基于DEFORM-3D的鎂合金齒輪熱鍛成形工藝優(yōu)化

劉俊杰,段興旺,劉寶勝

(1.朔州陶瓷職業(yè)技術(shù)學(xué)院 陶瓷材料分析與應(yīng)用系,山西 懷仁 038300;2.太原科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,太原 030024)

近年來,節(jié)能減排、結(jié)構(gòu)輕量化受到各國的重視[1]。發(fā)展?jié)M足結(jié)構(gòu)性能的輕量化材料已成為研究熱點(diǎn)。鎂及其合金作為最輕的金屬結(jié)構(gòu)材料具有廣泛的應(yīng)用前景[2]。目前,鎂合金制品大多為壓鑄件,其力學(xué)性能較差,缺陷較多。而變形鎂合金的微觀組織細(xì)小且均勻,同時(shí)擁有優(yōu)良的綜合力學(xué)性能,但鎂屬于密排六方晶體結(jié)構(gòu),在室溫進(jìn)行塑性變形較為困難,在高溫下又易造成晶粒粗大和表面氧化,塑性變形產(chǎn)品極少。直齒錐齒輪作為重要的傳動(dòng)機(jī)構(gòu),其服役環(huán)境差,承受載荷大,磨損嚴(yán)重,因此對其組織和性能有較高的要求。研究鎂合金直齒錐齒輪的熱鍛成形工藝,對完善鎂合金塑性成形體系,實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化有重要的意義。有學(xué)者已對鎂合金齒輪的鍛造工藝做了研究。Liu J等[3]采用有限元模擬技術(shù)研究了AZ31B鎂合金齒輪的預(yù)鍛和終鍛工藝,討論了不同形狀的模具對預(yù)鍛工藝的影響,并確定了最佳的模具形狀。H Li等[4]基于兩階段成形技術(shù),研究了鑄態(tài)AZ31鎂合金在250 ℃～400 ℃下的齒輪鍛造工藝,認(rèn)為鍛造AZ31鎂合金齒輪的最佳溫度范圍為280 ℃～380 ℃.李南南[5]研究了預(yù)擠壓態(tài)AZ31鎂合金齒輪的鍛造成形工藝,并對加工路徑進(jìn)行了優(yōu)化。王晨[6]通過數(shù)值模擬方法研究了AZ61鎂合金齒輪的熱鍛成形工藝,并對其工藝進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

本文采用DEFORM-3D軟件作為數(shù)值模擬平臺,基于Visual Fortran軟件對鑄態(tài)AZ80A鎂合金的DRX動(dòng)力學(xué)模型和DRX晶粒尺寸模型進(jìn)行二次開發(fā),然后基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì),對AZ80A鎂合金直齒錐齒輪的模鍛成形工藝進(jìn)行優(yōu)化分析,獲得最佳的熱鍛成形工藝參數(shù)組合。

1 材料實(shí)驗(yàn)結(jié)果及模型

在我們之前的研究中,對商用鑄態(tài)AZ80A鎂合金在683 K下均勻化處理20 h,經(jīng)均勻化處理后合金的平均晶粒尺寸為203 μm[7].同時(shí),采用Gleeble-3800熱模擬試驗(yàn)機(jī)對均勻化后的合金進(jìn)行等溫?zé)釅嚎s試驗(yàn),試驗(yàn)溫度分別為623 K、648 K、673 K、698 K、723 K,應(yīng)變速率分別為0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1,變形量為60%(真應(yīng)變?yōu)?.916 3).獲得經(jīng)均勻化處理后合金的雙曲正弦本構(gòu)模型、DRX動(dòng)力學(xué)模型、DRX晶粒尺寸模型[8],分別為:

(1)

(2)

(3)

2 模型的二次開發(fā)

采用DEFORM-3D軟件進(jìn)行有限元模擬,并在其平臺上進(jìn)行二次開發(fā)。將所構(gòu)建的流變應(yīng)力模型導(dǎo)入DEFORM材料庫中,獲得材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,用于后續(xù)模擬工作。但是,DEFORM軟件自帶的微觀組織演變模型并不適用本文所構(gòu)建的模型。因此,為了精確模擬AZ80A鎂合金在熱塑性變形過程中的微觀組織演變過程,需要將構(gòu)建的DRX動(dòng)力學(xué)模型和DRX晶粒尺寸模型進(jìn)行二次開發(fā),并耦合到DEFORM中進(jìn)行熱塑性變形數(shù)值模擬。

二次開發(fā)完成后,在DEFORM-3D的前處理中,點(diǎn)擊Advance中的User選項(xiàng),自定義用戶變量。自定義用戶變量如表1所示。

表1 自定義用戶變量Tab.1 User defined variable

3 直齒錐齒輪熱鍛成形工藝優(yōu)化

3.1 直齒錐齒輪幾何模型

表2為直齒錐齒輪的標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)?；诒?的數(shù)據(jù),采用SolidWorks三維造型軟件對直齒錐齒輪進(jìn)行三維造型。根據(jù)直齒錐齒輪的形狀特點(diǎn),取1/16模型即一個(gè)齒進(jìn)行模擬,以提高計(jì)算效率。采用絕對方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分,Size Ratio為3,最大網(wǎng)格尺寸為1 mm.

表2 直齒錐齒輪標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)Tab.2 Standard parameters of spur bevel gear

3.2 正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

鎂合金塑性變形過程中,模具溫度、坯料溫度、摩擦因子和模具速度是影響鎂合金熱鍛成形的主要因素。在正交試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)過程中,對模具溫度、坯料溫度、摩擦因子和模具速度進(jìn)行工藝優(yōu)化數(shù)值模擬。表3為正交試驗(yàn)因素水平表。由表3可知,本次試驗(yàn)包含3個(gè)水平和4個(gè)因素,因此,選用L9(34)型正交表進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。

表3 試驗(yàn)因素水平表Tab.3 Test factor level table

通過對正交設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)矩陣的計(jì)算,如表4所示,得到9組不同的鍛造工藝參數(shù)。采用DEFORM-3D有限元分析軟件,對表4中的每組工藝參數(shù)組合進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。試驗(yàn)因素外的其它參數(shù),要嚴(yán)格控制其一致性。本正交試驗(yàn)采用最大成形載荷作為優(yōu)化指標(biāo),找到AZ80A鎂合金直齒錐齒輪最優(yōu)的鍛造工藝參數(shù)組合。

表4 正交試驗(yàn)方案Tab.4 Orthogonal test scheme

3.3 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

表5為基于有限元模擬結(jié)果和正交試驗(yàn)所得到的數(shù)據(jù)。表中,Ki表示水平號為i時(shí)所對應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果之和;ki=Ki/s,其中,s為水平數(shù);R為極差,為Ki的最大值與最小值之差[9]。R值反應(yīng)了因素對試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度。R值越大,說明該因素對試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度越大。由表5可知,各因素對最大成形載荷的影響程度為:模具溫度>摩擦因子>模具速度>坯料溫度。

表5 正交試驗(yàn)結(jié)果分析Tab.5 Analysis of orthogonal test results

圖1為各因素與最大成形載荷之間的關(guān)系曲線。由圖1可知,模具溫度與最大成形載荷呈負(fù)相關(guān),模具溫度越高,最大成形載荷越小。當(dāng)模具溫度位于523 K～623 K時(shí),最優(yōu)的模具溫度為623 K.當(dāng)坯料溫度位于653 K～693 K時(shí),最優(yōu)的坯料溫度為693 K.當(dāng)摩擦因子位于0.2～0.4之間時(shí),最優(yōu)的摩擦因子為0.2.當(dāng)模具溫度位于0.5 mm/s～2 mm/s時(shí),最優(yōu)的模具速度為0.5 mm/s.

圖1 各因素與最大成形載荷的關(guān)系曲線Fig.1 Relationship between each factor and maximum forming load

3.4 最優(yōu)試驗(yàn)方案模擬驗(yàn)證

該正交試驗(yàn)是以最大成形載荷為試驗(yàn)指標(biāo)所設(shè)計(jì)的。因此,在不考慮其它因素的前提下,單純的對成形載荷進(jìn)行優(yōu)化。試驗(yàn)過程中成形載荷越小越好,成形載荷越小,成形所需設(shè)備越小,模具壽命越長。由表5可知,最優(yōu)的工藝參數(shù)組合為:模具溫度為623 K,坯料溫度為693 K,摩擦因子為0.2,模具速度為0.5 mm/s.將此最優(yōu)工藝參數(shù)組合輸入DEFORM-3D軟件中進(jìn)行數(shù)值模擬,并對其進(jìn)行驗(yàn)證和分析。

圖2為最優(yōu)方案數(shù)值模擬鍛件圖。由圖2可知,鍛件成形質(zhì)量良好,齒形已完全充滿,鍛件外形精確,有少量毛刺。

圖2 最優(yōu)方案數(shù)值模擬鍛件圖Fig.2 Optimal scheme numerical simulation forging diagram

圖3為采用最優(yōu)工藝參數(shù)組合進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)的成形載荷隨時(shí)間變化曲線。由圖3可知,最大成形載荷為5.84 t.通過與表5中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析,可知,該成形載荷比正交試驗(yàn)方案的成形載荷都要小。

圖3 載荷-時(shí)間曲線Fig.3 Load-time curve

圖4為直齒錐齒輪在鍛造過程中的溫度分布。如圖4(a)所示,在鐓粗變形階段,坯料心部溫度最高,與模具接觸的坯料上下面溫度最低。隨著變形的繼續(xù),如圖4(b)所示,坯料心部溫度逐漸降低,在齒成形處溫度較高。如圖4(c)所示,在鍛造完成后,鍛件的溫度基本接近模具溫度。

圖4 鍛造過程溫度分布Fig.4 Temperature distribution during forging

圖5為直齒錐齒輪在鍛造過程中的等效應(yīng)變分布。由圖5(a)可知,在鐓粗變形階段,坯料心部的等效應(yīng)變最大,約為0.747,屬于大變形區(qū);與模具接觸的端面等效應(yīng)變最小,約為0.085 0,屬于難變形區(qū);“鼓肚”位置的等效應(yīng)變介于二者之間,屬于小變形區(qū)。隨著變形的繼續(xù),如圖5(b)所示,齒開始成形,齒成形處的等效應(yīng)變最大。在鍛造結(jié)束后,如圖5(c)所示,齒形的局部和毛刺處的等效應(yīng)變較高,齒輪中間部分的等效應(yīng)變梯度較小,變形較為均勻。

圖5 鍛造過程等效應(yīng)變分布Fig.5 Effective strain distribution during forging

圖6為直齒錐齒輪在鍛造過程中的DRX體積分?jǐn)?shù)分布。由圖6(a)可知,在鐓粗變形階段,坯料心部的DRX體積分?jǐn)?shù)為約為100%,基本發(fā)生完全DRX;難變形區(qū)的DRX體積分?jǐn)?shù)約為0,DRX程度較低或未開始DRX;小變形區(qū)的DRX體積分?jǐn)?shù)介于二者之間,已發(fā)生部分DRX.隨著變形的繼續(xù),如圖6(b)所示,高DRX體積分?jǐn)?shù)區(qū)域向難變形區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)展,整體DRX體積分?jǐn)?shù)有較大的提高,DRX程度進(jìn)一步提高。在鍛造完成后,如圖6(c)所示,鍛件的大部分區(qū)域發(fā)生了完全DRX,只有與模具接觸的局部區(qū)域DRX體積分?jǐn)?shù)相對較低,沒有發(fā)生完全DRX,這與圖5等效應(yīng)變的分布是一致的。

圖6 鍛造過程再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布Fig.6 Recrystallization volume fraction distribution during forging

圖7為直齒錐齒輪在鍛造過程中的平均晶粒尺寸分布。由圖7(a)可知,在鐓粗變形階段,坯料心部的大變形區(qū)的平均晶粒尺寸最小,小于30 μm;難變形區(qū)的平均晶粒尺寸最大,接近初始晶粒尺寸;小變形區(qū)的平均晶粒尺寸介于二者之間。隨著變形的繼續(xù),如圖7(b)所示,鍛件心部平均晶粒尺寸較小,平均晶粒尺寸較大的區(qū)域?yàn)榕c模具接觸的位置。這是因?yàn)樵撎幠Σ凛^大,變形程度較低,導(dǎo)致DRX程度較低,平均晶粒尺寸較大。在鍛造完成后,如圖7(c)所示,齒形處的平均晶粒尺寸最小,小于10 μm,鍛件心部的晶粒得到進(jìn)一步的細(xì)化。這與圖5中等效應(yīng)變分布和圖6中DRX體積分?jǐn)?shù)分布是一致的。

圖7 鍛造過程平均晶粒尺寸分布Fig.7 Average grain size distribution during forging

4 結(jié)論

(1)AZ80A鎂合金直齒錐齒輪的最優(yōu)熱鍛成形工藝參數(shù)組合為:模具溫度為623 K,坯料溫度為693 K,摩擦因子為0.2,模具速度為0.5 mm/s.

(2)采用最優(yōu)工藝方案可獲得成形質(zhì)量良好的鍛件,鍛件大部分區(qū)域發(fā)生完全DRX,鍛件齒形處平均晶粒尺寸小于10 μm.