duì)于P1、P2、P3、P5各點(diǎn)比較嚴(yán)重，因此在實(shí)際加工過(guò)程中，應(yīng)重點(diǎn)檢查P4點(diǎn)位置的磨損情況，及時(shí)修復(fù)，盡量減小模具成本的損失。

根據(jù)以上討論可以得出不同凹模入口半角對(duì)花鍵成形質(zhì)量的影響，如表6所示。由表6可以看出花鍵成形過(guò)程中凹模入口半角為20°時(shí)花鍵成形質(zhì)量最優(yōu)，因此在實(shí)際生產(chǎn)中建議選用凹模入口半角為20°的模具。

表6不同凹模入口半角對(duì)花鍵成形質(zhì)量的影響
Table6Effect of half angle of different die entrance onspline forming quality

凹模入口半角等效應(yīng)變/(mm·mm-1)最大成形載荷/(104N)凹模磨損深度/(10-4mm)成形質(zhì)量15°3.192.021.06較好20°2.691.971.27最優(yōu)22.5°3.282.061.31較好25°3.752.231.36較好30°4.962.311.36差

3 總結(jié)

基于數(shù)值模擬技術(shù)，以凹模入口半角為優(yōu)化參數(shù)，以花鍵成形質(zhì)量和模具壽命為優(yōu)化目標(biāo)，通過(guò)設(shè)定凹模入口半角分別為15°、20°、22.5°、25°和30°時(shí)，模擬分析不同凹模入口半角對(duì)花鍵冷擠壓成形過(guò)程的影響。模擬結(jié)果說(shuō)明凹模入口半角為20°時(shí)，花鍵的整體成形質(zhì)量最好，模具壽命較高。同時(shí)通過(guò)凹模磨損深度分布圖對(duì)模具磨損較嚴(yán)重的地方進(jìn)行追蹤試驗(yàn)，給出了不同磨損深度產(chǎn)生的不同原因，形成了對(duì)磨損機(jī)理的有效解釋?zhuān)瑥亩梢栽趯?shí)際生產(chǎn)過(guò)程中通過(guò)種種方法減少磨損深度，有效提高模具的使用壽命。