套筒式力臂補(bǔ)償器對(duì)短棒料V型槽尖端起裂的影響

楊寧，張立軍，張軍偉，郭偉健，趙升噸，王智偉，田玉臣

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東青島，266580；2.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西西安，710049；3.山東科技大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，山東青島，266590；4.玫德艾瓦茲(濟(jì)南)金屬制品有限公司，山東濟(jì)南，250403)

金屬棒料切斷分離的下料工序應(yīng)用量大面廣，通常是裝備制造業(yè)、汽車工業(yè)、石油化工等行業(yè)中常用機(jī)械零部件制造的第一道工序，下料質(zhì)量直接影響零件的制造精度和生產(chǎn)成本[1]。傳統(tǒng)的金屬棒料下料方法主要是剪切下料、切割下料、車削下料等，其中，剪切下料的棒料幾何精度較差，對(duì)剪切模具損耗較高；切割下料對(duì)材料的浪費(fèi)較為嚴(yán)重，噪聲污染大，很難滿足綠色、節(jié)能的現(xiàn)代制造業(yè)要求。低應(yīng)力下料技術(shù)是在棒料表面預(yù)制1圈V型槽，加載后利用V型槽的應(yīng)力集中效應(yīng)使其底部產(chǎn)生裂紋，通過(guò)控制施加在棒料上的載荷使裂紋可控?cái)U(kuò)展，獲得斷面平整度高的棒料[2]。這種下料技術(shù)能耗低、節(jié)約原材料，日漸受到重視，國(guó)內(nèi)外學(xué)者們對(duì)棒料V 型槽尖端初始裂紋萌生和裂紋擴(kuò)展進(jìn)行了大量的研究工作，如化春鍵等[3]采用有限元法對(duì)V 型槽幾何參數(shù)進(jìn)行了研究，確立了合適的V型槽參數(shù)；趙升噸等[4]提出了熱應(yīng)力預(yù)制裂紋的方法，為棒料V 型槽底部初始裂紋的產(chǎn)生創(chuàng)造了條件；ARUN[5]采用有限元法，結(jié)合斷裂力學(xué)和Rousselier 損傷模型模擬了不銹鋼件的裂紋萌生和擴(kuò)展形態(tài)，分析了機(jī)械載荷和殘余應(yīng)力對(duì)鋼料的延性斷裂行為的影響；KIM 等[6-7]研究了缺口形狀、偏心度和傾角對(duì)聚乙烯棒材裂紋疲勞壽命的影響。

現(xiàn)有的低應(yīng)力下料機(jī)能動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)棒料的夾持與加載位置[8]，對(duì)于長(zhǎng)度較短的棒料，依靠下料機(jī)本身去調(diào)整加載力和加載力臂進(jìn)而達(dá)到V 型槽尖端起裂所需的載荷理論上是可以實(shí)現(xiàn)的。但是過(guò)高的加載力存在如下問(wèn)題：一是可能導(dǎo)致下料機(jī)本身的某些關(guān)鍵零部件在高壓作用下較快的疲勞失效；二是過(guò)高的加載力使棒料起裂后，加大了起裂力平穩(wěn)過(guò)渡到裂紋擴(kuò)展所需外力的控制難度[9-10]，致使裂紋起裂質(zhì)量差，下料斷面粗糙。而對(duì)于長(zhǎng)度過(guò)短的棒料，因下料形位尺寸限制，這種局限性進(jìn)一步凸顯。因此，本文作者提出一種添加套筒式力臂補(bǔ)償器的方法進(jìn)行低應(yīng)力可控加載下料，采用擴(kuò)展有限元法(XFEM)在未預(yù)加裂紋的情況下模擬添加套筒式力臂補(bǔ)償器的短棒料V型槽尖端起裂過(guò)程，研究不同參數(shù)的套筒式力臂補(bǔ)償器對(duì)短棒料V 型槽尖端起裂時(shí)的起裂力、起裂角等參數(shù)的影響，并提出一種新型棒料起裂質(zhì)量評(píng)價(jià)方法，為短棒料的精密下料技術(shù)奠定基礎(chǔ)。

1 多缸可控加載下料系統(tǒng)的工作原理

多缸可控加載下料系統(tǒng)主要由伺服開槽機(jī)、棒料進(jìn)給系統(tǒng)以及多氣缸徑向可控加載下料機(jī)3部分組成。首先，采用伺服開槽機(jī)按照制造要求在棒料表面的特定位置預(yù)制環(huán)狀V 型槽，使棒料表面應(yīng)力集中；然后，通過(guò)棒料進(jìn)給系統(tǒng)把帶環(huán)狀V型槽的棒料送入多氣缸徑向可控加載下料機(jī)中夾持位置；最后，通過(guò)PLC 有規(guī)律地控制下料機(jī)氣缸，使加載錘頭依次對(duì)帶套筒式力臂補(bǔ)償器的棒料施加大小和頻率變化的徑向載荷，這樣棒料V型槽底部產(chǎn)生微裂紋，并且隨著載荷的施加沿徑向往棒料軸心擴(kuò)展，到達(dá)棒料的臨界點(diǎn)便會(huì)發(fā)生瞬時(shí)斷裂，完成棒料的下料[11]。多缸可控加載下料工作原理如圖1所示，其中，F(xiàn)為加載力，N；D為棒料直徑，mm；L為單節(jié)棒料長(zhǎng)度，mm；Leqv為等效棒料長(zhǎng)度，mm；L3為夾持力臂，mm；L4為增長(zhǎng)力臂，mm；H為套筒式力臂補(bǔ)償器壁厚，mm；Φ為V 型槽張角，(°)；d為V 型槽深度，mm；ρ為V型槽底角半徑，mm。V型槽局部區(qū)域用G表示。可見，多缸可控加載下料方法是充分利用逆向思維，在較低外加載力所產(chǎn)生的拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力的耦合作用下，優(yōu)先考慮工程實(shí)際中最為常見、最為危險(xiǎn)和最容易產(chǎn)生脆斷的近似I型裂紋失效形式[12]。

圖1 多缸可控加載下料基本原理Fig.1 Basic principle of multi-cylinder controllable cropping

2 短棒料-套筒式力臂補(bǔ)償器模型起裂原理與分析

V型槽處應(yīng)力及裂紋示意圖如圖2所示。在裂紋的萌生階段，理想的裂紋起裂應(yīng)該在等效模型V型槽尖端最低點(diǎn)M點(diǎn)垂直起裂，但由于棒料的受載方式不是純彎曲而是橫力彎曲，即裂紋斷裂形式為I 型裂紋為主導(dǎo)的I-II 型的復(fù)合裂紋形式，因此，外載荷除了會(huì)在棒料V 型槽底部以彎矩的形式產(chǎn)生正應(yīng)力外，還會(huì)在M截面產(chǎn)生切應(yīng)力，如圖2(a)所示，在正應(yīng)力和切應(yīng)力的共同作用下，最大主應(yīng)力出現(xiàn)在V 型槽底部靠右的位置，裂紋便在此處萌生，即圖2(b)中N點(diǎn)。由于裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)的復(fù)雜性，裂紋在V 型槽底部是同時(shí)沿著周向和徑向擴(kuò)展。為了便于研究，將三維裂紋投影至平面，如圖2(c)所示，C1為裂紋沿徑向擴(kuò)展的平面投影，C2為裂紋沿周向擴(kuò)展的平面投影，O1為V型槽的中心線，O2為經(jīng)過(guò)裂紋起裂位置的中心線，α為裂紋的起裂角，即C1和O2之間的夾角，β為C2和O2之間的夾角。

圖2 V型槽處應(yīng)力及裂紋示意圖Fig.2 Model diagram of stress and crack at V-shaped notch tip

對(duì)普通加載條件下短棒料的V 型槽尖端復(fù)雜的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)和位移場(chǎng)進(jìn)行分析，由位移法可得棒料V型槽尖端的應(yīng)力場(chǎng)為[13]：

式中：σr和σα分別為極坐標(biāo)(r，α)下的正應(yīng)力分量，MPa；τrα為剪應(yīng)力，MPa；SI和SII分別為I 型和II型切口強(qiáng)度因子，MPa·mm1/2；λ1和λ2為第一、二本征值；i為本征值參數(shù)；r為初始裂紋的徑向長(zhǎng)度，mm。

可以看出，σα，σr和τrα的場(chǎng)函數(shù)由切口強(qiáng)度因子SI和SII決定，經(jīng)節(jié)點(diǎn)外推[14]，并令最大主應(yīng)力狀態(tài)下的V型槽尖端剪應(yīng)力τrα=0，得到

V型槽尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子主要取決于切口強(qiáng)度因子SI和SII，基于本模型中I-II型復(fù)合裂紋的加載形式，V型槽尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子KI和KII可表示為：

由式(4)～(6)可知，應(yīng)力強(qiáng)度因子亦與起裂角α有關(guān)，且研究和試驗(yàn)證明短棒料普通加載下料方式(即Leqv=L)下塑性材料的起裂角為13.8°[14]。由斷裂力學(xué)可知，當(dāng)下料模型的應(yīng)力強(qiáng)度因子變程[15]ΔK=f(KI,KII)達(dá)到棒料的裂紋擴(kuò)展門檻值ΔKth時(shí)，才發(fā)生起裂過(guò)程，即：

式中：fα(2d/Deqv)為修正系數(shù)；Deqv為模型中棒料的等效直徑，mm；b為斷面所在處的棒料半徑，mm。

由式(7)可知：應(yīng)力強(qiáng)度因子變程ΔK與模型的等效棒料參數(shù)有關(guān)，故起裂角及起裂過(guò)程亦受模型中等效棒料參數(shù)(即套筒式力臂補(bǔ)償器力臂、厚度等)影響。而由于I-II 型復(fù)合裂紋下料方式中I型、II型應(yīng)力強(qiáng)度因子的權(quán)重不易確定，很難從理論上直接量化這些等效棒料參數(shù)對(duì)起裂過(guò)程的影響，因此有必要進(jìn)一步分析該套筒式力臂補(bǔ)償器對(duì)起裂效果的影響，并對(duì)其參數(shù)進(jìn)行確定。

3 套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)對(duì)短棒料起裂效果的影響

裂紋仿真方法主要有有限元法(FEM)、無(wú)網(wǎng)格法、邊界有限元法和擴(kuò)展有限元法(XFEM)等，其中基于ABAQUS的擴(kuò)展有限元方法(XFEM)不需要對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行特殊處理就能對(duì)裂紋萌生過(guò)程進(jìn)行模擬，而且模擬任意的裂紋擴(kuò)展路徑，且與解無(wú)關(guān)[16]，故本文采用基于ABAQUS 軟件的擴(kuò)展有限元法[17]，并以最大主應(yīng)力準(zhǔn)則判定短棒料-套筒式力臂補(bǔ)償器模型的起裂過(guò)程。材料斷裂指標(biāo)f表達(dá)式為

當(dāng)f達(dá)到1且滿足一定誤差ftol[18]時(shí)，即滿足

模型起裂，初始微裂紋產(chǎn)生，初始微裂紋的起裂方向?yàn)榇怪庇谧畲笾鲬?yīng)力方向。

基于上述起裂原理與分析，重點(diǎn)討論套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)(夾持力臂L3、增長(zhǎng)力臂L4和厚度H)對(duì)短棒料V 型槽尖端起裂的影響，特別是對(duì)V型槽尖端起裂前最大Mises應(yīng)力、起裂加載力、起裂位置和起裂角等參量的影響，以此來(lái)確定用于實(shí)際短棒料最佳的套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)。

3.1 夾持力臂L3對(duì)棒料V 型槽尖端應(yīng)力集中效應(yīng)的影響

通常下料過(guò)程中棒料的幾何參數(shù)[19]取為D=15 mm，ρ=0.2 mm，Φ=60°，d=1 mm。實(shí)際下料中套筒式力臂補(bǔ)償器與短棒料之間無(wú)軸向位移和相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，因此，分析時(shí)把套筒式力臂補(bǔ)償器與短棒料按照一體化處理并保持過(guò)渡配合。然后對(duì)棒料的左端面全約束，代替夾持裝置的固定作用，同時(shí)，使用靜態(tài)加載方式在右側(cè)施加豎直向下的加載力。本文選取的短棒料長(zhǎng)L為20 mm。

為保證較高的計(jì)算精度和減少計(jì)算時(shí)間，對(duì)于模型底部的網(wǎng)格加密，確定最小的網(wǎng)格尺寸為0.1 mm，而其他部分的網(wǎng)格尺寸適當(dāng)增加，建立如圖3所示的分析模型，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為291 422，網(wǎng)格數(shù)量為173 310。套筒式力臂補(bǔ)償器和棒料均取45號(hào)鋼，彈性模量為2.10×105MPa，泊松比為0.3，材料強(qiáng)度極限為639 MPa。

圖3 帶套筒式力臂補(bǔ)償器的力學(xué)仿真模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of simulation model with sleeve force arm compensator

為了驗(yàn)證夾持力臂L3對(duì)棒料V 型槽尖端起裂的影響程度且保證端面質(zhì)量，仿真時(shí)首先采用單一變量法，在套筒式力臂補(bǔ)償器上施加恒定載荷F=500 N，增長(zhǎng)力臂L4為15 mm，厚度H=2 mm 不變，對(duì)模型接觸處A點(diǎn)的Mises 應(yīng)力σa和V 型槽尖端B點(diǎn)的軸向拉應(yīng)力σb進(jìn)行分析，得到的結(jié)果如圖4所示。

圖4 σa和σb與夾持力臂L3的關(guān)系Fig.4 Relationship between σa and σb and L3

從圖4可以看出：在F，L4，H恒定的情況下，當(dāng)夾持力臂L3≤5 mm 時(shí)，σa隨著L3的增大急劇減小，應(yīng)力變化率高達(dá)70.1%；當(dāng)L3≥5 mm 時(shí)，σa的變化趨于平緩，其應(yīng)力變化率最小僅為1.02%。而隨著L3的變化，σb無(wú)明顯波動(dòng)趨勢(shì)，總體變化率最大僅為9.26%，故L3對(duì)V型槽尖端應(yīng)力的影響可以忽略。在L3較大的情況下，接觸點(diǎn)A處應(yīng)力較小，套筒式力臂補(bǔ)償器不會(huì)對(duì)棒料表面造成損傷，因此L3越大越好。但在實(shí)際下料中，當(dāng)L3超過(guò)棒料的節(jié)長(zhǎng)時(shí)(此處為20 mm)，套筒式力臂補(bǔ)償器極可能在棒料V 型槽尖端起裂后與下一段棒料發(fā)生碰撞，如圖5所示。為此，在保證L3對(duì)V型槽尖端及與套筒式力臂補(bǔ)償器接觸位置的應(yīng)力影響最小的情況下，需在套筒式力臂補(bǔ)償器與V 型槽之間留出一定的安全距離。在設(shè)計(jì)多種直徑的套筒式力臂補(bǔ)償器時(shí)，安全距離為2 mm，此處夾持力臂L3長(zhǎng)度宜取18 mm。

圖5 套筒式力臂補(bǔ)償器與棒料間的碰撞Fig.5 Collision between sleeve force arm compensator and bar

3.2 增長(zhǎng)力臂L4對(duì)棒料的起裂力和撓度的影響

確定夾持力臂L3為18 mm，補(bǔ)償器的厚度H為2 mm，此時(shí)，增長(zhǎng)力臂L4成為影響棒料V 型槽尖端應(yīng)力場(chǎng)的主要因素，要使棒料在最佳的加載力下起裂，并且得到最為穩(wěn)定的起裂質(zhì)量，必須確定L4。

由材料力學(xué)可知，當(dāng)L4較大時(shí)，較小的加載力F也能在V 型槽尖端處產(chǎn)生較大的應(yīng)力，因此，適當(dāng)加大L4，保證裂紋在Ⅰ型裂紋形式的擴(kuò)展[20]，有利于實(shí)現(xiàn)低應(yīng)力、低能耗的下料。加載后，根據(jù)式(9)給出的起裂判據(jù)，當(dāng)加載到V 型槽尖端出現(xiàn)一個(gè)長(zhǎng)約0.2 mm，深約0.1 mm 的裂紋片段時(shí)，認(rèn)為是起裂階段，這與文獻(xiàn)[21]中規(guī)定的初始裂紋尺寸一致。ABAQUS 中采用線性加載的方式，故由分析步時(shí)間與加載力乘積就可求出裂紋的起裂臨界加載力，得到的結(jié)果如圖6所示。

從圖6可以看出：在L3和厚度H恒定的情況下，增長(zhǎng)力臂L4與F負(fù)相關(guān)，起裂力變化率達(dá)到42.3%，但L4到達(dá)20 mm后，起裂力的變化趨勢(shì)趨于平緩；當(dāng)L4=28 mm 時(shí)，起裂力為1 586.8 N，起裂力變化率僅為3.56%?？梢姡貉a(bǔ)償器對(duì)短棒料V型槽底部的起裂有明顯促進(jìn)作用。

然而，套筒式力臂補(bǔ)償器長(zhǎng)度L4的增加也會(huì)使等效棒料右端面對(duì)應(yīng)的撓度增大，棒料-套筒式力臂補(bǔ)償器模型受力撓度示意圖如圖7所示。由公式

式中：M為力矩。通過(guò)連續(xù)積分法可得到棒料理論撓度wb的曲線方程為

式中：E為材料的彈性模量，MPa；I為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，kg·m2。

當(dāng)y=Leqv時(shí)，棒料理論最大撓度方程為

在低應(yīng)力下料中，為了讓初始裂紋盡快生成并獲得更好的斷面質(zhì)量，首先在裂紋萌生前給套筒式力臂補(bǔ)償器上施加高頻率、大載荷，當(dāng)初始裂紋萌生以后，為了減小斷面瞬斷區(qū)面積，外載荷應(yīng)該有規(guī)律地減小直至棒料失穩(wěn)斷裂[10]。在同一套筒式力臂補(bǔ)償器下，V型槽起裂加載力最大，此時(shí)等效棒料右端面對(duì)應(yīng)的撓度也最大，如圖7所示。而由式(12)可知，V型槽尖端起裂前等效棒料右端面對(duì)應(yīng)的撓度ωb不僅與F有關(guān)，還與Leqv有關(guān)，當(dāng)Leqv較大時(shí)，短棒料便可在較小的加載力下起裂，但等效棒料右端面對(duì)應(yīng)的撓度也可能較大，這會(huì)導(dǎo)致套筒式力臂補(bǔ)償器與加載錘頭之間的接觸面積減小，加載錘頭會(huì)對(duì)其表面造成損傷，如圖7所示；下一節(jié)棒料過(guò)度彎曲，導(dǎo)致棒料與夾持裝置下邊緣過(guò)度接觸，對(duì)棒料表面和夾持裝置造成損傷或者使第二節(jié)棒料斷裂。因此，L4的增加不但使起裂力減小，而且使等效棒料右端面撓度變大，故還應(yīng)綜合其他判斷標(biāo)準(zhǔn)來(lái)確定合適的L4。

3.3 L4 對(duì)棒料V 型槽尖端起裂位置及起裂角的影響

棒料的斷面質(zhì)量直接影響到后續(xù)加工的效率和成本，而下料的斷面質(zhì)量主要取決于裂紋的起裂位置和起裂方向，因此對(duì)裂紋的萌生階段進(jìn)行研究是十分必要的。而前期相關(guān)仿真和試驗(yàn)結(jié)果顯示，采取旋轉(zhuǎn)彎曲型加載方式，棒料起裂位置均位于接近V 型槽底角半徑的1/2 處[18]。因此，本文通過(guò)控制在初始裂紋深度一定的條件下，分析不同L4下V型槽尖端初始裂紋起裂角的變化。圖8所示為初始裂紋的形態(tài)。在ABAQUS 中，因?yàn)榧虞d力的變化是從0開始線性加載至設(shè)定值的，所以裂紋就會(huì)在分析步的增量步中逐步擴(kuò)展，這樣就可以通過(guò)控制增量步來(lái)控制裂紋擴(kuò)展的深度和長(zhǎng)度。不同L4棒料V 型槽尖端起裂角的仿真結(jié)果如圖9所示。

圖8 ABAQUS仿真模型中萌生的裂紋Fig.8 Crack initiated in simulation model of ABAQUS

圖9 V型槽尖端處起裂角與L4的關(guān)系Fig.9 Relationship between cracking angle and L4

由圖9可知：在L3和厚度H恒定情況下，增大L4對(duì)裂紋起裂角有較為明顯的影響。當(dāng)L4≤20 mm時(shí)，棒料V 型槽底部起裂角變化較為平緩，一直都在10°左右；當(dāng)L4≥20 mm 時(shí)，起裂角呈增大趨勢(shì)；當(dāng)L4=26 mm 時(shí)，起裂角增大到12°。因?yàn)槠鹆呀菚?huì)嚴(yán)重影響到棒料的起裂質(zhì)量和平整度，而起裂角又與棒料的直徑D(13≤D≤18 mm)有關(guān)[18]。將仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，得到L4和起裂角α之間的關(guān)系為

由式(13)求出的起裂角α與仿真數(shù)據(jù)的最大相對(duì)誤差為3.21%，說(shuō)明式(13)的表征關(guān)系可以用于工程實(shí)際。由于目前低應(yīng)力下料機(jī)的工作特點(diǎn)，起裂角無(wú)法完全減小到0°，但起裂角在一定范圍內(nèi)應(yīng)該越小越好。綜合考慮L4對(duì)起裂力、起裂角和棒料撓度的影響，當(dāng)起裂角小于10°時(shí)，起裂力較大，對(duì)減小能耗不利；當(dāng)起裂角大于10°時(shí)，對(duì)應(yīng)的L4較大，等效棒料端面的撓度較大，加載錘頭易對(duì)套筒式力臂補(bǔ)償器表面造成損傷。當(dāng)起裂角選取為10°時(shí)，對(duì)應(yīng)的L4=20 mm，F(xiàn)=1 645.4 N，ωb=0.115 6 mm，此時(shí)，棒料V 型槽所需起裂力較小，且加載錘頭不會(huì)對(duì)套筒式力臂補(bǔ)償器表面造成損傷。

3.4 厚度H對(duì)棒料V型槽應(yīng)力集中效應(yīng)的影響

夾持力臂L3和增長(zhǎng)力臂L4確定后，套筒式力臂補(bǔ)償器厚度H成為影響棒料V 型槽尖端起裂的主要因素。在ABAQUS 中，當(dāng)L3=18 mm，L4=20 mm時(shí)，建立不同厚度的套筒式力臂補(bǔ)償器的三維有限元模型，結(jié)果如圖10所示。從圖10可以看出：在同一加載力且L3和L4恒定情況下，H≤4 mm時(shí)，V 型槽尖端的臨界Mises 應(yīng)力隨H逐漸增大，相對(duì)應(yīng)力增大了40.2%；而H≥4 mm 時(shí)，V 型槽底部應(yīng)力呈減小趨勢(shì)，相比最大應(yīng)力減小了24.1%。當(dāng)H=4 mm 時(shí)，V 型槽處最大Mises 應(yīng)力為605.4 MPa，小于45 號(hào)鋼的強(qiáng)度極限639 MPa，符合低應(yīng)力下料要求。因此，確定L3和L4后，H=4 mm時(shí)，V型槽尖端處Mises應(yīng)力最大，此時(shí)最有利于裂紋起裂。

圖10 V型槽尖端處Mises應(yīng)力與厚度H的關(guān)系Fig.10 Relationship between Mises stress at the tip of V-shaped notch and H

4 試驗(yàn)驗(yàn)證與討論

4.1 試驗(yàn)平臺(tái)及條件

多氣缸徑向可控加載下料機(jī)如圖11所示，該下料機(jī)由機(jī)身、多缸體機(jī)構(gòu)、加載錘頭、套筒式力臂補(bǔ)償器、排氣孔、套筒支架、夾具等組成。為了提質(zhì)增效，下料過(guò)程中需不斷增大平均應(yīng)力比、不斷減小加載頻率[22-23]。故以工業(yè)上常用的長(zhǎng)度為20～25 mm、直徑為15 mm 的4 種不同材質(zhì)的短棒料為試樣，控制伺服電機(jī)按照線性遞增的位移-時(shí)間曲線來(lái)驅(qū)動(dòng)錘頭的加載位移；同時(shí)，采用變頻器根據(jù)線性遞減的頻率-時(shí)間曲線調(diào)節(jié)錘頭的加載頻率，實(shí)現(xiàn)下料中對(duì)平均應(yīng)力比和載荷頻率的要求。

圖11 多氣缸徑向可控加載下料機(jī)試驗(yàn)裝置Fig.11 Experimental device of multi-cylinder radial controllable cropping machine

4.2 下料斷面起裂質(zhì)量評(píng)價(jià)方法

低應(yīng)力下料中，棒料斷面質(zhì)量綜合評(píng)價(jià)方法中的斷面凸起高度和凹陷深度可以很好地對(duì)下料斷面進(jìn)行整體評(píng)判[24]，但是對(duì)于起裂效果及起裂質(zhì)量不能進(jìn)行準(zhǔn)確而有效的判斷，故針對(duì)本文新型多缸可控加載下料試驗(yàn)結(jié)果和綜合評(píng)價(jià)方法中的指標(biāo)導(dǎo)向，提出一種適用于短棒料低應(yīng)力下料斷面的起裂質(zhì)量評(píng)價(jià)方法，并用以評(píng)價(jià)套筒式力臂補(bǔ)償器及其參數(shù)對(duì)短棒料V 型槽尖端起裂的穩(wěn)定可靠性。多缸加載下料所得斷面如圖12所示，其表現(xiàn)出明顯的起裂區(qū)X、裂紋擴(kuò)展區(qū)Y和瞬斷區(qū)Z。為有效判定斷面的起裂質(zhì)量，提出3 個(gè)起裂階段特征評(píng)價(jià)指標(biāo)：起裂銜接系數(shù)e/h、起裂偏距l(xiāng)和起裂角α，如圖13所示，其中e表示起裂區(qū)跡線(起裂區(qū)與擴(kuò)展區(qū)的銜接線)到棒料軸心的最短距離，mm；h為起裂區(qū)不平度(起裂區(qū)與裂紋擴(kuò)展區(qū)銜接處凹陷的最大值)，mm。起裂銜接系數(shù)e/h表征起裂與裂紋擴(kuò)展的銜接程度，反映裂紋從起裂階段過(guò)渡到擴(kuò)展階段的穩(wěn)定性，故起裂銜接系數(shù)越大，起裂越穩(wěn)定可靠；而起裂偏距l(xiāng)反映起裂位置與理想起裂位置的偏離程度，根據(jù)生產(chǎn)質(zhì)量的實(shí)際要求，l越小越好；起裂角α表示裂紋沿徑向擴(kuò)展平面的角度，直接決定裂紋的擴(kuò)展路徑和起裂區(qū)的平整度，因此，起裂質(zhì)量亦與起裂角負(fù)相關(guān)。

圖12 多缸加載下料棒料Fig.12 Drawing of bar of multi-cylinder loading cropping

圖13 棒料的起裂特征評(píng)價(jià)指標(biāo)示意圖Fig.13 Schematic diagram of evaluation index of bar's crack initiation characteristics

4.3 下料試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

為進(jìn)一步證實(shí)上述獲取的套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)的合理性，對(duì)長(zhǎng)度為20～25mm，直徑為15 mm的4 種不同材質(zhì)的短棒料，添加夾持力臂L3=18 mm、增長(zhǎng)力臂L4=20 mm、厚度H=4 mm 的套筒式力臂補(bǔ)償器，進(jìn)行氣動(dòng)式多缸可控加載低應(yīng)力下料試驗(yàn)。試驗(yàn)所得棒料斷面照片如圖14所示。不同材質(zhì)短棒料斷面的起裂質(zhì)量的特征評(píng)價(jià)指標(biāo)如表1所示?？梢姡焊鶕?jù)起裂判據(jù)，試驗(yàn)結(jié)果與仿真模型得到的起裂值較為吻合，實(shí)現(xiàn)了對(duì)短棒料-套筒式力臂補(bǔ)償器模型的低應(yīng)力穩(wěn)定可靠起裂。

表1 不同材質(zhì)短棒料斷面的起裂質(zhì)量的特征評(píng)價(jià)指標(biāo)Table 1 Characteristic evaluation indexes of cracking quality of sections of different short bars

圖14 不同材質(zhì)的棒料的下料斷面Fig.14 Cropping sections of bars with different materials

由圖14可見：4種材質(zhì)的短棒料V型槽的起裂位置相對(duì)穩(wěn)定，起裂區(qū)斷面平整度較高，沒有明顯的凹凸和毛刺痕跡。從V 型槽尖端到中心瞬斷區(qū)可以看出，裂紋有明顯的沿周向疲勞擴(kuò)展的痕跡，這表明起裂區(qū)與裂紋擴(kuò)展區(qū)銜接性高，起裂銜接系數(shù)e/h近30，最終均呈現(xiàn)出穩(wěn)定的裂紋擴(kuò)展斷面。從試驗(yàn)結(jié)果還可看出：裂紋的起裂位置不是從V 型槽最尖端開始，而是從尖端靠右起裂偏距約0.1 mm 的位置開始，45 號(hào)鋼試驗(yàn)斷面的起裂角僅為10.3°，相比于短棒料普通加載下料方式下塑性材料的起裂角13.8°有明顯降低，這說(shuō)明套筒式力臂補(bǔ)償器有利于短棒料V型槽尖端裂紋起裂，且研究得到的補(bǔ)償器參數(shù)也是合適的。進(jìn)一步多次下料試驗(yàn)結(jié)果顯示，上述套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)對(duì)直徑為13～18 mm 的金屬棒料下料也是適用的。

5 結(jié)論

1)提出一種專用于短棒料的套筒式力臂補(bǔ)償下料方法，研發(fā)了氣動(dòng)式多缸可控加載下料系統(tǒng)，它主要由伺服開槽機(jī)、棒料進(jìn)給系統(tǒng)和多氣缸徑向可控加載下料機(jī)等組成，具有實(shí)現(xiàn)對(duì)短棒料低應(yīng)力可控加載并能補(bǔ)償棒料撓度的特點(diǎn)。

2)套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)中，夾持力臂L3對(duì)棒料V 型槽的應(yīng)力集中效果影響不大，考慮到生產(chǎn)實(shí)際和套筒式力臂補(bǔ)償器與棒料接觸處的應(yīng)力影響，夾持力臂L3越長(zhǎng)越好，對(duì)于本文中的短棒料，夾持力臂L3選為18 mm。套筒式力臂補(bǔ)償器厚度H對(duì)棒料V 型槽應(yīng)力集中有較為明顯的影響，在現(xiàn)有參數(shù)下，厚度為4 mm時(shí)，棒料V型槽尖端應(yīng)力集中現(xiàn)象最明顯，最有利于裂紋起裂。

3)增長(zhǎng)力臂L4對(duì)棒料V 型槽尖端起裂有影響明顯。當(dāng)L4≤20 mm 時(shí)，起裂力F與增長(zhǎng)力臂L4負(fù)相關(guān)，而起裂角α在10°左右變化；當(dāng)L4≥20 mm時(shí)，起裂力變化趨于平緩，而L4對(duì)起裂角α有較大的影響，起裂角α從10°開始逐漸增大。綜合考慮增長(zhǎng)力臂L4和棒料直徑D對(duì)V 型槽尖端起裂角的影響，提出針對(duì)直徑在13～18 mm范圍內(nèi)的短棒料的套筒式力臂補(bǔ)償器的增長(zhǎng)力臂L4與起裂角α之間的計(jì)算公式，給出L4的衡量標(biāo)準(zhǔn)；L4取20 mm 時(shí)，套筒式力臂補(bǔ)償器最有利于V型槽尖端起裂。

4)采用具有合理參數(shù)的套筒式力臂補(bǔ)償器后，45 號(hào)鋼短棒料下料試驗(yàn)斷面的起裂角僅為10.3°，相比于同類材料的短棒料普通加載下料方式下的起裂角13.8°有明顯降低，這說(shuō)明套筒式力臂補(bǔ)償器有利于短棒料V 型槽尖端裂紋起裂。本文確定的套筒式力臂補(bǔ)償器參數(shù)對(duì)直徑為13～18 mm、長(zhǎng)度為20～25 mm的金屬棒料也適用。