發動機多楔皮帶輪旋壓工藝的研究*

翁劍成

(龍巖學院 物理與機電工程學院，福建 龍巖 364012)

0 引 言

眾所周知，旋壓加工技術是一種包含材料非線性、幾何非線性和邊界條件非線性的，連續局部塑性成型的先進無切削加工方法，具有生產效率高、原材料消耗少、成型速度快、加工范圍廣、總變形抗力小，能有效改善金屬的力學性能和組織等優點，因而廣泛應用于金屬的精密加工技術領域[1]。

多楔皮帶輪作為機械通用傳動零件,目前，其成型方法已經從傳統的低效、低精度的鑄造、鍛造加工和機加工，向高效、高材料利用率的旋壓加工方向發展。

當前，國內外學者對旋壓成型技術開展了相關工作。WONG C等[2-3]對旋壓工藝進行了定義，并采用實驗法研究了旋輪幾何結構和進給率對成型載荷和材料流動的影響;MUSIC O等[4]對整個旋壓工藝，包括普通旋壓、強力旋壓以及特種旋壓的研究現狀進行了整體綜述。目前，國內的研究主要集中在結構簡單的平帶、杯型、筒型等零件旋壓工藝和多楔帶少道次旋壓分析方面。文獻[5]采用單個平旋輪,對寬平帶旋壓成形工藝進行了研究；文獻[6]主要研究了多楔帶旋壓成形缺陷以及金屬的流動規律等，但其對多楔帶槽采用的是單道次單個旋輪的工序旋壓而成。而實際上，旋壓成型零件的表面質量和整體力學性能跟工藝的道次關系密切。

由于旋壓過程中毛坯材料會發生比較大的變形，這是一個復雜的非線性問題。

相對單道次旋壓工藝，多道次旋壓工藝更加復雜，本文將根據多楔皮帶輪結構特征，在沖壓成型的基礎上，采用4道旋壓工藝，實現多楔皮帶輪的齒槽成型，并通過實驗驗證方案的可行性。

1 旋壓塑性理論

在多楔皮帶輪旋壓過程中，材料同時發生彈性變形和塑性變形，但相對于塑性變形，材料的彈性變形量很小，因此，為了簡化金屬的旋壓過程,本文只對旋壓過程中的塑性變形進行分析。

剛塑性有限元法通過能量積分形式，把塑性偏微分方程組的求解問題，轉變為滿足幾何方程和力學邊界條件的泛函極值問題[7]。

對于金屬的塑性變形問題，需要考慮體積不可壓縮的條件[8]。本文采用拉格朗日乘子法，對體積不變條件進行處理；并將拉格朗日乘子λ引入能率泛函中，成為約束項，得到新泛函，即:

(1)

在所有滿足幾何方程和速度邊界條件的速度場vi中,要使式(1)取得駐值為vi的真實速度場[10]。式(1)的矩陣表達式為：

(2)

由式(2)可以看出：泛函∏為速度場和拉格朗日乘子λ的函數。由于泛函取駐值時的{v}為真實解,且λ為平均應力，可以根據這一條件求得速度場，再利用各塑性方程求出應變率場、應力場,并通過積分求得應變場、位移場等。

2 有限元模型的建立

2.1 材料模型

多楔皮帶輪使用AISI-1010材料。對于塑性大且應變非線性的旋壓成型過程，采用流動應力模型。常溫下，該材料的本構模型如下式所示：

(3)

該材料的主要力學性能如表1所示。

表1 AISI-1010材料力學性能參數

2.2 摩擦模型

金屬塑性成型數值模擬過程中，模具與毛坯表面常用的近似摩擦模型有：庫侖摩擦模型和剪切摩擦模型。

在多楔帶旋壓成型過程中，由于工具與毛坯頻繁地接觸與分離，在接觸區域可能存在速度分流或出現前滑、后滑現象，導致摩擦力的方向經常發生改變。針對這種情況，只有采用剪切摩擦模型，才能分析得到比較準確的結果。

剪切摩擦應力與材料等效應力關系如下式所示：

(4)

2.3 多楔皮帶輪旋壓模擬過程參數設置

本文借助三維軟件SolidWork，建立多楔皮帶輪毛坯、芯模、尾頂和4個旋輪的幾何裝配模型，如圖1所示。

圖1 幾何裝配模型

圖1中，裝配模型定位后，以STL格式保存，并導入Deform軟件。

在旋壓成型過程中，假設芯模、尾頂和旋輪為剛體，則只需對塑性體毛坯進行單元劃分。將毛坯與芯模間的摩擦因數設定為1，即毛坯與芯模無相對運動，毛坯與尾頂的摩擦因數在沖壓時設為0.12，在旋壓時設為1，毛坯和旋輪之間的摩擦因數設為0.12。

在實際多工步成型加工中，旋輪、芯模和毛坯三者之間運動比較復雜。毛坯和芯模在主軸的帶動下做旋轉運動，旋輪沿徑向進給，同時圍繞自身軸心旋轉。本文中在模擬時，采用相對運動原理,假設芯模、尾頂和毛坯固定不動，旋輪作徑向進給運動的同時，圍繞芯模主軸作周向旋轉運動。因此，限制毛坯孔內壁所有節點x、y、z方向上的運動，設速度為0，以保證在變形過程中孔壁金屬不會發生流動。

本文設置旋輪轉速為300 r/min，旋輪徑向進給速度為1 mm/s。

3 模擬實驗及結果分析

3.1 沖壓模擬實驗結果與分析

尾頂以1 mm/s的沖壓速度沖壓毛坯，形成皮帶輪內孔形狀和尺寸。

沖壓成型終了的等效應力云圖和等效應變云圖如圖2所示。

圖2 沖壓成型

從圖2中可以看出：沖頭與皮帶輪接觸部位的等效應力和塑性變形較大，變形區內應力應變分布較合理；在孔口局部產生的小毛刺可以在趕料成型階段去除。

3.2 趕料成型實驗模擬結果與分析

趕料成型階段主要由旋輪1和旋輪2完成。在旋輪1的作用下，皮帶輪毛坯徑向面產生趕料變形1，形成了楔形毛坯；在旋輪2作用下，皮帶輪毛坯徑向面產生趕料變形2，形成了柱形毛坯。

趕料成型階如圖3所示。

圖3 趕料成型實驗模擬結果

從圖3中可看出：(1)孔口的小毛刺去除干凈；(2)皮帶輪環形區域金屬流動比較厲害，在旋輪1凹槽中得到充分變形；(3)毛坯內孔面變形區內應變圓周分布較合理；(4)在該階段欲成型帶槽區域金屬得到進一步壓實，為終成型產品質量做好了準備；(5)旋輪2與柱形毛坯接觸位置的局部應力較大，達到870 MPa，相對于前一階段成型，應力有所下降，這是因為在同樣速度下，此階段旋輪2與毛坯的接觸面積較大；(6)毛坯內孔面塑性變形較大，變形區內應變圓周分布較合理。

在該成型階段，旋輪與皮帶輪接觸區域并未產生金屬堆積和波紋缺陷，說明該階段成型質量較理想，這為下一階段的成型奠定了良好基礎。

3.3 預成型模擬實驗結果與分析

柱狀坯料在多楔旋壓輪3作用下，形成了半成品皮帶輪毛坯，預成型模擬實驗結果如圖4所示。

圖4 預成型模擬實驗結果

從圖4中可以發現：(1)皮帶輪毛坯邊緣有小鋸齒形缺陷，這主要是因為柱形毛坯邊緣采用小直線邊離散，且旋壓模具無法做成全封閉，為實現邊緣圓弧的完全成型，需要對邊緣圓弧進行網格細劃，但會大大增加計算耗時；(2)旋輪3與毛坯接觸位置的局部應力較大，達到1 100 MPa；(3)毛坯整體變形較均勻。

由應力應變的時間歷程圖可知，這個階段旋壓成型是一個穩態變形的過程，在毛坯輪槽工作面上的應力值較大，而應變分布較均勻，變化幅度不大，整體成型效果良好，未出現因徑向失穩而產生的擴徑現象[11]。

3.4 終成型模擬實驗結果

皮帶輪毛坯在多楔旋壓輪4作用下，得到的最終零件和應力應變分布云圖如圖5所示。

從圖5可以看出：(1)三角形輪槽進一步加深，齒形分布均勻，齒寬和齒深的尺寸符合要求，成型過程中未產生折彎缺陷；皮帶輪毛坯邊緣及齒頂部分出現的小鋸齒形缺陷是因為毛坯邊緣及齒頂網格劃分時用一段段小的直線邊代替圓弧邊導致的，并不影響實際旋壓加工質量；(2)與前一階段的應力應變相比，該成型階段輪槽工作面應力集中較小，應變分布整體上較均勻，小局部較大，整體成型效果良好。

圖5 終成型

為了驗證方案有限元數值模擬結果的有效性，本文進行了4個旋輪模具試制，即基于文中工藝參數，對發動機多楔帶進行了沖壓和4道旋壓成型加工。

試制的旋輪裝配模型和旋壓加工后的零件如圖6所示。

圖6 旋壓成型實物圖

從圖6可以看出：工件的齒槽和齒狀填充飽滿，加工的工件外形尺寸與零件圖基本吻合，成型效果較好。

4 結束語

由于皮帶輪輪齒結構較復雜，為快速研究各種工藝方案的可行性，并及早發現成型過程中出現的缺陷，

本文首先采用有限元數值分析法，建立了多楔皮帶輪旋壓工藝的幾何模型和材料剛塑性本構模型，對提出的皮帶輪成型工藝方案進行了數值模擬，通過分析各道旋壓工序的實時動態應力應變狀態及成型缺陷，對多楔皮帶輪的成型質量進行了判斷。

通過模具試制和實際加工結果表明，本文所提出的多楔皮帶輪成型工藝方案是可行的，該結果為該方案進一步優化工藝參數奠定了基礎。