某型號十字軸精密成形工藝分析

王久林，薛世博，徐杰，趙賓，趙俊然

（1.合肥工業大學材料科學與工程學院，合肥 230009;2.合肥工業大學附屬中學，合肥 230009）

十字軸又稱十字節或萬向接頭，是汽車萬向節系統中傳遞動力的關鍵零件之一，性能要求高，規格品種多，需求量大，屬于典型的枝杈類鍛件，成形困難［1—2］。傳統加工方法主要有模鍛、胎模鍛等工藝，存在工序繁多，鍛件質量差，飛邊金屬損耗大，材料利用率低等缺點［3—4］。

十字軸的形狀結構特點決定了其不宜采用開式模鍛工藝成形，近幾十年，隨著徑向擠壓技術的不斷發展，逐步形成了閉塞式鍛造的一種新型精密成形技術，該工藝結合了可分凹模技術取件方便和徑向擠壓技術擠壓比大、成形壓力高的優點［5］，在生產十字軸等帶枝杈類零件方面表現出顯著優勢，所得鍛件正交性好、尺寸精度高，產品性能好［6—10］。在成形溫度方面，若采用熱擠壓，鍛件氧化、脫碳嚴重，影響成形質量［11—12］;采用冷擠壓成形載荷高，模具壽命低［13］。而溫擠壓由于成形溫度介于兩者之間，所需成形力小，可成形形狀較復雜的零件;并且鍛件的氧化、脫碳顯著減輕，易于保證鍛件表面質量，尺寸精度高［14］。

綜合考慮成形力、模具壽命和鍛件質量等多方面因素，文中將借助DEFORM-3D有限元軟件對十字軸的閉塞式單向溫擠壓工藝進行數值模擬分析，并在現有設備的基礎上，開展相關實驗驗證，以驗證工藝方案的可行性。

1 成形原理

閉塞式模鍛成形原理如圖1所示。分模面確定在十字軸水平投影最大輪廓面，上模的中心孔為擠壓筒。模鍛時，首先上下模合模形成擠壓型腔，將圓形坯料垂直放入擠壓筒，進而沖頭下行擠壓金屬充填型腔，完成十字軸鍛件的成形。從圖1中還可知:閉塞式模鍛的工藝特點決定了成形過程中必須對上下模施加足夠的合模力，以抵消型腔內壓的張模作用，且型腔內壓在金屬填充圓角和飛邊的最后階段達到最大值，此時鍛件水平截面積也最大，因而所需張模力往往高于成形力?？梢?，閉塞式模鍛過程中必須提供足夠的合模力，以保證型腔始終閉合。

圖1 閉塞式模鍛原理Fig.1 The principle of closed die forging

2 十字軸有限元模型

十字軸的閉塞式模鍛有限元模型如圖2所示，為降低工作量，節省運算時間，結合零件的結構對稱性，取1/2模型展開有限元分析，鍛件體積為128 125 mm3，由體積不變原理得坯料尺寸為φ50.5 mm×64 mm。模型中，坯料定義為變形體，材料20CrMnTi，溫度850℃，網格數量為100 000;模具為剛性體，溫度250℃;鍛件與模具間換熱系數為11，沖頭下行速度為10 mm/s，環境溫度為25℃，采用剪切摩擦模型:

式中:τf為摩擦應力;m為摩擦因子（0≤m≤1），取m=0.12;k為剪切屈服極限為平均應力。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

3 模擬結果分析

3.1 成形過程分析

圖3為鍛件成形過程，由圖3可知，隨著沖頭下行，金屬首先充填型腔中部球體部位，該階段主要為鐓粗變形（如圖3a所示）;接著金屬接觸到4個水平枝杈腔口，開始進入枝杈型腔，在鍛件底部各枝杈中心出現溝槽（如圖3b所示）;直至成形終了時，枝杈充填完整，鍛件各處均與模具型腔完全接觸，不存在金屬充不滿、折疊現象（如圖3c所示）。

圖3 成形過程Fig.3 Forming process

3.2 等效應力分析

鍛件等效應力分布如圖4所示，由圖4a可知:成形過程中鍛件應力呈環形對稱分布，金屬進入枝杈前，最大應力主要集中在沖頭和下模的凸臺位置;而位于擠壓筒內的中心金屬應力值接近于0，與型腔接觸的表層金屬由于摩擦的作用始終受到一定應力作用。金屬開始進入枝杈后（如圖4b所示），應力最大值出現在底部，且在上凹模圓角和兩枝杈夾角處存在應力集中，最大應力達到418 MPa，容易磨損，這是由于該處金屬流動交叉，變形困難。當金屬進入枝杈穩定流動時（如圖4c所示），鍛件中心應力集中性高，上凹模圓角處金屬的應力值最大，而枝杈內最前端金屬應力值很小，接近于0。

3.3 等效應變分析

鍛件等效應變分布如圖5所示。由圖5可知，成形初期，擠壓筒內金屬受模具限制，幾乎不變形，變形主要發生在沖頭和下凹模球體部位的凹槽附近，而且在凹模凸臺部位金屬變形量最大，應變集中性高;金屬開始流入枝杈后，在枝杈入口處變形量大且金屬流動界面減小，流動十分困難;進入枝杈穩定流動后，最前端金屬應變值接近于0，基本不參與變形，近似剛性平移過程。

圖4 等效應力分布Fig.4 Equivalent stress distribution

圖5 等效應變分布Fig.5 Equivalent strain distribution

3.4 速度場分析

圖6為金屬流動速度場。由圖6a可知，金屬進入4個枝杈型腔的入口處速度不均勻（軸向切面），存在明顯的速度梯度，底部金屬流動速度快，這種速度不均勻分布造成枝杈前端金屬端面呈斜面。這是由于在上模圓角處，垂直向下流動的金屬轉而水平流入枝杈時，速度損失較大，加之摩擦力的作用，促使金屬端面呈斜面且發生輕微上翹。由圖6b可知，鍛件底部中心和兩枝杈夾角處存在死區，金屬流動非常困難，該部分幾乎不參與變形，且表層金屬與模具之間還有摩擦力作用，導致枝杈入口處金屬流動速度不均勻（底面），中心金屬流動速度快，沿徑向逐漸減小。金屬的這種速度梯度，促使成形過程中鍛件底部各枝杈中心出現流動溝槽。

圖6 流動速度分布Fig.6 Velocity profile

3.5 溫度場分析

圖7為成形過程中鍛件溫度場分布，坯料初始溫度為850℃，模具溫度為250℃。由圖7可知，成形過程中，由于模具溫度低，與模具接觸的表層金屬溫降多，直至成形終了與上沖頭表面接觸金屬接近于模具溫度;而鍛件中心金屬受模具溫降小，且受成形熱的影響，溫度略有升高，最高溫度為874℃。

圖7 溫度場分布Fig.7 Temperature field distribution

3.6 成形載荷分析

載荷-行程曲線如圖8所示，由圖8可知，成形過程可分為3個階段，第①階段:金屬進入4個枝杈前，變形以鐓粗變形為主，所需成形力較小;第②階段:金屬進入4個枝杈，流動非常困難，成形力迅速增大，變形進入穩定流動，成形曲線趨于平緩;第①②階段由于擠壓筒表面與金屬間的摩擦力促使上模壓緊下模，且金屬流動順暢，型腔內壓小，因此這2個階段合模力都很小。第③階段即金屬充填枝杈前端圓角和飛邊的最后階段:此時最前端金屬到達枝杈型腔底部，流動阻力大且行程遠，金屬溫降多，流動十分困難，內壓急劇增大，成形力和張模力均快速升高，成形結束時成形力為346 t，而張模力超過成形力，達到480 t。

圖8 載荷-行程曲線Fig.8 Load-stroke curve

4 實驗研究

為驗證數值模擬結果的可靠性以及該方案的可行性，結合現有1000 t液壓機可提供高達500 t的頂出壓力，實際模具設計時采用相對運動的思想，即合模力（約480 t）由液壓機滑塊提供，成形力（約346 t）由頂出缸提供，成形原理及實驗裝置如圖9所示，圖中彈簧的作用是保證下凹模的回程復位。由圖9可知，滑塊壓力包括合模力F合、彈簧力F彈、變形所需力F沖三部分，忽略彈簧力，則:

圖9 實驗裝置Fig.9 Experimental device

實驗中坯料溫度為850℃，模具溫度為250℃，為降低摩擦力的影響，采用機油與石墨的混合物對模具表面進行潤滑，實驗過程如圖10所示。由圖10可知:實驗結果與模擬結果相吻合，在鍛件底部存在流動溝槽，枝杈前端呈斜面，但這些擠壓缺陷經過微量機加工即可去除;而且直至成形終了鍛件充填完整，不存在金屬折疊和充不滿現象，成形效果較好，相比傳統成形工藝材料利用率顯著提高。

圖10 實驗結果Fig.10 Experimental result

5 結論

采用數值模擬和物理實驗相結合的方法，對十字軸的閉塞式單向溫擠壓工藝展開了研究，對成形過程中的等效應力應變場、速度場、溫度場及成形載荷等進行了詳細分析，完善了該工藝的理論基礎，為生產實踐提供了參考和指導。在現有設備基礎上進行了實驗驗證，成功完成了十字軸樣件的試制，實驗結果與模擬結果相吻合，成形效果較好，驗證了該工藝成形十字軸的可行性。

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