汽車(chē)半軸熱鍛模工況仿真及機(jī)器人電弧增材制造路徑生成

摘 "要：為了確定熱鍛模具修復(fù)方案，使用有限元仿真軟件模擬汽車(chē)半軸擺碾成形過(guò)程，生成機(jī)器人電弧增材制造路徑。當(dāng)連鍛次數(shù)達(dá)到20次后，模具進(jìn)入熱平衡狀態(tài)，中心圓臺(tái)表層溫度穩(wěn)定在788 ℃，表層與540 ℃等溫線相對(duì)深度約為28 mm，應(yīng)力場(chǎng)510 MPa以上的模具增材層約為26.3 mm，確定使用溫度場(chǎng)劃分模具增材制造區(qū)域。利用MATLAB提取540 ℃以上的點(diǎn)云部位，逆向建立3D模型，進(jìn)行路徑規(guī)劃并在焊接機(jī)器人上運(yùn)行。

關(guān)鍵詞：熱鍛模；汽車(chē)半軸；溫度場(chǎng)；路徑規(guī)劃

中圖分類(lèi)號(hào)：TG315.2 " " " " " " " " " " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1008-5483（2024）01-0038-06

Working Condition Simulation of Hot Forging Die for Automobile Half Shaft and Path Generation of Robot Wire Arc Additive Manufacturing

Fan Zhongyan， Zhang Yuanhao， Liu Jianyong， Yang Wei

（School of Materials Science amp; Engineering， Hubei University of Automotive Technology， Shiyan 442002， China）

Abstract： In order to determine the repair scheme of the hot forging die， the finite element simulation software was used to simulate the forming process of the automobile half shaft by rotary forging， and the robot wire arc additive manufacturing path was generated. When continuously forged 20 times， the die entered a thermal equilibrium state. The surface temperature of the central round table was stable at 788 ℃， and the relative depth of the surface layer and the 540 ℃ isotherm was about 28 mm. In addition， the additive layer of the die with a stress field of above 510 MPa was about 26.3 mm. The temperature field was used to divide the additive manufacturing area of the die. MATLAB was used to extract the point cloud parts above 540 ℃， and the 3D model was established reversely. The path planning was carried out and used in the welding robot.

Key words： hot forging die; automobile half shaft; temperature field; path planning

生產(chǎn)汽車(chē)半軸所需的擺碾熱鍛模要承受機(jī)械載荷和冷熱循環(huán)等特殊工況，熱鍛模的壽命一般在2 000～3 000件，對(duì)于外形質(zhì)量要求嚴(yán)格的半軸，鍛模壽命甚至在1 000～1 200件，相較于一般熱鍛模的4 000～6 000件［1］，壽命明顯偏低，企業(yè)對(duì)于熱鍛模的再利用有迫切需求。已有學(xué)者對(duì)汽車(chē)半軸生產(chǎn)進(jìn)行了大量的研究，主要包括工藝優(yōu)化［2-9］和鍛件力學(xué)性能分析［10-11］。部分學(xué)者對(duì)汽車(chē)半軸模具失效機(jī)理［12-14］與單次鍛造溫度場(chǎng)［15］進(jìn)行分析，但這些研究在汽車(chē)半軸模具修復(fù)上探索較少。有研究者通過(guò)溫度場(chǎng)［16-20］或應(yīng)力場(chǎng)確定模具的增材修復(fù)層［21-23］，進(jìn)而對(duì)熱鍛模進(jìn)行修復(fù)，該方法應(yīng)用最為廣泛。值得注意的是，熱鍛模的溫度場(chǎng)與熱平衡態(tài)時(shí)的溫度場(chǎng)存在顯著差異［24］，而目前關(guān)于汽車(chē)半軸熱鍛模熱平衡態(tài)溫度場(chǎng)研究尚不多見(jiàn)。文中通過(guò)考察下模熱流通量趨于穩(wěn)態(tài)的形式，判斷熱鍛模溫度場(chǎng)進(jìn)入熱平衡狀態(tài)?？紤]到熱鍛模在成形階段承受交變載荷，熱鍛模在高溫下的許用疲勞強(qiáng)度與溫度緊密相關(guān)，因此必須考慮溫度場(chǎng)的影響。H13鋼在540 ℃時(shí)的許用疲勞強(qiáng)度為510 MPa［25-26］，因此通過(guò)對(duì)比熱鍛模等效應(yīng)力場(chǎng)510 MPa以上區(qū)域和熱平衡態(tài)溫度場(chǎng)中540 ℃以上區(qū)域，發(fā)現(xiàn)以熱平衡態(tài)溫度場(chǎng)劃分的增材制造區(qū)域更為合理。導(dǎo)出增材制造區(qū)域的點(diǎn)云數(shù)據(jù)逆向建模，通過(guò)離線編程軟件對(duì)增材制造體進(jìn)行路徑規(guī)劃，并在焊接機(jī)器人上驗(yàn)證方案的可行性。

1 熱鍛模具數(shù)值分析

1.1 模具基本情況

某企業(yè)的汽車(chē)半軸熱鍛工藝采用中頻感應(yīng)爐將胚料加熱升溫至1100 ℃，對(duì)胚料進(jìn)行預(yù)鍛處理，采用擺碾模鍛成形，最后對(duì)鍛件打磨飛邊，獲得尺寸合格的零件。熱鍛模具的材料為AISI H13鋼，擺碾模鍛的壽命取決于下模，下模的主要失效形式是熱磨損，體現(xiàn)為模膛尺寸變大，鍛件尺寸差，鍛模壽命在1200件左右。文中以下模為研究對(duì)象，熱鍛模下模形狀及剖面尺寸如圖1～2所示。

1.2 熱鍛過(guò)程仿真模型預(yù)處理

為準(zhǔn)確模擬單次鍛造零件成形過(guò)程及其對(duì)模具的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)影響，建立汽車(chē)半軸擺碾過(guò)程的熱-力耦合數(shù)值分析模型（圖3）。采用HyperWorks進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模具單元為六面體，胚料單元為正四面體，將劃分后的網(wǎng)格模型導(dǎo)入DEFORM。下模和胚料的單元數(shù)為39 270和31 276，節(jié)點(diǎn)數(shù)為44 110和7 438，同時(shí)采用DEFORM自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)胚料嚴(yán)重畸變區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格重構(gòu)。

在模擬熱擺碾生產(chǎn)過(guò)程中，上模具偏置2°進(jìn)行合模、分模，單次熱鍛時(shí)間約為9 s。定義上模具繞Z軸以18 rad·s-1順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)為公轉(zhuǎn)，繞對(duì)稱(chēng)軸以17.98 rad·s-1逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)為自轉(zhuǎn)，下模以14.5 mm·s-1沿Z軸方向進(jìn)給。胚料的桿狀部位限制X軸、Y軸4個(gè)自由度和Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度，由下模帶動(dòng)進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，行程為132 mm。以1-1為剖切面（圖3a），模擬鍛造操作過(guò)程中不同熱鍛時(shí)間模具充填及接觸面擴(kuò)展情況如圖3b～e所示。

對(duì)有限元數(shù)值模擬的關(guān)鍵技術(shù)和邊界條件進(jìn)行設(shè)定。采用Archard磨損模型對(duì)模具的磨損量進(jìn)行計(jì)算［27-28］，計(jì)算公式為

[W=KPavbH-cdt] （1）

[K（T）=（29.29lnT-168.73）×10-6] （2）

式中：W為磨損深度；K為無(wú)量綱磨損系數(shù)；P為接觸壓力；v為相對(duì)速度；H為硬度；a、b、c為實(shí)驗(yàn)決定的無(wú)量綱系數(shù)，a取1，b取1，c取2；T為溫度，取674 ℃。模具材料為H13鋼、預(yù)鍛件材料為42CrMo，不同溫度下模具及胚料的物理參數(shù)如表1所示。在數(shù)值模擬中，胚料被視為塑性體，熱鍛模具為剛性體，不考慮其彈性變形及回彈對(duì)成品形狀和尺寸精度的影響。成形開(kāi)始階段，胚料和熱鍛模溫度均勻分布，模具預(yù)熱至250 ℃，胚料通過(guò)感應(yīng)爐加熱至1050 ℃。成形過(guò)程中，胚料和模具間相互傳遞熱量，同時(shí)向環(huán)境輻射熱量。擺碾過(guò)程中上模與胚料為不完全接觸，剪切摩擦系數(shù)為0.1，下模與胚料的剪切摩擦系數(shù)為0.3。

2 熱鍛模型有限元結(jié)果分析

2.1 模擬磨損分析

單次鍛造后的下模磨損情況如圖4所示，可以看出模擬磨損失效位置與實(shí)際失效位置大致吻合。在擺碾階段，由于中間圓臺(tái)的工作時(shí)間和接觸熱傳遞時(shí)間較長(zhǎng)，所以中間圓臺(tái)失效最嚴(yán)重（圖4a區(qū)域2）。胚料金屬在圖4a區(qū)域1位置切向和法向方向急速流動(dòng)，導(dǎo)致該區(qū)域磨損失效較嚴(yán)重。同時(shí)熱鍛模的表層在交變機(jī)械載荷與表面冷熱應(yīng)力的作用下局部磨損并產(chǎn)生裂紋。在實(shí)際生產(chǎn)中，上模以偏置2°的角度工作，由偏置2°合模到偏置2°分模，其頻率一致，每個(gè)工作循環(huán)分模和合模瞬間的相位角位置都相同。由于起始相位先接觸，下模對(duì)應(yīng)的起始部位磨損相對(duì)嚴(yán)重一些（圖4c），與圖3a中的實(shí)際磨損分布部位大致相符，圖4a區(qū)域1所在半模為實(shí)際起始相位角位置。

2.2 第1個(gè)工作循環(huán)后鍛模溫度場(chǎng)分析

在擺碾過(guò)程中，每個(gè)胚料成形過(guò)程用時(shí)約9 s，取換工件用時(shí)1.5 s，熱鍛模在空氣中熱傳約1.5 s，整個(gè)過(guò)程視為1個(gè)工作循環(huán)，共用時(shí)12 s。由于分模時(shí)熱鍛模所處工況最為嚴(yán)峻，選擇分模時(shí)的瞬時(shí)溫度場(chǎng)作為研究對(duì)象（圖5）。胚料成形過(guò)程中，熱鍛模與胚料的接觸面積緩慢增加，熱鍛模P1圓臺(tái)區(qū)域與胚料一直保持接觸，當(dāng)擺碾結(jié)束時(shí)，P1圓臺(tái)區(qū)域溫度上升至674 ℃，此時(shí)P2區(qū)域溫度為525 ℃，如圖6所示。當(dāng)擺碾進(jìn)行到90%階段時(shí)，胚料法蘭盤(pán)開(kāi)始成形，在1.5 s內(nèi)完成鍛造，金屬在P2區(qū)域切向和法向方向急速流動(dòng)，材料形變產(chǎn)生熱量，同時(shí)胚料高溫傳遞到模具表面，導(dǎo)致該區(qū)域溫度迅速升高。

2.3 連鍛溫度場(chǎng)、熱流通量分析

由圖6可知，第1次工作循環(huán)結(jié)束后，P1圓臺(tái)區(qū)域溫度最高，達(dá)到674 ℃，而H13鋼模具在600 ℃以上易發(fā)生疲勞失效［25］，因此將此區(qū)域作為研究對(duì)象更具代表性。鍛模整體熱流密度q為

[q=-λgradT=-λT1-T2d] （3）

式中：T1為P1圓臺(tái)區(qū)域最高溫度；T2為540 ℃等溫線溫度；d為T(mén)1、T2的垂直相對(duì)深度；λ為模具材料熱導(dǎo)率。熱鍛模整體熱流通量隨時(shí)間變化情況見(jiàn)圖7，工作循環(huán)次數(shù)增加，熱鍛模熱流通量減小，經(jīng)過(guò)20次（242 s）熱鍛成形后整體的熱流通量趨于穩(wěn)定。熱鍛模從胚料吸收的熱量基本上等于下模向周?chē)h(huán)境散發(fā)的熱量，表明熱鍛模已經(jīng)進(jìn)入熱平衡狀態(tài)，熱鍛模的等效溫度場(chǎng)、溫度梯度區(qū)間趨于穩(wěn)定，將此時(shí)的溫度場(chǎng)定義為熱平衡狀態(tài)的溫度場(chǎng)。通過(guò)MATLAB分別提取模擬文件第1、5、10、15、20、25、30個(gè)工作循環(huán)后的540 ℃等溫線，如圖8所示：第20次鍛造后熱鍛模的540 ℃等溫曲線趨于一致，熱鍛模整體的吸熱與放熱進(jìn)入熱平衡態(tài)。

由于熱鍛模是勻質(zhì)材料，結(jié)合式（3）可知，熱鍛模最大熱流通量q與[（T1-T2）/d]成正比，當(dāng)q、T1穩(wěn)定時(shí)，d趨于穩(wěn)定。H13鋼的溫度超過(guò)600 ℃時(shí)容易發(fā)生熱疲勞失效［25］，在540 ℃時(shí)H13鋼的許用疲勞強(qiáng)度為510 MPa［26］。由于擺碾模具在X軸、Y軸方向上受到循環(huán)載荷，為確保鍛模在運(yùn)行過(guò)程中的穩(wěn)定性和安全性，文中選擇540 ℃作為模具增材制造區(qū)域劃分的標(biāo)準(zhǔn)，通過(guò)比較等效應(yīng)力場(chǎng)510 MPa以上區(qū)域和熱平衡態(tài)溫度場(chǎng)中540 ℃以上的區(qū)域劃分熱鍛模增材制造區(qū)域。熱鍛模540 ℃等溫曲線作為增材制造區(qū)的劃分參考，得到連續(xù)29次工作循環(huán)后鍛件次數(shù)n與T1、d的關(guān)系曲線如圖9所示。通過(guò)回歸分析得到T1 與n的關(guān)系式為

[T1=0.007204n3-0.6095n2+16.84n+639.9] （4）

d 與n的關(guān)系式為

[d=0.001943n3-0.1502n2+3.438n+7.085] （5）

由式（4）可知，熱鍛模工作循環(huán)2次后，T1維持在650 ℃以上，鍛模表層溫度較高，P1區(qū)域磨損更嚴(yán)重。由式（5）可知，隨著n的增加，d趨近于28 mm。

2.4 模具應(yīng)力場(chǎng)分析

由于局部溫度差異引起的冷熱交變應(yīng)力影響和擺碾時(shí)在X軸、Y軸方向被施加的交變載荷，導(dǎo)致熱鍛模產(chǎn)生熱機(jī)械疲勞，同時(shí)，來(lái)自胚料的壓力、胚料與熱鍛模間的摩擦力構(gòu)成了熱鍛模的綜合應(yīng)力，如圖10a所示。實(shí)際擺碾成形后期，大部分胚料已經(jīng)充滿型腔，胚料流動(dòng)受熱鍛模Φ80 mm圓臺(tái)和熱鍛模壁邊角限制，型腔受到較大擠壓力。因此合模階段，這2個(gè)位置承受最大的應(yīng)力，容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，與熱鍛模模擬的等效應(yīng)力分布狀態(tài)大致相符。模具在Φ66 mm圓臺(tái)的工作接觸時(shí)間最長(zhǎng)，單次熱鍛時(shí)此處的最高溫度達(dá)到674 ℃，表面冷熱應(yīng)力變化最大，導(dǎo)致熱鍛模在該區(qū)域出現(xiàn)大量熱裂紋，H13鋼的性能?chē)?yán)重下降。在540 ℃下，熱鍛模許用疲勞強(qiáng)度為510 MPa，而應(yīng)力超過(guò)510 MPa的熱鍛模區(qū)域相對(duì)厚度約為26.3 mm，如圖10b所示。隨著鍛件次數(shù)的增加，d趨近于28 mm，因此將540 ℃等溫曲線作為劃分熱鍛模增材制造區(qū)的參考，將應(yīng)力高于510 MPa的疲勞應(yīng)力層去除。

2.5 增材制造層堆焊路徑規(guī)劃

熱鍛模進(jìn)入熱平衡態(tài)后，使用MATLAB提取工作循環(huán)20次后熱鍛模的540 ℃等溫曲面。將高于540 ℃的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)導(dǎo)入三維軟件，建立三維模型，如圖11a所示。用離線編程技術(shù)對(duì)增材制造層進(jìn)行多層多道焊接控制，針對(duì)復(fù)雜焊縫軌跡預(yù)先設(shè)定焊接參數(shù)。依據(jù)單道體式圖確定余寬11.34 mm、余高2.23 mm生成焊接路徑，控制焊接機(jī)械臂運(yùn)動(dòng)軌跡，實(shí)現(xiàn)增材制造層的多層多道路徑規(guī)劃，如圖11b所示。以某熱鍛模為例，單道沉積線寬度為11.34 mm、行距為4 mm、默認(rèn)層厚度為2.23 mm、層等高切面公差為0.01 mm，將參數(shù)導(dǎo)入軟件，生成機(jī)器代碼，部分代碼如下：

C0000=30.123，-21.386，34.300，0.0000，0.0000，-0.7105

C0001=30.123，-21.387，31.850，0.0000，0.0000，-0.7105

C0002=30.123，-21.387，0.010，0.0000，0.0000，-0.7105

C0003=23.723，-21.387，0.010，0.0000，0.0000，-0.7105

C0004=26.716，-17.498，0.010，0.0000，0.0000，-0.5787

C0005=32.542，-17.498，0.010，0.0000，0.0000，-0.5787

將機(jī)器代碼導(dǎo)入機(jī)器人窗口文件，成功控制6自由度的焊接機(jī)器人（MH06）沿規(guī)劃路徑運(yùn)行，機(jī)器人作業(yè)現(xiàn)場(chǎng)如圖12所示。

3 結(jié)論

通過(guò)比較仿真過(guò)程中單次工作循環(huán)后熱鍛模磨損區(qū)域與實(shí)際熱鍛模磨損區(qū)域，驗(yàn)證了模型的可靠性。取工作循環(huán)20次的模具溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，以熱平衡溫度場(chǎng)作為修復(fù)層的劃分標(biāo)準(zhǔn)，有效去除了超過(guò)510 MPa的疲勞應(yīng)力層。建立增材制造層數(shù)字模型，利用離線編程軟件生成堆焊路徑代碼并進(jìn)行驗(yàn)證，為模具增材制造提供了可行方案。

參考文獻(xiàn)：

［1］ "汪學(xué)陽(yáng). 熱鍛成形若干關(guān)鍵技術(shù)及多層金屬模具［D］. 武漢：武漢理工大學(xué)，2008.

［2］ "馮文成，姚萬(wàn)貴，蔣鵬，等. 基于MATLAB的擺輾機(jī)擺頭圓和直線成形軌跡仿真與分析［J］. 鍛壓技術(shù)，2015，40（2）：112-115.

［3］ "劉建波. 汽車(chē)半軸聚料擺輾成形工藝與實(shí)驗(yàn)研究［D］. 太原：太原科技大學(xué)，2012.

［4］ "李曉貞，蘇闊，李同杰，等. 汽車(chē)輪轂法蘭鍛造模具優(yōu)化分析［J］. 鍛壓技術(shù)，2022，47（7）：220-227.

［5］ "邵雨露. 汽車(chē)半軸擺動(dòng)碾壓技術(shù)研究［J］. 時(shí)代汽車(chē)，2021（12）：132-133.

［6］ "李和平，張蓬. EQ140半軸的熱擠壓擺輾成形新工藝［J］. 熱加工工藝，2008，37（13）：51-53.

［7］ "司宗青，孫桂榮. 汽車(chē)半軸臥式雙頭鐓鍛自動(dòng)化伺服數(shù)控鍛造生產(chǎn)線［J］. 鍛造與沖壓，2023（1）：28，30，32，34，36.

［8］ "張雷. 基于deform的汽車(chē)半軸擺動(dòng)碾壓工藝優(yōu)化［J］. 內(nèi)燃機(jī)與配件，2022（12）：44-46.

［9］ "司宗青. 汽車(chē)半軸自動(dòng)化伺服數(shù)控鍛造生產(chǎn)線［J］. 鍛造與沖壓，2022（7）：40-45.

［10］ "鐘流發(fā)，劉祚時(shí). 基于ANSYS的汽車(chē)半軸法蘭盤(pán)感應(yīng)淬火熱分析［J］. 熱加工工藝，2020，49（14）：114-118.

［11］ "林明芳，張洪欣，杜志岐，等. 汽車(chē)半軸疲勞壽命預(yù)測(cè)和可靠性設(shè)計(jì)［J］. 汽車(chē)工程，1991，13（4）：235-242.

［12］ "施淵吉，黎軍頑，吳曉春，等. 汽車(chē)法蘭盤(pán)熱鍛模具磨損失效的實(shí)驗(yàn)分析和數(shù)值研究［J］. 摩擦學(xué)學(xué)報(bào)，2016，36（2）：215-225.

［13］ "楊子帥，吳博雅，李奇穎，等. 汽車(chē)前軸成形模具磨損行為的實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究［J］. 鍛壓技術(shù)，2022，47（9）：188-195.

［14］ "龔小濤. 汽車(chē)半軸擺輾工藝設(shè)計(jì)及模具失效分析［J］. 熱加工工藝，2015，44（1）：159-160，164.

［15］ "陳荷，龔小濤. 汽車(chē)半軸熱擺輾成形凹模溫度場(chǎng)有限元分析［J］. 鍛壓技術(shù)，2015，40（9）：125-127.

［16］ "汪學(xué)陽(yáng)，王華君，王華昌，等. 熱鍛模具型腔表層溫度場(chǎng)分布及回火效應(yīng)的研究［J］. 熱加工工藝，2008，37（13）：46-50.

［17］ "肖瀚. 熱鍛模模膛表面層溫度梯度的仿真分析及影響因素的研究［D］. 武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

［18］ "彭毅. 基于FGM的熱鍛模設(shè)計(jì)與仿真分析［D］. 武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

［19］ "汪瀟. 熱鍛模模膛耐熱層的材料構(gòu)成工藝實(shí)驗(yàn)研究［D］. 武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

［20］ "徐俊杰. 熱鍛模模膛表層材料溫度分布的模擬研究［D］. 武漢：武漢理工大學(xué)，2010.

［21］ "劉元偉，亓翔，魏訓(xùn)青，等. 熱作模具的堆焊修復(fù)技術(shù)［J］. 精密成形工程，2016，8（3）：68-73，77.

［22］ "姜淑馨，李峰光. 層間溫度對(duì)H13鋼絲材電弧增材制造成形質(zhì)量的影響［J］. 精密成形工程，2022，14（6）：111-116.

［23］ "李峰光，曹宜發(fā)，郭睿，等. 基于回歸方法和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的電弧增材制造單道成形形貌預(yù)測(cè)［J］. 精密成形工程，2023，15（2）：171-179.

［24］ "付勁松，王華昌，金昊，等. 輪轂閉式熱鍛模溫度場(chǎng)仿真分析［J］. 熱加工工藝，2008，37（21）：74-76.

［25］ "夏鵬成，陳蘊(yùn)博，葛學(xué)元，等. 熱作模具鋼熱疲勞性能的研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)［J］. 金屬熱處理，2008，33（12）：1-6.

［26］ "劉鳴放，劉勝新. 金屬材料力學(xué)性能手冊(cè)［M］. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011.

［27］ "Lee R S，Jou J L. Application of Numerical Simulation for Wear Analysis of Warm Forging Die［J］. Journal of Materials Processing Technology，2003（1/2/3）：43-48.

［28］ "Lambert M，Surhone，Miriam T，et al. Archard-Equation［M］. Mauritius：Betascript Publishing，2010.