連續(xù)擠壓輪復(fù)合制造工藝研究

付弘

（大連華銳重工特種備件制造有限公司 遼寧 大連 116000）

1 前言

為提高連續(xù)擠壓輪的使用壽命，降低制造成本，本文開展連續(xù)擠壓輪的復(fù)合制造工藝研究，采用在低等級材料基體上堆焊耐高溫、耐磨損的高強(qiáng)度等級材料的復(fù)合制造方法來制造擠壓輪，提高整條連續(xù)擠壓生產(chǎn)線的生產(chǎn)效率和經(jīng)濟(jì)效益。

2 研制過程

2.1 擠壓輪的ANSYS模擬分析

擠壓機(jī)工作時，受到剪切力、壓應(yīng)力、預(yù)緊力等，工況比較復(fù)雜。為了簡化模型，省略液壓螺母、軸承等部件，只對擠壓輪進(jìn)行具體的分析，而液壓螺母及軸承對該系統(tǒng)的作用力可看作外力。簡化后的模型主要受四個方面的作用力：液壓螺母充壓后對擠壓輪施加的預(yù)緊力σj；擠壓輪扭矩M；坯料塑性變形對輪槽產(chǎn)生的壓應(yīng)力σy與剪切應(yīng)力τ；壓實(shí)輪的壓下力T［1-3］。

2.1.1 預(yù)緊力

連續(xù)擠壓機(jī)工作時，芯軸與液壓螺母外體為螺紋連接，充壓時芯軸被伸長，產(chǎn)生拉伸預(yù)應(yīng)力；液壓螺母內(nèi)體與軸套A接觸，將套裝于芯軸上的兩軸套和擠壓輪壓緊，使這三個零件上產(chǎn)生壓預(yù)應(yīng)力。

對于擠壓輪兩個端面，可視為圓環(huán)的壓縮，故：

式中： P—液壓螺母充型壓力，MPa；

Dy—液壓螺母環(huán)缸外徑，mm；

dy—液壓螺母環(huán)缸內(nèi)徑，mm；

Dj—擠壓輪等效外徑，mm；

dj—擠壓輪等效內(nèi)徑，mm；

σj—擠壓輪的壓應(yīng)力，MPa；

Aj—擠壓輪等效受力面積，mm2；

對于本課題，式中各參數(shù)為：P=224MPa，Dy=360mm，dy=260mm，Dj=290mm，dj=195mm，代入式（1），得：σj=301.42MPa。

2.1.2 擠壓輪扭矩

實(shí)際生產(chǎn)中擠壓輪的扭矩主要是由液壓螺母的預(yù)緊力和銷帶動擠壓輪轉(zhuǎn)動產(chǎn)生，在計算時等于擠壓輪切向力乘以擠壓輪的半徑。

工作狀態(tài)下，擠壓輪輪槽塑性變形區(qū)的切向力Ft與擠壓輪輪槽槽面是相切的，其力包括填充區(qū)使金屬達(dá)到屈服狀態(tài)產(chǎn)生的摩擦力F1t，作用于輪槽兩側(cè)所產(chǎn)生的摩擦力F2t，金屬作用在輪槽底部的摩擦力F3t，溢余區(qū)產(chǎn)生的摩擦力F4t，以及堵頭表面產(chǎn)生的摩擦力F5t。

式中： h0—輪槽深度，mm；

b0—輪槽寬度，mm；

L1—填充區(qū)長度，mm；

kj—填充區(qū)屈服剪應(yīng)力值，MPa；

L2—擠壓區(qū)長度，mm；

kf—擠壓區(qū)屈服剪應(yīng)力值，MPa；

Bmax—溢余區(qū)最大寬度，mm；

L3—堵頭切向有效長度，mm。

根據(jù)用戶提供數(shù)據(jù)進(jìn)行計算，可得：F1t=22217.979N； F2t= 22833.881N； F3t=15259.501N；F4t=2662.2N；F5t=5996.75N；則Ft=63570.311N。作用在擠壓輪上的扭矩為M=FtR0，其中R0是擠壓輪半徑145mm。則M=FtR0=9.2177×106，N·mm。

2.1.3 輪槽內(nèi)壓應(yīng)力與剪切應(yīng)力

將金屬在輪槽中的變形區(qū)域進(jìn)行有限而合理地劃分，在不同的區(qū)域金屬有不同的變形特點(diǎn)，通過計算可得到各個區(qū)域的擠壓應(yīng)力與剪切應(yīng)力的數(shù)值與分布規(guī)律。將坯料與擠壓輪接觸的整個區(qū)域分為五段：1）初始咬合區(qū)（Ⅰ區(qū)）；2）鐓粗變形區(qū)（Ⅱ區(qū)）；3）密封驅(qū)動區(qū)（Ⅲ區(qū)）；4）剪切變形區(qū)（Ⅳ區(qū)）；5）密封區(qū)或溢料區(qū)（Ⅴ區(qū)）。

在進(jìn)行理論計算之前，首先做三個基本假設(shè)：1）坯料為符合Mises屈服準(zhǔn)則的圓桿，五個變形區(qū)同時存在于工作段內(nèi)。在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區(qū)，坯料的溫度較低，屈服極限為σsl，在Ⅳ、Ⅴ區(qū)，坯料溫度較高，屈服極限為σsh。坯料與輪槽壁的摩擦狀態(tài)在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區(qū)為庫侖摩擦，與擠壓輪的摩擦系數(shù)分別為0、1、2，與模腔的摩擦系數(shù)為3；在Ⅳ、Ⅴ區(qū)為剪切摩擦，摩擦力為0.5σsh。2）由于擠壓腔的圓弧長度與斷面面積比值較大，認(rèn)為溝槽內(nèi)金屬是沿著圓弧方向（θ）一維穩(wěn)定流動的平面應(yīng)力問題，即在每一時刻，溝槽上垂直于擠壓輪軸線方向（z）各截面的應(yīng)力分布規(guī)律相同，在溝槽內(nèi)沿擠壓輪半徑方向（r）應(yīng)力狀態(tài)保持不變。3）在變形區(qū)Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ區(qū)內(nèi)，金屬在r、θ兩個方向均產(chǎn)生壓縮變形且變形量相等，根據(jù)金屬流動法則，有σr=σφ。

基于以上三個假設(shè)，可得變形區(qū)接觸壓應(yīng)力及剪切應(yīng)力分布方程為：

I區(qū)：

II區(qū)：

III區(qū)：

IV區(qū)：

以上各式：

式中： d—輪槽有效寬度，mm；

H0—經(jīng)壓實(shí)輪壓下后坯料高度，mm；

H1—鐓粗后坯料高度，mm；

R0—擠壓輪徑，mm。

對于本課題，各初始計算參數(shù)為：d=10.5mm；H0=13.55mm；H1=21mm；R0=145mm。m2=m4=m5=0.5，m3=1.8；μ0=μ1=μ3=0.3，μ2=0.4；σsl=150MP；σsh=40MPa；θ4=π／2。代入式（8）-（11），得到坯料與擠壓輪之間的接觸應(yīng)力值，在每段區(qū)間內(nèi)取最大值作為模擬使用的載荷。計算結(jié)果如下：

Ⅰ區(qū)：P=173.21MPa，τ=51.98MPa；

Ⅱ區(qū)：P=254.15MPa，τ=76.25MPa；

Ⅲ區(qū)：P=379.12MPa，τ=151.65MPa；

Ⅳ區(qū)：P=399.11MPa，τ=0MPa；

Ⅴ區(qū)：P=798.22MPa，τ=20MPa。

2.1.4 壓實(shí)輪壓下力

根據(jù)用戶所提供數(shù)據(jù)，壓實(shí)輪的壓下力為T=3000N。

2.2 擠壓輪有限元模型的生成

建立準(zhǔn)確而可靠的結(jié)構(gòu)有限元計算模型，是一項(xiàng)極為重要的工作，直接關(guān)系到計算結(jié)果的正確與否。為了使有限元分析達(dá)到預(yù)期的效果，對所建立的計算模型有以下基本要求：

（1）計算模型必須具有足夠的準(zhǔn)確性。所形成的計算模型要能基本上準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)的實(shí)際情況。既要考慮形狀與構(gòu)成的一致性，又要考慮到支撐情況及邊界條件的一致性，還要考慮到載荷與實(shí)際情況相一致。

（2）計算模型要具有良好的經(jīng)濟(jì)性。復(fù)雜的計算模型一般來說具有較高的準(zhǔn)確性，但相應(yīng)地會增加前處理、數(shù)據(jù)準(zhǔn)備工作和上機(jī)計算時間，從而使計算費(fèi)用大大增加。

2.2.1 定義材料特性

典型的材料特性包括：彈性模量、密度、熱膨脹系數(shù)等。每種材料特性都可以表示為溫度的函數(shù)，即可以隨溫度的變化而變化。無需迭代求解的材料稱為線性材料，而需要迭代求解的材料稱為非線性材料。線性材料和非線性材料需要使用不同的方法來定義［4］。

擠壓輪的材料為H13鋼，屬于線彈性材料，其主要材料特性如表1所示。

表1 H13鋼的材料特性

2.2.2 幾何模型網(wǎng)格劃分

在有限元建模工作中，網(wǎng)格劃分占有很重要的地位，模型的求解規(guī)模和求解時間對立統(tǒng)一于網(wǎng)格的疏密程度。在本課題中使用智能網(wǎng)格劃分，使用Sizing參數(shù)對模型網(wǎng)格大小進(jìn)行控制，設(shè)定擠壓輪整體的Element Size為5mm，而對于主要研究的輪槽部分，設(shè)置Element Size為3mm，獲得更細(xì)密的網(wǎng)格。定智能尺寸后，網(wǎng)格劃分器對將要劃分網(wǎng)格的面或體上的所有線估算單元邊長大小，對幾何體上的彎曲近似區(qū)域的線進(jìn)行細(xì)化，自動生成合理形狀的單元和單元尺寸分布。

本項(xiàng)目中擠壓輪形狀比較復(fù)雜，屬于不規(guī)則模型，又因?yàn)樵谀Ｐ椭谐霈F(xiàn)了鍵槽等，所以本文中采用了四面體單元，擠壓輪網(wǎng)格劃分情況如圖1所示。

圖1 擠壓輪網(wǎng)格劃分

2.2.3 有限元分析

載荷施加有限元分析目的在于查看結(jié)構(gòu)在一定載荷作用下的響應(yīng)情況，故明確定義適當(dāng)、正確的載荷，對設(shè)計分析工作十分重要。在ANSYS的術(shù)語中，載荷包括所有邊界條件以及外部或內(nèi)部作用效應(yīng)。以特性而言，載荷可分為六大類：DOF（自由度）約束、力（集中載荷）、表面載荷、體積載荷、慣性載荷以及耦合場載荷。根據(jù)載荷在結(jié)構(gòu)上的分布情況，可將其分為兩類，即集中載荷與分布載荷。

根據(jù)對擠壓輪的受力分析和載荷計算，利用建立力學(xué)模型時計算得到的載荷，采用分布載荷依次在擠壓輪受力區(qū)域施加載荷，最后對擠壓輪兩邊不受力的位置施加全位移約束（即約束了x、y、z三個方向的位移）。圖2為擠壓輪的載荷與約束示意圖，圖中數(shù)值大小都是根據(jù)受力計算出來的結(jié)果施加的。

圖2 擠壓輪所受載荷與約束示意圖

3 檢測結(jié)果及分析

3.1 H13擠壓輪組織與性能

完成了擠壓輪的有限元模型的建立與載荷的施加后，在求解器中添加von-Mises等效應(yīng)力與位移計算，開始有限元求解計算。求解結(jié)束后讀取求解結(jié)果，得到擠壓輪的von-Mises等效應(yīng)力分布圖與位移分布圖。

3.1.1 等效應(yīng)力結(jié)果分析

求解得到的擠壓輪von-Mises等效應(yīng)力分布圖，如圖3所示。從圖中看，擠壓輪應(yīng)力分布不均勻，大致可分為兩個區(qū)域：1）擠壓輪輪槽與坯料接觸區(qū)域（工作區(qū)域），即坯料經(jīng)壓實(shí)輪壓實(shí)后進(jìn)入擠壓型腔至堵頭處離開擠壓輪的區(qū)域，該區(qū)域最大等效應(yīng)力值為1432.2MPa；2）非工作區(qū)域，其應(yīng)力值基本處于3.3537MPa～479.62MPa之間。這表明擠壓輪的應(yīng)力分布與實(shí)際的受力狀況是相對接近的。

圖3 擠壓輪von-Mises等效應(yīng)力分布

3.1.2 位移結(jié)果分析

擠壓輪的位移分布圖如圖4所示，因位移過小，為看出各部位變形趨勢與方向，將位移量放大74倍。擠壓輪的變形最大位移量為0.16623mm，位于擠壓輪工作區(qū)域中部端面的邊緣一側(cè)，這是由于兩邊預(yù)緊力導(dǎo)致的，另一側(cè)端面未發(fā)生較大變形，認(rèn)為是銷孔的存在減小了該側(cè)的變形。非工作區(qū)域位移量基本在0.07mm以下。

在兩邊預(yù)緊力的作用下，擠壓輪端面向內(nèi)彎曲，相應(yīng)輪槽受到向外彎曲應(yīng)力的作用，在這樣的變形條件下，隨著擠壓輪的周期轉(zhuǎn)動，擠壓輪輪槽也發(fā)生著交變載荷的變化，在擠壓輪輪槽為止就很容易形成疲勞開裂。這與文獻(xiàn)調(diào)研中所述的早期失效開裂形式相吻合。

3.1.3 疲勞壽命分析

將 H13 材質(zhì)的疲勞曲線輸入 ANSYS Workbench，使用求解模塊中的Fatigue Tool功能，得擠壓輪疲勞壽命云圖，如圖5所示。

圖5 H13擠壓輪疲勞壽命模擬結(jié)果（比實(shí)際位移放大74倍）

疲勞壽命最小處與工作應(yīng)力最大處一致，最小疲勞壽命為1.0017e5個周期，根據(jù)擠壓輪轉(zhuǎn)速4rad／min，可知連續(xù)工作時間達(dá)375.7h，與H13擠壓輪的最長實(shí)際使用壽命15天（360h）很接近，偏差小于4.4%。證明本課題所建立的擠壓輪模型是合理的，通過ANSYS軟件的模擬能夠真實(shí)的反映擠壓輪的在線使用壽命。

3.2 H13擠壓輪有限元計算結(jié)果分析

3.2.1 擠壓輪的常規(guī)性能

3.2.1.1 化學(xué)成分分析

H13屬于熱作模具鋼，是在碳鋼的基礎(chǔ)上加入合金元素而形成的鋼種，執(zhí)行GB／T 1299-2000標(biāo)準(zhǔn)。該標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定H13化學(xué)成分以及利用熒光光譜測得的成分如表2所示，C含量不在檢測范圍之內(nèi)，未能測出含量。

表2 H 13標(biāo)準(zhǔn)成分及實(shí)測成分對比（w t.%）

3.2.1.2 硬度測試

利用洛氏硬度計，對試塊進(jìn)行硬度測試。選取5個測試點(diǎn)，分別位于試塊4個頂點(diǎn)及中心處，5個測試點(diǎn)的硬度值都在50HRC左右，硬度值比較理想，而且硬度分布比較均勻。

3.2.1.3 微觀組織分析

對試塊進(jìn)行粗磨、精磨、拋光后，利用金相顯微鏡進(jìn)行夾雜物分析。對該試塊多個視場進(jìn)行觀察后，未發(fā)現(xiàn)有明顯夾雜物存在。

利用硝酸酒精溶液對該試樣進(jìn)行腐蝕，觀察其微觀組織，得到如圖6所示的金相照片。從較低倍（500倍）金相照片中可以看出，試樣組織比較均勻，沒有明顯的帶狀偏析出現(xiàn)。從高倍（1000倍）金相照片中可以看出，試塊主要是回火馬氏體組織，推測是高溫淬火后，500℃以上回火得到的。

圖6 試塊微觀組織照片

3.2.2 擠壓輪試樣的力學(xué)性能檢測

3.2.2.1 室溫力學(xué)性能

對H13鋼擠壓輪取樣，進(jìn)行了室溫拉伸力學(xué)性能測試，3個試樣抗拉強(qiáng)度、伸長率、斷面收縮率如表3所示。

表3 室溫力學(xué)性能測試結(jié)果

室溫拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，材料具有很高的抗拉強(qiáng)度，平均值為1651.87MPa，而且塑性也較好。利用掃描電鏡對拉伸斷口形貌進(jìn)行觀察，圖7中可以明顯看出斷口的3個區(qū)域：纖維區(qū)、放射區(qū)、剪切唇［4］。

圖7 室溫拉伸斷口宏觀掃描圖

纖維區(qū)是拉伸斷裂的起始區(qū)，在外力作用下頸縮開始后，此區(qū)域微空洞長大、聚合成微裂紋。這一過程中裂紋擴(kuò)展較慢，斷口呈明顯的塑性斷裂特征，有大量的小韌窩和撕裂棱特征。之后，裂紋擴(kuò)展速度提升，轉(zhuǎn)化為不穩(wěn)定的快速擴(kuò)展，進(jìn)入放射區(qū)，這一階段宏觀塑性變形量很小，表現(xiàn)出明顯的脆性趨勢，韌窩和撕裂棱數(shù)量減少。最后，當(dāng)試樣不足以承受拉伸載荷時，發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展，進(jìn)入剪切唇區(qū)，這一階段塑性變形量很大，呈典型的韌性斷裂特征［5-6］。

綜合以上測試結(jié)果可以確定，H13擠壓輪樣件具有良好的室溫力學(xué)性能，即很高的抗拉強(qiáng)度和較好的塑性，與微觀組織分析相符。

3.2.2.2 高溫力學(xué)性能

鑒于擠壓輪工作環(huán)境溫度大約為500℃左右，對H13試樣進(jìn)行了高溫力學(xué)性能測試，測試溫度分別為：450℃、500℃和550℃，所得抗拉強(qiáng)度、伸長率、斷面收縮率，如表4所示。

表4 高溫力學(xué)性能測試結(jié)果

從上述結(jié)果可以看出，與室溫拉伸力學(xué)性能相比，材料的高溫強(qiáng)度值有所下降，且隨著溫度的升高，強(qiáng)度呈下降趨勢，而伸長率和斷面收縮率略有升高。但是，即使溫度已經(jīng)升高到550℃，材料依然有很高的強(qiáng)度，在1400MPa以上。這說明H13試樣具有較高的高溫強(qiáng)度，在熱擠壓工作環(huán)境下，具備較好的使用性能。

4 復(fù)合制造擠壓輪有限元計算結(jié)果分析

4.1 復(fù)合制造擠壓輪有限元模型的建立

初步設(shè)計擠壓輪輪槽處的堆焊層厚度為10mm。對復(fù)合制造擠壓輪進(jìn)行建模，將輪槽附近表層10mm與基體分離，在模擬時賦予不同的材質(zhì)，兩部分接觸方式選擇bounded，如圖8所示。基體材質(zhì)為H13，堆焊層賦予擬選取的特種合金相關(guān)參數(shù)。

圖8 復(fù)合制造擠壓輪三維模型示意圖

4.2 壽命分析

根據(jù)上述堆焊擠壓輪模擬模型，將鈷基合金的性能數(shù)據(jù)賦予堆焊層，得到擠壓輪的等效應(yīng)力、位移分布，如圖9所示。工作區(qū)最大等效應(yīng)力為1205.3MPa，非工作區(qū)等效應(yīng)力分布為0.75MPa～402.28MPa；擠壓輪輪槽工作區(qū)最大位移量為0.04339mm。

圖9 等效應(yīng)力分布

使用經(jīng)驗(yàn)公式對其疲勞曲線進(jìn)行計算，導(dǎo)入軟件中，得鈷基合金堆焊擠壓輪疲勞壽命云圖，如圖10所示。疲勞壽命最低處為1.98e5個周期，以轉(zhuǎn)速4rad／min計，連續(xù)工作時長為708.4h，是H13擠壓輪模擬結(jié)果的約2倍。

圖10 疲勞壽命云圖

5 結(jié)論

（1）通過對H13鋼擠壓輪的性能分析和數(shù)值模擬分析，驗(yàn)證了本文所建立的數(shù)值模擬模型的正確性和適用性，為后續(xù)的模擬分析提供了保證。

（2）在擠壓輪輪槽處堆焊鈷基材料的復(fù)合制造擠壓輪，其模擬壽命較H13擠壓輪的壽命提高約2倍。