基于DEFORM-3D的筒形件冷擠壓成形數(shù)值模擬

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)。

1 有限元模型的建立

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。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 金屬流動(dòng)

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

2.2 等效應(yīng)力與等效應(yīng)變

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

2.3 模具載荷

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)。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

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

4 結(jié)論

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。

[1] 洪深澤.擠壓工藝及模具設(shè)計(jì)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1996.

[2] 姜大鑫,武文華,胡平,等.高強(qiáng)度鋼板熱成形熱、力、相變數(shù)值模擬分析[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2012,48(12):18-23.

[3] 郭曉鋒,楊合,孫志超,等.三通件多向加載成形熱力耦合有限元分析[J].塑形工程學(xué)報(bào),2009,16(4):85-90.

[4] LEE Y K,LEE S R,LEE C H.Process modification of bevel gearforging using three-dimensional finite element analysis [J].Journal of Materials Processing Technology,2001,113(1/3):59-63.

[5] 張祎,王其軍,王磊,等.基于 DEFORM-3D 的AZ31 鎂合金自行車曲柄等溫閉式鍛造過程的數(shù)值模擬 [J].鍛壓技術(shù),2011,36(6):133-136.

[6] 劉楠,趙東林.鎂合金汽車控制臂鍛造過程的數(shù)值模擬[J].熱加工工藝,2012,41(9):79-81.

[7] CHEN D C,SYU S K,WU C H,et al.Investigation into cold extrusion of aluminum billets using three-dimensional finite element method [J].Journal of Materials Processing Technology,2007,192/193:188-193.

[8] 彭大暑.金屬塑性加工原理[M].長沙:中南大學(xué)出版社，2004．