汽車輪轂多道次旋壓成形工藝分析及數(shù)值模擬

錢陳豪，賈建磊，李 萍，薛克敏

（合肥工業(yè)大學材料科學與工程學院，安徽合肥，230009）

金屬旋壓工藝是將被加工的金屬坯料套在芯模上，而坯料則通過尾頂壓在芯模的端部，并與芯模一起隨著主軸旋轉，而旋輪沿著芯模移動。在旋輪的壓力下，利用金屬的可塑性，逐點將金屬加工成所需要的空心回轉體制件。按照旋壓時坯料壁厚的變化，旋壓工藝可分為普通旋壓和剪切旋壓兩種。前者在加工前后壁厚基本保持不變，而后者則會發(fā)生壁厚的減薄[1－3]。將旋壓工藝應用于輪轂成形，既能保證輪轂有足夠的剛度，又能大大減少坯料的厚度，使其比傳統(tǒng)鑄造輪轂更輕便耐用。由于旋壓成形技術的復雜性，單純采用試驗或理論解析方法難以準確、高效地解決生產中的實際問題，而采用數(shù)值模擬技術則能彌補上述不足。有關旋壓成形技術目前已開展一些工作，朱利民[4]介紹了輪轂旋壓工藝的優(yōu)點及其生產原理；張小光等[5]討論了等強度車輪旋壓對工藝和設備的要求，但對輪轂多道次旋壓過程的數(shù)值模擬尚未有相關報道。為此，本文以A356鋁合金輪轂多道次旋壓成形為研究對象，運用Abaqus軟件建立了輪轂多道次旋壓有限元模型，并分析了輪轂各道次下減薄率、進給比、旋輪圓角半徑等工藝參數(shù)對旋壓力的影響。

1 成形工藝

圖1為汽車鋁合金輪轂的鍛坯和零件。由于輪轂鍛坯幾何形狀復雜，輪輞為不規(guī)則的復雜曲母線，單一道次旋壓成形很難得到既符合形狀尺寸又滿足性能要求的零件，所以需采用剪切旋壓與普通旋壓的復合成形工藝。以剪切旋壓為主要成形手段完成輪輞壁厚的減薄并達到輪輞性能要求后，再用普通旋壓修整輪輞局部難以成形的區(qū)域，直至滿足旋壓成形要求。另外，考慮到材料最大減薄率受到限制，至少需要采用兩個道次的剪切旋壓完成總的壁厚減薄，所以旋壓成形方案擬定為先進行兩道次剪切旋壓，再進行普通旋壓，每道次后都要進行退火處理，以消除殘余應力。

圖1 汽車鋁合金輪轂鍛坯和零件Fig.1 Aluminium alloy hub and its pre－formed blank

選擇合適的工藝參數(shù)是保證坯料順利進行旋壓成形的條件，在旋壓過程中，主要的工藝參數(shù)有減薄率、旋輪圓角半徑、進給比和芯模轉速等[5－10]。減薄率是影響剪切旋壓成形主要的工藝因素，在確定減薄率時要考慮材料的強化要求及其成形極限。異形件旋壓時所采用的旋輪圓角半徑一般為毛坯厚度的1～2倍。進給比取值一般為0.3～2.5 mm／r，常用的進給比為0.5～1.5 mm／r[1]。旋壓時的芯模轉速對坯料旋壓成形的影響不大，可以在0.5～5 r／min內選取。模擬中擬定的具體參數(shù)如表1所示。

表1 旋壓成形各道次模擬參數(shù)Table 1 Process parameters of multi－step spinning

2 有限元模型

坯料成形方案確定后，利用Abaqus CAE模塊的三維造型功能建立各道次下旋壓的有限元模型。為簡化模型以提高運算的精度和速度，只對輪轂鍛坯變形部分進行模擬分析。定義坯料為剛塑性變形體，所用材料為A356鋁合金，彈性模量為70 MPa，泊松比為0.5，屈服強度為133 MPa，并采用八節(jié)點實體單元類型（C3D8R）劃分其網格；定義芯模和旋輪為解析剛體，無需對其劃分網格。芯模與一對旋輪繞著各自對稱軸旋轉，旋輪同時沿自身軸線的軸向進給；而毛坯底部與芯模底部通過綁定約束，使得毛坯跟隨芯模一起旋轉。旋壓過程中涉及到的旋輪與坯料、芯模與坯料之間的接觸區(qū)均采用罰函數(shù)摩擦模型。建立的旋壓有限元模型如圖2所示。

圖2 旋壓有限元模型Fig.2 Finite element models of spinning

3 模擬結果與分析

3.1 應力分析

圖3 第1道次旋壓成形過程中毛坯等效應力分布Fig.3 Distribution of equivalent stress during the first pass

圖3為第1道次剪切旋壓的毛坯應力分布云圖。由圖3可看出，旋壓過程中坯料的應力集中區(qū)域隨著成形時間的推進先增大后減小。這是因為在旋壓成形的初期，已變形區(qū)域要小于未變形區(qū)域，旋壓已變形區(qū)受到未變形區(qū)凸緣“剛端”的影響要大，正弦律偏離程度較大，產生了附加的徑向拉應力和周向壓應力，以致造成應力極大值的分布區(qū)域較大；在旋壓成形的后期，已變形的區(qū)域比未變形的區(qū)域要大，所受到凸緣“剛端”影響就相對較小，正弦律偏離程度小，從而使應力極大值的分布區(qū)域也較小。偏離率對工件尺寸精度和材料可旋性都有影響，但實際生產中要做到完全不偏離正弦律是很困難的，零偏離僅是理想剪切變形的設想。本次模擬中分兩次減薄，這樣單次減薄量較小，能將偏離率控制在合理的范圍內。

輪轂的第2道次成形與第1道次同屬錐形件的剪切旋壓過程，經過第2道次旋壓后的坯料應力和應變分布與第1道次類似。與第1道次不同的是：第2道次應力極大值的分布區(qū)域要小一些，這是因為第2道次的變形程度小于第1道次的變形程度，并且第2道次內錐角增大幅度小于第1道次相應值，其正弦律偏離程度也相對較小，所以受到的“剛端”影響要小。第3道次普通旋壓成形是輪轂外形的主要成形階段，這個階段坯料發(fā)生類似的較大彎曲變形，旋輪軸向力是坯料成形的作用力。圖4為第3道次旋壓成形終了時等效應力的軸向分布。由圖4可看出，在坯料軸向距離為18 mm和90 mm附近區(qū)域等效應力出現(xiàn)較大起伏，這正是對應輪轂的兩處彎曲區(qū)域，旋輪經過這兩處區(qū)域時受到的軸向阻力較大。而在40～80 mm區(qū)域等效應力值在120 MPa上下波動，因為此區(qū)域為極小錐角錐形件，近似于筒形件，旋輪軸向力作用不明顯，所以在實際加工中，旋輪進給至彎曲區(qū)域時應當留意將進給比調小，以降低軸向力。

圖4 第3道次旋壓成形終了時等效應力軸向分布Fig.4 Axial distribution of equivalent stress after the third pass

3.2 應變分析

圖5為第1道次剪切旋壓的毛坯外表面等效塑性應變分布云圖。在坯料的變形過程中，外表面的等效應變經歷了一個先增大后減小的過程，使得在坯料中間部位出現(xiàn)一個應變極大值集中區(qū)的“應變環(huán)”，并且應變分布比較均勻。第2、3道次內外表面也會出現(xiàn)一個“應變環(huán)”。產生“應變環(huán)”的原因有兩種：一是在旋壓成形中期，由于受到未變形區(qū)凸緣“剛端”的影響，坯料的內錐角會相對增大，依據(jù)正弦定律，就會使旋壓件壁厚的減薄率增大；在旋壓成形后期，受到未變形區(qū)凸緣的影響較小，以致內錐角恢復到原來大小，使實際旋壓件壁厚的減薄率也相應減??；二是盡管金屬基本上向旋輪后方流動，但仍有少量的金屬流向旋輪的前方，造成旋輪前方坯料的凸起。隨著坯料變形的進行，凸起的金屬會被旋輪壓下，同樣會造成實際旋壓件壁厚減薄率的增加，等效應變也會相應增大。當坯料的變形終了時，坯料的變形恢復到正常狀態(tài)，金屬的堆積減小，等效應變相應減小。旋壓過程中的凸起是旋壓成形金屬流動的正?，F(xiàn)象，如果金屬的凸起過大，會造成金屬凸起高度、實際減薄率和旋壓力的增加，使金屬的流動處于不穩(wěn)定狀態(tài)，嚴重時會造成起皮等旋壓缺陷，所以要嚴格控制金屬的凸起現(xiàn)象。通過調整合理的工藝參數(shù)，將金屬的凸起嚴格控制在合理的范圍內，就可以保證旋壓過程能夠正常進行。

圖5 第1道次旋壓成形過程中毛坯等效塑性應變分布Fig.5 Distribution of equivalent plastic strain during the first pass

圖6為各道次旋壓成形終了時的等效應變軸向分布。由圖6可看出，第1道次等效應變最大，第3道次等效應變最小。這是因為第1道次減薄率最大，而第3道次普通旋壓毛坯不發(fā)生減薄。普通旋壓時具有不改變厚度層的特點，也使其毛坯內外表面等效應變差距不明顯（見圖6（c））。相反地，第1、2道次剪切旋壓結束后，毛坯外表面等效應變要明顯大于內表面相應值（見圖6（a）、圖6（b）），表明內外側金屬流動情形不同，其原因是剪切旋壓時正弦律的偏離所致。

圖6 各道次旋壓成形終了時等效應變的軸向分布Fig.6 Axial distribution of equivalent strain after each pass

3.3 工藝因素對旋壓力的影響

強旋旋壓力的計算對于選擇旋壓機、設計工裝、確定工藝參數(shù)和了解剪切旋壓過程都具有重要意義。剪切旋壓變形力的大小主要取決于旋壓的單位塑流壓力和旋輪對工件的加壓面積，凡是對兩者有影響的因素都將對旋壓力產生影響。

圖7為工藝因素對旋壓力的影響。旋輪圓角半徑和進給比等參數(shù)保持恒定，第1道次減薄率分別取值為20%、25%、30%、35%，對應的第2道次減薄率依次取值為37.5%、33.3%、28.5%、23%。減薄率與旋壓力之間的關系曲線如圖7（a）所示。由圖7（a）可看出，無論是第1道次還是第2道次，旋壓力總是隨著減薄率的增加而增大。減薄率對旋壓力影響最大，這是因為減薄率增加即意味著旋輪與工件接觸面積增大，也就是變形量增加，因而變形力必然會明顯提高。

減薄率和進給比等保持恒定條件下，第1道次的旋輪圓角半徑分別取值為16、18、20、22 mm，第2道次的旋輪圓角半徑分別取9、11、13、15 mm。旋輪圓角半徑與旋壓力之間的關系曲線如圖7（b）所示。由圖7（b）可看出，隨著旋輪圓角半徑的增大，旋壓力也逐漸增大，這是因為加大旋輪圓角半徑，使旋輪與坯料之間的接觸面積增大，旋輪下變形金屬的體積也相應增大，因此造成旋壓力的值相應增大?？傊?，適當?shù)販p小旋輪圓角半徑值，對降低變形力有利。

圖7 工藝因素對旋壓力的影響Fig.7 Influence of main process factors on spinning force

減薄率和旋輪圓角半徑等保持恒定條件下，進給比分別選取0.6、0.75、0.9、1.05 mm／r，第1道次與第2道次進給比選取相同。進給比與旋壓力之間的關系曲線如圖7（c）所示。由圖7（c）可看出，旋壓力隨著進給比的增加而增大，且開始時其增速較快，當進給比達到0.9 mm／r時，其增速開始減緩，這是因為在旋輪進給過程中，它與工件接觸處變形面積的軌跡是一個螺旋帶。當進給比較小時，后一轉的螺旋帶與前一轉的螺旋帶有一部分重合，而重合部分在前一轉中已經變形，故所需的力較小。隨著進給比的增大，重合部分減小，因而變形力增大。當進給比增大至螺旋帶不再重合時，變形力增加減緩。總之，進給比的影響力雖不如減薄率大，但也是影響旋壓力的主要因素之一。

4 結論

（1）在剪切旋壓階段，應力最大值始終出現(xiàn)在旋輪和坯料的接觸區(qū)，并且應力極大值區(qū)域主要集中在坯料的外表面，隨著變形程度的增加而增大，應變分布經歷了一個先增大后減小的過程，在坯料的中間部位出現(xiàn)了一個應變環(huán)；在普通旋壓階段，應力的內外表面分布基本相似，應變極大值則集中在芯模圓角區(qū)等變形比較大的區(qū)域。

（2）減薄率是影響旋壓工藝的主要因素。隨著減薄率的增大，坯料前金屬的凸起和旋壓力迅速增大，但減薄率的最大值也受到旋壓成形極限約束；旋壓力隨著進給比的增加而增大，且開始時其增速較快，當進給比達到0.9 mm／r時，其增速開始減緩，進給比的影響力雖不如減薄率大，但也是影響旋壓力的主要因素之一；適當減小旋輪圓角半徑值，對降低變形力有利。

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