重型汽車推力桿球頭精密擠壓成形過(guò)程數(shù)值模擬

沈振杰，馮再新，王 劍

（中北大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西 太原 030051）

重型汽車推力桿機(jī)構(gòu)是汽車懸架系統(tǒng)中的關(guān)鍵部件，用于承受汽車的縱向力、側(cè)向力和力矩，主要由球頭、球鉸和套管組成。目前球頭部分一般采用澆注工藝成形，鑄造生產(chǎn)的天然缺陷，使成形后球頭易產(chǎn)生松動(dòng)、斷裂、壽命短等問(wèn)題[1]。因此設(shè)計(jì)一種精密擠壓成形工藝，對(duì)改善球頭性能、提高球頭壽命有非常顯著作用。重型汽車某型號(hào)推力桿球頭結(jié)構(gòu)截面形狀及尺寸如圖1所示。近年來(lái)，由于重型汽車往“重載化、輕量化”發(fā)展，對(duì)于重量輕、性能好，同時(shí)又不影響實(shí)際使用效果的汽車零件的需求越來(lái)越迫切[2]，所以研究合理的推力桿球頭精密擠壓工藝，優(yōu)化模具結(jié)構(gòu)，對(duì)于提高球頭質(zhì)量具有重要意義。

圖1 推力桿球頭截面形狀和尺寸

推力桿球頭擠壓方式為正擠壓，坯料為退火態(tài)45鋼無(wú)縫鋼管，由于成形方式為單通道側(cè)向成形，因此為方便卸料，模具結(jié)構(gòu)為分模鍛造。傳統(tǒng)正擠壓凸凹模間隙一般為0.02mm，既可起到?？趯?dǎo)向作用，也可防止模口磨損，材料溢出[3]。而針對(duì)無(wú)縫鋼管單通道側(cè)向成形的擠壓方式，若采用傳統(tǒng)模具間隙，會(huì)導(dǎo)致金屬流動(dòng)性不好，部分區(qū)域變形力過(guò)大，出現(xiàn)模具磨損過(guò)快等問(wèn)題。因此需改變凸凹模間隙d，使其作為溢流口，對(duì)確保金屬流動(dòng)性良好、減少變形力、保證模具壽命起到重要作用[4]。傳統(tǒng)模具圓角部位一般與成形后零件所需尺寸一致，可以起到減少后續(xù)機(jī)加工、降低成本的作用。而球頭側(cè)向成形時(shí)，為確保金屬塑性變形良好，減少折疊、褶皺的產(chǎn)生，達(dá)到所需成形效果，需要對(duì)?？趫A角r進(jìn)行優(yōu)化。?？趫A角過(guò)小，會(huì)導(dǎo)致金屬流動(dòng)困難，圓角區(qū)域出現(xiàn)空隙、折疊等缺陷，側(cè)向成形困難，尺寸難以掌握；?？趫A角過(guò)大，會(huì)造成材料浪費(fèi)，增加后續(xù)機(jī)加工成本[5]。

正擠壓使金屬發(fā)生單通道側(cè)向變形的方式是一個(gè)比較復(fù)雜的金屬流動(dòng)過(guò)程[6]，難以用實(shí)驗(yàn)的方法進(jìn)行定量研究。在研究者對(duì)各種擠壓方式研究的過(guò)程中，往往忽視凸凹模尺寸間隙及?？诓课粓A角尺寸大小對(duì)成形效果的影響，因而兩者尺寸的設(shè)計(jì)主要依賴于經(jīng)驗(yàn)，需要反復(fù)修模，導(dǎo)致產(chǎn)品質(zhì)量降低、成本提高[7]。因此，采用有限元數(shù)值模擬手段進(jìn)行深入研究很有必要。

基于上述背景，本文旨在利用有限元數(shù)值模擬方法通過(guò)單一改變凸凹模間隙大小d和單一改變?？趫A角尺寸r兩種方式，模擬研究出兩者分別對(duì)推力桿球頭擠壓過(guò)程的影響規(guī)律，為優(yōu)化模具結(jié)構(gòu)提供理論基礎(chǔ)，綜合考慮擠壓力大小、成形效果、應(yīng)力分布及?？谔幗饘倭魉俚纫蛩?，對(duì)凸凹模間隙大小及?？诓课粓A角尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 推力桿球頭精密擠壓成形機(jī)理及有限元模型建立

1.1 推力桿球頭精密擠壓成形機(jī)理

圖1所示推力桿球頭，其坯料為外徑110mm、內(nèi)徑90mm、高度120mm的退火態(tài)45鋼無(wú)縫鋼管。其精密擠壓成形原理如圖2所示，在感應(yīng)爐中將坯料加熱至再結(jié)晶溫度以上1000～1100℃之間[8]，置于凹模，凸模以一定速度與坯料接觸后對(duì)坯料進(jìn)行擠壓，當(dāng)凸模與坯料接觸后再向下位移45mm，即可使坯料塑性變形基本完成，當(dāng)凸模復(fù)位后，用頂桿將凹模與工件一起頂出，凹模沿分型面分開后，將工件取出，即可得到尺寸精度極高的推力桿球頭半成品件。

圖2 推力桿球頭精密擠壓成形過(guò)程原理

1.2 有限元模型建立

采用Deform－3D軟件以推力桿球頭精密擠壓成形過(guò)程為研究對(duì)象，在幾何建模、材料設(shè)定、邊界條件等關(guān)鍵問(wèn)題解決后的基礎(chǔ)上，建立推力桿球頭精密擠壓成形過(guò)程的剛塑性有限元模型[9]。

圖3所示為推力桿球頭精密擠壓成形模具部分的凸凹模簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，沿分型面成軸對(duì)稱。以凸凹模間隙尺寸d和模口圓角r為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬與理論分析相結(jié)合的方法，通過(guò)改變兩者的尺寸結(jié)構(gòu)，研究分析精密擠壓成形的影響規(guī)律。

根據(jù)表1所列各有限元參數(shù)建立幾何模型，如圖4所示，其中作為坯料的退火態(tài)45鋼無(wú)縫鋼管網(wǎng)格劃分為15000個(gè)四邊形單元，凸凹模材料為H13，模具剛度與坯料相比要大的多[10]，在精密擠壓過(guò)程中基本不發(fā)生變形，因此將模具定義為剛體。

通過(guò)分別改變凸凹模間隙尺寸、?？趫A角大小，來(lái)改變模具幾何模型，共分為兩大組、八小組進(jìn)行有限元模擬，進(jìn)行擠壓力、成形效果、零件精度等對(duì)比。為保證兩因素不相互影響，選取的凸凹模間隙大小分別為 0.02mm、2.5mm、5mm、7.5mm、10mm,此時(shí)?？趫A角為6mm不變；?？趫A角半徑分別為0mm、6mm、12mm、18mm，此時(shí)凸凹模間隙大小為0.02mm不變。

圖3 推力桿球頭模具結(jié)構(gòu)

表1 有限元模型參數(shù)設(shè)置

圖4 推力桿球頭有限元幾何模型

坯料在感應(yīng)加熱完成后，經(jīng)過(guò)5s夾持至凹模，再經(jīng)3s后坯料與沖頭接觸實(shí)現(xiàn)擠壓成形。坯料加持過(guò)程中只與空氣發(fā)生熱傳遞，和模具接觸后基本只與模具發(fā)生熱傳遞。坯料與空氣、模具間的熱傳遞系數(shù)分別為20和1000W/（m2·K）[11]。擠壓成形過(guò)程中采用水基石墨潤(rùn)滑，當(dāng)成形溫度在1000℃以上時(shí)，水基石墨的摩擦因數(shù)為0.3[12]。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 擠壓力

圖5 間隙大小不同時(shí)載荷－行程曲線

推力桿球頭精密擠壓成形時(shí)擠壓力的大小對(duì)于模具壽命、設(shè)備噸位選擇和生產(chǎn)效率有著十分重要的影響[13]，在保證成形效果的前提下，以選取最小擠壓力為準(zhǔn)則[14]。圖5所示為不同凸凹模間隙大小時(shí)載荷——行程曲線。由圖5可以看出：①擠壓力的變化分為兩個(gè)階段，在行程為10mm前有顯著增長(zhǎng)，10mm后變化趨于平穩(wěn)。開始階段坯料在壓力作用下開始擠壓，此階段行程較短，擠壓力上升速度快；之后進(jìn)入穩(wěn)定擠壓階段，此階段隨著行程的增加擠壓力也隨之平穩(wěn)地在一定范圍內(nèi)變化。②隨著凸凹模間隙的增大，擠壓力的峰值及穩(wěn)定擠出階段擠壓力不斷變小。這是因?yàn)榻饘倭鲃?dòng)性隨著間隙的增大變得越來(lái)越好，從而降低了擠壓力。由此可得出，凸凹模間隙大小對(duì)擠壓力影響較大。

圖6所示為不同圓角尺寸時(shí)載荷—行程曲線。由圖6可以看出：①在行程為10mm前后擠壓力的變化依然分為兩個(gè)階段，第一個(gè)階段擠壓力上升快，隨后在第二階段趨于平穩(wěn)。②隨著圓角尺寸的變大，在行程下擠壓力會(huì)變小，但擠壓力峰值相比較變化較小。這是因?yàn)閳A角尺寸變大會(huì)改善金屬的流動(dòng)性，可以降低擠壓力，但影響較弱。

圖6 圓角尺寸不同時(shí)載荷-行程曲線

2.2 成形效果及應(yīng)力分布

凸凹模間隙及圓角尺寸的不同會(huì)影響坯料在擠壓過(guò)程中的成形效果及應(yīng)力分布。應(yīng)力分布越均勻得到的工件質(zhì)量就越高,因此選取最佳模具參數(shù)應(yīng)充分考慮成形效果與應(yīng)力分布的好壞[15]。圖7、圖8分別為不同凸凹模間隙及圓角尺寸時(shí)的成形效果及應(yīng)力分布云圖。

圖7 間隙對(duì)成形效果及應(yīng)力分布云圖影響（a）2.5mm （b）5mm （c）7.5mm （d）10mm

圖8 圓角尺寸對(duì)成形效果及應(yīng)力分布云圖影響（a）0mm （b）6mm （c）12mm （d）18mm

由圖7可見，隨著間隙的增大，金屬沿間隙處流出越來(lái)越多，成形效果越來(lái)越差；四種不同尺寸所對(duì)應(yīng)的最大等效應(yīng)力分別為238、188、203和187MPa，圖7a的最大應(yīng)力明顯較高，而7b、c、d相差不大，等效應(yīng)力分布變得更加不均勻。

由圖8可見，成形效果隨?？趫A角尺寸的變化影響不大，圖8a、b、c、d所對(duì)應(yīng)的最大等效應(yīng)力分別為 234、216、227、238MPa，圖 8b 的最大應(yīng)力略低，其余變化不大，等效應(yīng)力分布均勻且變化不大。

根據(jù)圖7、8得到的凸凹模間隙與?？趫A角尺寸對(duì)成形效果和應(yīng)力分布的影響規(guī)律可以看出：成形效果受凸凹模間隙變化影響較大，受?？趫A角尺寸變化影響較??；等效應(yīng)力最大值總體變化不大，應(yīng)力分布隨著間隙增大而變得不均勻，受圓角尺寸影響不大。這是因?yàn)?，間隙增大后，更多的金屬沿間隙流出，從而影響橫向成形的效果，但由于金屬流動(dòng)性提高，使最大等效應(yīng)力下降；?？趫A角變化后對(duì)金屬流動(dòng)性影響不大，基本只對(duì)零件圓角尺寸有一定影響。

2.3 ?？谔幗饘倭魉倬鶆蛐?/h3>

推力桿球頭在側(cè)向成形時(shí)，金屬的流速如果不均勻，容易導(dǎo)致工件發(fā)生扭曲、折疊、側(cè)彎等缺陷，會(huì)嚴(yán)重影響工件質(zhì)量及尺寸精度，因此，保證模口處各質(zhì)點(diǎn)金屬流速的均衡，是擠壓工藝設(shè)計(jì)的基本原則之一[16]。故需合理針對(duì)凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸設(shè)計(jì)模具結(jié)構(gòu)，調(diào)節(jié)金屬流速，提高模口處金屬流速均勻性，進(jìn)而提高型材質(zhì)量和尺寸精度。為有效表示金屬塑性變形時(shí)的流動(dòng)均勻程度，可以用模口處速度場(chǎng)標(biāo)準(zhǔn)偏差ES值來(lái)衡量[17]，計(jì)算公式如下：

式中：N——?？谔幑?jié)點(diǎn)數(shù)目；

ES值越小，說(shuō)明?？谔幣髁辖饘倭鲃?dòng)越均勻；ES值越大，金屬流動(dòng)就越不均勻。圖9、10分別為不同間隙大小及圓角尺寸下?？谔幗饘倭魉俜讲?。由圖9可以看出，隨著間隙逐漸增大，模口處金屬流速方差ES值先增大然后再減小，當(dāng)間隙d>5mm時(shí)，方差減小，速度驟降。這是因?yàn)殚g隙增大到一定程度后，部分坯料從間隙處流出，使金屬流動(dòng)路徑改變，從而影響?？谔幗饘倭鞒鰰r(shí)的速度均勻性。由圖10可以看出，模口處金屬流速方差ES值隨?？趫A角增大而變化不大，這是因?yàn)槟？趫A角的變化對(duì)金屬的流動(dòng)路徑?jīng)]有較大的影響，因而在擠壓速度相同的情況下，模口處金屬流出速度不會(huì)受到太大變化。

圖9 間隙大小不同時(shí)模口處金屬速度場(chǎng)標(biāo)準(zhǔn)偏差

圖10 圓角尺寸不同時(shí)?？谔幗饘偎俣葓?chǎng)標(biāo)準(zhǔn)偏差

2.4 推力桿球頭精密擠壓模優(yōu)化

基于上述推力桿球頭在精密擠壓過(guò)程中對(duì)擠壓力、成形效果及等效應(yīng)力分布、?？谔幗饘倥髁狭魉俚戎笜?biāo)的影響規(guī)律，對(duì)該規(guī)格擠壓模的凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。優(yōu)化過(guò)程如下：

（1）擠壓力：采用3MN液壓機(jī)進(jìn)行生產(chǎn)，安全系數(shù)取1.08[18]，因此擠壓力的峰值應(yīng)小于3/1.08≈2.78 MN，圖11、12分別為凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸對(duì)擠壓力峰值曲線。由圖可見，擠壓力峰值隨間隙及圓角的增大而減小，所以需控制間隙d>0.02mm，r>0mm才能保證擠壓力峰值小于2.78MN。由圖5、6可以看出，間隙及圓角尺寸越大，擠壓力峰值越小，因此選用較大的間隙和圓角，可降低擠壓力的作用。

圖11 不同間隙大小下擠壓力峰值

圖12 不同圓角尺寸下擠壓力峰值

（2）成形效果及等效應(yīng)力分：由圖7可以看出，間隙大小對(duì)于成形效果及應(yīng)力分布影響較大，為保證工件的質(zhì)量，需控制間隙尺寸d<7.5mm，且越小越好；圓角尺寸對(duì)成形效果影響不大，等效應(yīng)力最大值相比較后，以選取最小值為準(zhǔn)，由圖8可以看出，圓角尺寸盡量在0～12mm內(nèi)選取。

（3）金屬流速均勻性：由圖9可以看出，間隙大小的變化對(duì)于?？谔幗饘倭魉儆兄^大影響，ES值越小，金屬流速越均勻，越有利于提高工件精度和整體質(zhì)量，因此間隙大小應(yīng)在2.5mm～10mm之間選取。圖10中，圓角尺寸對(duì)?？谔幗饘倭魉儆绊戄^小，可按最佳化選取r=6mm。

綜合以上擠壓力、成形效果及等效應(yīng)力分布、金屬流速等因素的分析結(jié)果?？傻玫酵屏U球頭精密擠壓模的凸凹模間隙大小及模口圓角尺寸分別為d=2.5mm，r=6mm。

2.5 物理試驗(yàn)驗(yàn)證

圖13 推力桿球頭物理試驗(yàn)

圖13為物理模擬試驗(yàn)制備的一半尺寸大小的鉛試樣零件，尺寸d=1.25mm，r=3mm。試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果圖7a、8b相比較，單通道側(cè)向變形部位成形效果良好，?？趫A角部分表面光滑；金屬沿間隙流動(dòng)方向與模擬基本一致。推力桿球頭的物理模擬試驗(yàn)基本驗(yàn)證了有限元數(shù)值模擬的正確與可靠性；比較真實(shí)地反應(yīng)了球頭擠壓過(guò)程的變化情況，為生產(chǎn)試驗(yàn)提供了理論基礎(chǔ)。

3 結(jié)論

（1）隨凸凹模間隙的增大，擠壓力峰值以及穩(wěn)定階段擠壓力均減小，成形效果變差，等效應(yīng)力分布及?？谔幗饘倭魉僭讲痪鶆?，沿間隙處流出金屬增多導(dǎo)致材料利用率降低。

（2）隨?？趫A角尺寸的增大，擠壓力峰值以及穩(wěn)定階段擠壓力均減小，成形效果、等效應(yīng)力分布及?？谔幗饘倭魉僮兓淮?，只在r=6mm處相對(duì)出現(xiàn)最佳效果。

（3）基于3MN液壓機(jī)，綜合考慮擠壓力、材料利用率、擠壓成形效果及管材尺寸精度等因素，以提高推力桿球頭整體質(zhì)量為優(yōu)化標(biāo)準(zhǔn)，獲得最優(yōu)間隙及圓角參數(shù)為d=2.5mm、r=6mm。

[1] Zhang Jun-rong,Li Jian-lin,Deng Yong,Liu Zhong-yong,Zhang Ya-xin,.Strength design of thrust bar for 40 t heavy-duty vehicle equalizing suspension.Automot Technol.2008;3:19-22.

[2] 余志生.汽車?yán)碚?北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2000：116-118.

[3] Li Liang,Song Jian,Wen Ling-bo,Gao Jing.Finite element simulation and test for fatigue life of commercial vehicle driving axle housing.J Mech Strength.2008;30（3）:503-7.

[4] 胡亞民，華 林.鍛造工藝過(guò)程及模具設(shè)計(jì).北京：北京大學(xué)出版社，2008：185-189.

[5] Feng Guo-sheng,Yang Shao-pu.Method of modern design for vehicles.Beijing:Science Press;2006:134-136.

[6] 洪慎章.冷擠壓實(shí)用技術(shù)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2005：465-467.

[7] 洪慎章.影響冷擠壓模具壽命的因素分析[J].模具制造，2004，（6）：53-55.

[8] 趙 琳.45鋼熱處理工藝及其組織性能.機(jī)械工程與自動(dòng)化，2012，（5）：203-205.

[9] 包 立，丁 樺，梅瑞斌.圓形等通道轉(zhuǎn)角擠壓過(guò)程三維數(shù)值模擬.鍛壓裝備與制造技術(shù)，2012，47（1）：72-75.

[10] 趙 軍，易際明.基于數(shù)值模擬的厚板精沖擠壓過(guò)程分析.鍛壓裝備與制造技術(shù)，2011，46（4）：71-73.

[11] KIM G Y,KOC M,MAYOR R,NI J.Modeling of the semi-Solid material behavior and analysis of micro-mesoscale feature forming[J].Journal of Manufacturing Science and Engineering Transactions of the ASME,2007,129（2）:237-245.

[12]HOKAO M,HIRONAKA S,SUDA Y,YAM AMOTO Y.Friction and wear properties of graphite/glassy carbon composites[J].Wear,2000,237（1）:54-62.

[13] 劉磊超，董湘懷，李從心.側(cè)向擠壓過(guò)程的耦合無(wú)網(wǎng)格一有限元法數(shù)值模擬.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，（9）：124-126.

[14] Li Qiang,CHRIS H,JOLLY M R.Finite element modeling simulation oftransverseweldingphenomenon in aluminum extrusion process[J].Material Design,2003,(24):493-496.

[15] Tang Pei,Mei De-qing,Zhou Hong-hua,Sun Zhuo-xiong.Experimental study on the reheating process for A356 alloy in thixoforming [J].Advanced Materials Research,2011,154/155:1324-1329.

[16] 王 堯，周照耀，潘建怡，等.鋁型材擠壓成形過(guò)程金屬流動(dòng)狀態(tài)的數(shù)值模擬[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2010，（8）：198-200.

[17] 閆 洪，夏巨諶，李志剛，等.工藝參數(shù)對(duì)鋁型材擠壓變形規(guī)律的影響[J].中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2002，12（6）：1154-1161.

[18] 張?zhí)飿s.沖壓模具結(jié)構(gòu)影響安全的原因分析.機(jī)械研究與應(yīng)用，2008：13-15.