陳 波,周志明,2,3,曾華成,熊祥亮,楊紹澤,唐麗文,黃 燦,2,3,孟 醒
( 1.重慶理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 重慶 400054; 2.重慶市模具技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 重慶 400054; 3.江蘇祥和電子科技有限公司, 江蘇 徐州 221214; 4.重慶長安工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司, 重慶 401120)
鋼質(zhì)筒形件成型壓力大,且冷擠壓筒形件表面不允許有嚴(yán)重的道線、擦傷、凹陷;內(nèi)部根部不允許產(chǎn)生沖壓加工形成的嚴(yán)重環(huán)形突起,不允許有裂紋、重皮、沙眼;內(nèi)低轉(zhuǎn)角處不允許有金屬折疊[1]。在以往的工藝過程中,常采用下料、鐓粗、定中心、擠壓成型等工序進(jìn)行,中間還需要進(jìn)行磷化和退火處理,存在工序繁多、生產(chǎn)效率低的問題。
隨著計(jì)算機(jī)性能的大幅提高,利用基于有限元微分思想的有限元數(shù)值模擬軟件求解塑性成形問題越來越成為塑性成形工藝分析優(yōu)化中不可缺少的一個(gè)環(huán)節(jié),極大地提高了工藝設(shè)計(jì)的效率和質(zhì)量[2-4]。目前,DEFORM-3D軟件是模擬體積成形較為成熟的商用有限元軟件,在塑性成形領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[5-7]。
本文基于 DEFORM-3D 對(duì)筒形件的冷擠壓成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬,揭示其變形過程中的金屬流動(dòng)規(guī)律,分析塑性變形區(qū)的應(yīng)力、應(yīng)變分布狀態(tài),分析凸模行程載荷曲線的特點(diǎn),從而為筒形件冷擠壓工藝優(yōu)化和設(shè)備選擇及模具設(shè)計(jì)提供依據(jù)。
筒形件零件圖如圖1所示??梢钥吹剑撏残渭D壓變形大,擠壓深度達(dá)到49 mm,屬于大變形。根據(jù)塑性成形體積不變?cè)泶_定毛坯尺寸,毛坯為棒狀。棒料直徑為66 mm,比擠壓后的筒形件小1 mm,便于擠壓前的樣品裝填。在UG中建立擠壓凸凹模及毛坯的三維幾何模型并進(jìn)行裝配,然后導(dǎo)入 DEFORM-3D 中建立模擬有限元模型,建立的有限元模型如圖2所示。
圖1 筒形件零件簡圖
圖2 有限元模型
模擬參數(shù)設(shè)置:
1) 材料參數(shù)。坯料選擇AISI-1015號(hào)材料。凸模和凹模均選用AISI-D2冷作模具鋼。
2) 網(wǎng)格劃分。選擇絕對(duì)網(wǎng)格劃分方法對(duì)坯料進(jìn)行網(wǎng)格劃分,設(shè)置四面體網(wǎng)格數(shù)量為100 000個(gè),最小尺寸0.314 mm。
3) 溫度。坯料、模具和環(huán)境溫度均為20 ℃。
4) 運(yùn)動(dòng)及接觸設(shè)置。定義沖頭的速度為10 mm/s。沖頭與毛坯、毛坯與凹模的摩擦類型為剪切摩擦模型,摩擦因子選擇 0.08。
圖3為毛坯子午面在擠壓中各階段的變形情況。圖3(a)是初始坯料的網(wǎng)格,通過觀察子午面的網(wǎng)格的變形情況能很好地反映出毛坯各部分金屬的流動(dòng)情況,可以為預(yù)測產(chǎn)品缺陷和各部分性能提供參考。筒形件擠壓成形過程可分為2個(gè)階段:第一階段為正擠壓階段,即坯料底部接觸凹模之前,此階段毛坯變形量小,主要變形區(qū)域如圖3(b)中的A區(qū)域,變形主要是毛坯底部徑向壓縮變形;第二階段為大變形反擠壓階段,即坯料底部與凹模接觸后,金屬在三向壓應(yīng)力作用下沿凸模運(yùn)動(dòng)的相反方向流動(dòng),主要變形區(qū)如圖3(c)中B區(qū)域。此階段變形抗力大,所需的成形力較大。由圖3可知,筒形件壁內(nèi)側(cè)金屬變形程度明顯大于外側(cè)金屬,變形不均勻,外側(cè)金屬變形滯后于內(nèi)側(cè)金屬。
圖3 擠壓過程中金屬流動(dòng)情況
正擠壓階段主要變形區(qū)域的等效應(yīng)力云圖如圖4(a)所示,可以看出,毛坯與沖頭接觸區(qū)域和沖頭底部圓周的等效應(yīng)力較大。根據(jù)塑性變形最小阻力定律,即塑性變形時(shí)材料中各質(zhì)點(diǎn)有多個(gè)可能的移動(dòng)方向時(shí)質(zhì)點(diǎn)將沿阻力最小的方向移動(dòng),此時(shí)做功最少[8]。由于上、下端為自由表面,因此此區(qū)域所受應(yīng)力較大。等效應(yīng)變?cè)茍D分布如圖4(b)所示,分布情況與等效應(yīng)變力分布吻合。從圖4(c)可以看出,當(dāng)擠壓結(jié)束后毛坯子午面應(yīng)力分布為底部區(qū)域應(yīng)力大、筒壁部分應(yīng)力較小、坯料底部外圓周附近的等效應(yīng)力比中心大。此區(qū)域的金屬在反擠壓階段為主要變形區(qū),在壓力作用下沿加載方向反向流動(dòng),由于此區(qū)域金屬在反擠壓階段遠(yuǎn)離自由表面,因此需要很大的變形力使其繼續(xù)變形,成形后此區(qū)域有較大的殘余應(yīng)力。成形結(jié)束后的應(yīng)變分布情況如圖4(d)所示,大變形區(qū)主要是筒壁與底座的結(jié)合部分,筒壁的內(nèi)側(cè)變形量大于筒壁外側(cè),與圖3(c)中的網(wǎng)格變形情況一致。
圖4 等效應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D
筒形件底座在反擠壓階段始終處于三向壓應(yīng)力狀態(tài),在筒壁的頂端應(yīng)力較小,因此只做剛性的移動(dòng)。圖6為擠壓結(jié)束時(shí)底座邊緣的應(yīng)變,由圖可知該處的應(yīng)變較大,在實(shí)際擠壓中由于凹模底部有推件塊,凹模與推件塊之間存在一定的間隙,故此處有可能產(chǎn)生飛邊、毛刺。
圖5 擠壓結(jié)束后的最大主應(yīng)力
模具沖頭的載荷-時(shí)間曲線如圖7所示,可以看到最大成形力約為4 570 kN。在擠壓的前半程,如圖7中的Ⅰ階段所示,載荷隨時(shí)間延長緩慢增加。因?yàn)橐环矫骐S著擠壓的進(jìn)行,毛坯與模具的接觸面積增大,導(dǎo)致摩擦力增大,使得金屬的變形阻力增大;另一方面由于毛坯在變形過程中產(chǎn)生加工硬化,變形抗力隨著變形程度的增大而增大,所以載荷逐漸增大。當(dāng)毛坯底部與凹模接觸后,擠壓類型變?yōu)榉磾D壓,此時(shí)沖頭載荷急劇上升(圖7中的Ⅱ階段)。載荷急劇上升除了上述加工硬化原因外,毛坯自由表面減少和處于較強(qiáng)三向壓應(yīng)力狀態(tài)下變形也導(dǎo)致變形抗力急劇增大。隨著擠壓的進(jìn)行,一些金屬開始流出強(qiáng)三向壓應(yīng)力區(qū)域,變形抗力減小。雖然摩擦力和加工硬化程度增大會(huì)導(dǎo)致載荷增加,但是應(yīng)力狀態(tài)的改變對(duì)載荷的影響起主導(dǎo)地位,故表現(xiàn)出載荷平緩下降(圖7中Ⅲ階段)。
根據(jù)上述數(shù)值模擬最大成形載荷,安全系數(shù)為1.3,因此采用630 t液壓擠壓設(shè)備,擠壓速度為10 mm/s,常溫下擠壓試制了該筒形件,實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。筒形件成形過程充型效果較好,但是底部出現(xiàn)了較多的毛刺。從圖6中可以看出:筒形件底部中心接觸部分應(yīng)變較小,而在邊緣有間隙處應(yīng)變反而較大。棒狀毛坯的邊緣在擠壓成形過程中存在如圖6所示向下流動(dòng)的趨勢,當(dāng)凹模與推件塊之間存在間隙時(shí),就會(huì)流入間隙從而形成如圖8所示的毛刺。由于該擠壓筒形件是毛坯,后續(xù)底部需要機(jī)械加工平整斷面時(shí)可以去除該毛刺。
圖7 沖頭載荷-時(shí)間圖
采用 DEFORM-3D 有限元分析軟件建立了筒形件冷擠壓成形的有限元數(shù)值分析模型,對(duì)筒形件成形過程進(jìn)行了模擬。結(jié)果表明:筒形件的正擠壓和反擠壓階段載荷相差很大。整個(gè)過程模具載荷先平穩(wěn)升高,然后躍升,最后階段緩慢波動(dòng)下降,所需最大成形力約為4 570 kN。模擬結(jié)果與理論計(jì)算、實(shí)際試制中的載荷吻合較好。實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證發(fā)現(xiàn):該工藝方案成形過程充型飽滿,無金屬折疊。該工藝可以將傳統(tǒng)的下料、鐓粗、定中心、退火、磷化、擠壓工序直接優(yōu)化為下料和擠壓工序,可提高生產(chǎn)效率60%以上。
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