棱柱形徑向剖分式超高壓模具應力分析與實驗研究

吳楠楠，趙 亮，李明哲，陳曉磊

（1. 淮陰工學院江蘇省先進制造技術重點實驗室，江蘇 淮安 223000；2. 吉林大學輥鍛工藝研究所無模成形技術開發(fā)中心，吉林 長春 130025）

超高壓技術在現代地球科學、高壓物理、材料學、凝聚態(tài)物理以及超硬材料的合成等諸多領域得到了廣泛應用?；诖筚|量支撐和側向支撐原理，H. T. Hall 開發(fā)了年輪式超高壓裝置。年輪式超高壓裝置由硬質合金壓缸、支撐環(huán)和一對相向的頂錘構成，超高壓裝置結構如圖1(a)所示。年輪式超高壓裝置不僅具有結構簡單、壓力場和溫度場穩(wěn)定、產壓效率高且易于實現腔體大型化等優(yōu)點，還可以借助X 射線或其他光學測量技術觀察樣品在超高壓下的性能[1]。目前，年輪式超高壓裝置每年可合成數噸超硬材料。然而，隨著科學研究和工業(yè)生產的發(fā)展，合成超硬材料的需求日益增長，開發(fā)樣品腔容積更大、承壓能力更強的年輪式超高壓裝置成為亟待解決的科學問題。

圖1 年輪式超高壓裝置示意圖和超高壓模具新型剖分方式Fig. 1 Schematic diagram of belt-type apparatus and the cylinder split way

年輪式超高壓裝置的壓缸材料為碳化鎢。碳化鎢能夠承受較大的壓應力，但承受拉應力的能力較差[2]。年輪式超高壓裝置工作時，其壓缸內壁產生較大的拉應力，壓缸容易出現脆性裂紋。正因為壓缸受到的周向拉應力會使壓缸遭到破壞，所以年輪式超高壓裝置的承壓能力被限制在10 GPa 以下。另外，超高壓裝置腔體大型化需使用的大尺寸硬質合金在燒結時會出現燒不透的現象，固相反應和物質擴散不充分，結晶轉變不完全，粉末流動性減弱，進而使內部出現空隙，存在破裂風險[3–4]。針對上述問題，Poulter 提出可以利用徑向剖分法對圓柱形壓缸進行剖分，不僅能夠有效減小壓缸內壁受到的周向拉應力，提高超高壓裝置的承壓能力，而且能夠減小單個硬質合金零件的尺寸，保證零件的加工質量。Yang 等[5]設計了一種切向剖分式壓缸結構，即把壓缸沿著棱柱形內腔的切線方向進行剖分，壓缸應力分布情況結果顯示，切向剖分式壓缸能夠有效地提高承壓能力。

本工作將在現有研究的基礎上，利用有限元模擬及實驗驗證的方法，對不同剖分角度的剖分式超高壓模具的應力進行分析，剖分方式如圖1 所示；選取60°（切向剖分）和120°（徑向剖分）剖分角的剖分式超高壓模具，詳細探討其應力分布情況及承壓能力，并與傳統(tǒng)年輪式超高壓裝置進行對比；由此提出對壓缸進行等尺寸剖分，形成6 個相等的壓缸剖分塊，壓缸內壁面由圓柱面變?yōu)檎庵妫越档蛪焊變缺诘闹芟蚶瓚Α?/p>

王伯龍等[6]在對切向剖分式壓缸結構進行研究時，使用最大畸變能理論作為失效準則，僅分析了壓缸受到的等效應力和內壁軸向上的應力分布，未對剖分式壓缸的剪應力和支撐環(huán)應力分布情況進行討論。為了對剖分式壓缸應力分布情況進行更加全面的研究，本研究不僅針對剖分式壓缸的等效應力分布和內壁軸向上的應力分布情況進行分析，而且對壓缸的剪應力和內壁平均法向應力進行討論，另外，考慮到支撐環(huán)與壓缸密切配合，還對剖分式壓缸的支撐環(huán)應力分布情況進行探討。本工作將同時采用最大畸變能理論和最大剪應力理論作為失效準則，以評價剖分式壓缸和支撐環(huán)的承壓能力。

1 有限元模型

在目前針對年輪式超高壓模具的理論計算和數學推導中，姚裕成[7]、Zhu 等[8]提出的年輪式超高壓模具的主要結構尺寸最接近實際情況，見圖2。通過過盈配合來限制壓缸的徑向位移，從內到外各層接觸面的過盈量分別為0.246、0.284、0.390和0.535 mm。壓缸和支撐環(huán)的材料分別為硬質合金碳化鎢（Yg8）和高強度合金鋼（45CrNiMoVA），泊松比 μ 分別為0.21 和0.29，楊氏模量E分別為578和210 GPa[9–11]。碳化鎢之間的摩擦系數為0.25，碳化鎢與高強度合金鋼之間的摩擦系數為0.20，高強度合金鋼之間的摩擦系數為0.15[12]。

圖2 超高壓模具尺寸（單位：mm）Fig. 2 Dimensions of the ultra-high pressure dies (unit: mm)

為了簡化計算，假設作用在內壁上的壓力（6000 MPa）是均勻分布的。壓缸錐面的壓力分布p(s)可表示為[13]

式中：p0為施加在內壁上的應力，即6000 MPa；t為壓力傳輸介質的厚度，mm； τ為密封碗內摩擦系數；s為圓錐上的點到腔體邊緣的距離，mm。

2 計算結果與討論

2.1 剖分角度對剖分式壓缸應力的影響

研究了剖分角度在60°～120°區(qū)間時壓缸應力的變化情況，如圖3 所示。從圖3 中可以看出，隨著剖分角度的增大，壓缸應力呈逐漸減小趨勢。這是由于壓缸的剖分角度越大，大質量支撐作用越強。同時，由于裝配應力的存在，剖分塊之間相互擠壓，可以增強側向支撐作用。在大質量支撐和側向支撐的共同作用下，有效地提高了硬質合金壓缸的承壓能力。

圖3 壓缸應力與剖分角度的關系Fig. 3 Relationship between cylinder stress and dividing angle

2.2 新型剖分式壓缸的應力分布情況

為了進一步了解新型剖分式壓缸的應力分布情況，對傳統(tǒng)的年輪式超高壓模具壓缸、剖分角為60°和120°的新型剖分式壓缸進行詳細研究。傳統(tǒng)的年輪式超高壓模具壓缸簡稱BTD（belt type die）；剖分角為60°的剖分式壓缸，其剖分線與腔體內接圓相切，簡稱TPTD（tangent prism cavity split type die）；剖分角為120°的剖分式壓缸，其剖分線沿著腔體內接圓的半徑方向，簡稱RPTD（radial prism cavity split type die）。

當壓缸內壁受到6000 MPa 的均勻高壓作用時，3 種壓缸的等效應力分布如圖4 所示?？梢?，3 種壓缸內壁受到的最大等效應力分別為7547.6、5575.5 和4486.5 MPa。相對于BTD，TPTD 和RPTD 的最大等效應力分別降低26.1%和40.6%。另外，3 種壓缸的等效應力分布曲線完全不同：對于BTD，其最大應力出現在壓缸內壁上，應力沿徑向逐漸減?。欢鳷PTD 的最大應力出現在剖分塊之間的接觸面上，應力沿周向逐漸減小；RPTD 的最大應力位于靠近內壁的位置，徑向上應力先增大后減小。

圖4 3 種壓缸的等效應力分布Fig. 4 Equivalent stress distribution of three types of cylinders

圖5 顯示了3 種壓缸的剪應力分布?？梢钥闯觯築TD、TPTD、RPTD 的最大剪應力分別為4342.9、3070.6 和2567.4 MPa。與BTD 相比，TPTD 和RPTD 的剪應力分別降低29.3%和40.9%。3 種壓缸的剪應力分布與其等效應力分布相似。

圖5 3 種壓缸的剪應力分布Fig. 5 Shear stress distribution of three types of cylinders

碳化鎢硬質合金的失效強度為6200 MPa，剪切強度為3250 MPa[14–15]。在承受6000 MPa 壓力時，BTD 的最大等效應力為7547.6 MPa，超出失效強度，壓缸被破壞；而TPTD 和RPTD 在相同的承壓條件下仍能正常工作。從圖4 和圖5 中剖分式壓缸的等效應力和最大剪應力云圖可以推斷，當壓力繼續(xù)增大時，TPTD 將首先遭到破壞。另外，TPTD 在結構上存在尖角，影響其穩(wěn)定性。因此，RPTD 的結構最優(yōu)，具有顯著的大質量支撐和側向支撐效果，相較于BTD 和TPTD，RPTD 的承壓能力更強。

2.3 新型剖分式壓缸內壁受力情況

超高壓模具處于工作狀態(tài)時，壓缸內壁承受著極高的壓力，圖6 為壓缸軸向等效應力和最大剪應力分布曲線。根據碳化鎢剪切強度和失效強度設置安全線，當應力值超過安全線時，說明壓缸遭到破壞。BTD 內壁的最大軸向等效應力（7500.0 MPa）遠大于TPTD（3712.8 MPa）和RPTD（2831.0 MPa）。與軸向等效應力相似，BTD 的最大剪應力（3204.4 MPa）遠大于TPTD（1927.2 MPa）和 RPTD（1514.7 MPa）。

圖6 3 種壓缸的軸向應力分布Fig. 6 Axial stress distribution of three types of cylinders

對于BTD，軸向等效應力和最大剪應力沿徑向逐漸增大，最大應力位于內壁中心；而對于TPTD 和RPTD，等效應力和最大剪應力的變化趨勢相對穩(wěn)定，最大值出現在起始位置。

上述結果表明，在加壓相同的情況下，RPTD 和TPTD 內壁受到的應力遠小于BTD。只有BTD 會超過安全線，使壓缸受到破壞。TPTD 和RPTD 均處于安全線以下，其中RPTD 距離安全線最遠。TPTD 和RPTD 為棱柱形內壁面，其承壓能力明顯優(yōu)于具有圓柱形內壁面的BTD。

2.4 內壁平均法向應力

圖7 3 種壓缸在3 個方向上的平均法向應力Fig. 7 Average normal stress of three types of cylinders in three directions

2.5 支撐環(huán)應力分布

由于壓缸的結構不同，支撐環(huán)的應力分布情況也有所不同，因此需要開展進一步研究。支撐環(huán)應力主要是由于壓缸內壁壓力與各層支撐環(huán)之間的相互干擾造成的，各層支撐環(huán)上的最大應力如圖8 所示。從圖8 可以看出，相較于BTD 和RPTD，TPTD 的第1 層和第2 層支撐環(huán)的等效應力和最大剪應力更大。雖然TPTD 結構能夠有效地減小壓缸所受應力，但是更多的壓力傳遞給支撐環(huán)。對于BTD 和RPTD，從第1 層到第4 層的支撐環(huán)應力均相似，說明RPTD 壓缸不會顯著增加支撐環(huán)應力。若采用TPTD 剖分形式，為了承受較高的壓力，其第1 層和第2 層支撐環(huán)需要選用硬度和強度更高的材料。

圖8 支撐環(huán)的等效應力和最大剪應力Fig. 8 Equivalent and maximum shear stresses of the supporting rings

3 實驗驗證

為了驗證數值分析結果，對3 種壓缸進行破壞性實驗。為了節(jié)省制造成本，保證加工質量，用于實驗的樣件尺寸為模擬中的1/2。圖9(a)為裝配后的高壓模具，圖9(b)為裝配支撐環(huán)后的3 種壓缸。在實驗過程中，使用純鐵棒作為壓力傳輸介質插入腔體。液壓系統(tǒng)使上頂砧和下頂砧相互靠近并壓住鐵棒，同時產生超高壓。逐漸增加壓力，直到壓缸破裂，同時記錄此時系統(tǒng)的最大壓力值，破壞后的壓缸如圖9(c)所示。

圖9 裝配后的高壓模具以及3 種壓缸破壞前后的圖像Fig. 9 High pressure die assembly and three types of cylinders before and after breakup

實驗結果表明，BTD、TPTD、RPTD 壓缸斷裂時，液壓機壓力分別為555.66、804.58 和878.08 kN。與BTD 相比，TPTD 的承壓能力提高了44.8%，RPTD 提高了58.0%。相較于BTD，TPTD 和RPTD 可以承受更高的壓力，且RPTD 的表現更優(yōu)。

4 結 論

為了減小超高壓模具中壓缸所受的拉伸應力，增加其承壓能力，并實現腔體大型化，提出了一種六棱柱形剖分式超高壓模具。通過有限元模擬方法，分析了剖分角度對新型剖分式超高壓模具的應力影響，并與傳統(tǒng)的BTD 進行了對比。數值分析結果表明，隨著剖分角度的增大，壓缸應力呈現逐漸減小的趨勢。TPTD 和RPTD 均可有效地消除壓缸的拉應力，相比于傳統(tǒng)的BTD，具有更高的承壓能力。而且，當壓缸體積較大時，剖分式壓缸可以減小硬質合金剖分塊單體體積，降低大尺寸零件的制造難度，保證產品質量。另外，剖分塊具有可替換性，能夠有效地降低超高壓裝置的使用成本。經過對比發(fā)現，RPTD 的壓缸大質量支撐效果優(yōu)于TPTD，因此在承壓能力方面具有較強的優(yōu)勢。實驗結果進一步驗證了這一結論。然而，TPTD 壓缸增大了支撐環(huán)的應力，增大了支撐環(huán)的設計難度?？紤]到TPTD 壓缸剖分塊包括錐面在內有7 個加工面，RPTD 剖分塊有8 個加工面，因此TPTD 壓缸在加工方面具有優(yōu)勢。在選擇剖分方案時，應綜合考慮壓缸的承壓能力和加工成本等因素。

在研究過程中也發(fā)現了一些問題，如RPTD 壓缸破壞處靠近錐面、腔體內部的壓力并未標定，因此，后續(xù)將對壓缸腔體的結構進一步優(yōu)化，同時對腔體內壓力分布規(guī)律進行標定。