內(nèi)外齒形件旋壓成形時圓角成形質量研究

吳敏輝，徐曉，夏琴香，程秀全

（1.華南理工大學，廣州 510640；2.廣州民航職業(yè)技術學院，廣州 510403）

內(nèi)外齒形件作為汽車離合器中的關鍵零部件，被廣泛應用于現(xiàn)代汽車領域中，隨著汽車輕量化要求的提高，其市場需求也日益增強[1]。汽車內(nèi)外齒形件是離合器必不可少的零配件，其形狀復雜、尺寸精度及性能要求高，市場需求量大。然而傳統(tǒng)的加工方式如切削、拉削或插削等工藝生產(chǎn)離合器轂等產(chǎn)品，在成形內(nèi)外齒時存在加工效率低和加工成本高等缺點，不利于進一步擴大此類產(chǎn)品的生產(chǎn)。近年來國外各大汽車零部件廠商紛紛嘗試以金屬板體積成形的方式制造該零件，并取得了較好的經(jīng)濟效益[2—3]，但是相關的技術研究為國外公司所保密，國內(nèi)由于前期積累較少而鮮有報道，技術能力尚不成熟，嚴重阻礙了我國自主研發(fā)內(nèi)外齒形件成形技術的發(fā)展[4]。

內(nèi)外齒形件屬于回轉類零件，目前常用的生產(chǎn)工藝主要有兩類：一類是整體塑性變形，即一次性完成所有齒的成形，如沖壓和擠壓等。如厙軍威等[5]基于成形試驗和數(shù)值模擬研究了DSG 雙離合轂的復合沖擠工藝，結果表明采用整體模自上而下成形內(nèi)外齒的工藝方案最佳，且可保證側壁壁厚減薄率最低；張益雷等[6]基于BP 神經(jīng)網(wǎng)絡對沖擠成形內(nèi)外齒的工藝參數(shù)進行優(yōu)化，結果表明當坯料形狀截面為內(nèi)凹形時能有效減少成形時的摩擦阻力，使內(nèi)外齒形件的小圓角填充性能更好；Zhuang 等[7]基于成形試驗對復合拉深成形內(nèi)外齒工藝過程進行研究，結果表明成形初期設置模具臺階式進給可以獲得更優(yōu)的內(nèi)外齒形件表面質量；Sun 等[8]基于數(shù)值模擬研究了內(nèi)外齒形件擠壓成形工藝，結果表明采用兩次擠壓可獲得最佳的齒形填充效果。另一類是局部塑性變形，即通過局部塑性變形的累積完成整個齒形的加工，如有滾擠和旋壓。夏琴香等[9]基于數(shù)值模擬研究了內(nèi)齒旋壓成形原理，結果表明，在壁厚減薄、旋壓力不足或材料變形性差的情況下，齒高沿軸向方向分布不均。Lee 等[10]基于設計開發(fā)了一種滾擠成形模具，結果表明復雜滾擠成形內(nèi)外齒具有可行性。Dae-Hoon 等[11]基于試驗研究方法對內(nèi)外齒形件滾擠成形進行了研究，結果表明第二道次和第三道次中模具和材料的間隙值分別取0.1 mm 和0.05 mm 時可獲得最佳成形質量。徐文臣等[12]基于試驗研究了多道次錯距旋壓工藝成形內(nèi)齒轂件，結果表明第一道次拉深旋壓成形的預成形件有助于第二道次內(nèi)齒腔的充填，并有效解決內(nèi)齒齒高不足和周向裂紋兩種典型缺陷。雖然整體塑性變形成形設備簡單，但是對工藝設計要求較高，且所需設備的功率較大，不利于低耗節(jié)能的發(fā)展趨勢[13]。采用局部塑性成形方法可有效降低設備所需功率和工藝設計難度，主要有滾擠及旋壓成形方法；滾擠工藝的模具結構復雜，設計難度大，且成形效率低不利于產(chǎn)品的大批量生產(chǎn)。采用旋壓方法成形內(nèi)外齒時，在成形時屬于局部塑性成形，有利于提高制件的力學性能，且由于旋輪和預制坯的接觸面積小，所以對于設備的功率和壓力要求較小。文中以某內(nèi)外齒形件為對象，利用有限元軟件DEFORM-3D 對內(nèi)外齒旋壓成形進行模擬，研究成形過程中材料的流動及應變分布，獲得成形時材料流動的規(guī)律；設計正交試驗，以飽和度Sr為評判指標，以預制坯壁厚（t0）、預制坯內(nèi)徑（d）、芯模與預制坯之間摩擦因數(shù)（f1）和旋輪與預制坯之間摩擦因數(shù)（f2）為試驗因素，分析4 種因素對內(nèi)外齒形件成形質量的影響規(guī)律，并獲得最佳的成形參數(shù)組合，為離合器轂成形提供理論參考。

1 內(nèi)外齒形件旋壓成形工藝

1.1 工藝方案

某離合器轂內(nèi)外齒形件結構如圖1 所示，屬于回轉對稱形件，共有36 組內(nèi)外齒，材料為SAPH440。總高H0=37 mm，齒形面軸向高度H1=26 mm，外齒齒頂圓直徑Dao=157.0 mm，外齒齒根圓直徑Dfo=151.4 mm，內(nèi)齒齒頂圓直徑Dai=153.0 mm，內(nèi)齒齒根圓直徑Dfi=148.0 mm，外齒壁厚ta=2.0 mm，內(nèi)齒壁厚tf=1.7 mm，側壁壁厚ts=1.7 mm，齒形角α=60°，內(nèi)齒齒根過渡圓角半徑為2 mm。

圖1 產(chǎn)品二維圖Fig.1 2D diagram of product

離合器外轂旋壓成形工藝原理如圖2 所示。通過尾頂將預制坯固定于芯模上端面，芯模安裝在主軸1上，由電機控制主軸1 帶動芯模和預制坯一起旋轉。旋輪安裝在主軸2 上，由主軸2 帶動旋輪旋轉，另外主軸2 還可以進行徑向運動，使旋輪可以完成水平方向的進給。

1.2 評價指標

內(nèi)外齒旋壓作為一種特殊的塑性成形方法，目前還沒有完善的質量評價標準，文中采用飽和度Sr作為內(nèi)外齒零件圓角成形質量的評價指標[4]，如圖3 所示，其計算式為：

圖2 內(nèi)外齒形件旋壓工藝原理Fig.2 Schematic diagram of the spinning process of the inner and outer toothed parts

圖3 內(nèi)外齒飽和度示意圖Fig.3 Schematic diagram of inner and outer teeth saturation

式中：St為內(nèi)外齒成形件軸向截面中內(nèi)齒齒根過渡圓角處未填充的面積；S為軸截面理想齒廓的面積。Sr越大，則表示內(nèi)外齒形件內(nèi)齒根過渡圓角處飽和度越高，未被填充的區(qū)域越少，成形質量也越好；而越小則表示成形質量越差。

內(nèi)外齒旋壓成形后，設距離內(nèi)外齒成形件杯底的軸向距離為L如圖4 所示，分別選取L為10，15，20，25，30 mm 的橫截面，如圖5 所示，左側表示旋輪，右側表示芯模，成形件與芯模沒有完全貼合的空白區(qū)域即為未填充區(qū)域。對材料未填充部位的空白區(qū)域進行測量，然后按式（1）進行計算，即可得到在不同參數(shù)下內(nèi)外齒形件的內(nèi)齒過渡圓角的飽和度，間接反映出成形時材料的填充效果和產(chǎn)品的成形質量。

圖4 軸向高度示意圖Fig.4 Diagram of axial height

圖5 不同軸向高度的截面Fig.5 Sections with different axial heights

1.3 正交試驗設計

內(nèi)外齒形件旋壓成形過程中，t0，d，f1，f2是影響產(chǎn)品成形質量的重要因素。若單獨改變某個變量進行單因素試驗分析，模擬所需時間成本太高，且不能兼顧不同參數(shù)間對成形的影響程度，為了提高試驗的效率，找到最佳的參數(shù)組合，文中采用正交試驗。為研究這4 個因素對成形質量和旋壓力的影響，設計了如表1 所示的四因素五水平正交試驗因素表[14]。

由內(nèi)外齒成形件的尺寸可知，ta是3 個壁厚中最大的，其值比tf和ts大，因此在設計預制坯壁厚時應取t0最小值為2.0 mm，按實際生產(chǎn)經(jīng)驗設計t0的其他水平為2.1，2.2，2.3，2.4 mm；同理，由于內(nèi)外齒成形件內(nèi)齒齒頂圓Dai為153.0 mm，所以設計預制坯內(nèi)徑時d的最小值取153.0 mm，按實際生產(chǎn)經(jīng)驗設計d的其他水平為153.1，153.2，153.3，153.4 mm。在設計摩擦因數(shù)f1和f2時，根據(jù)鋼與鋼之間的摩擦因數(shù)，模擬時采用0.06～0.14 作為正交試驗的水平繼續(xù)分析[15]。

表1 因素水平表Tab.1 Factor level

2 有限元模型的構建

2.1 有限元模型

采用DEFORM-3D 軟件建立有限元模型，如圖6所示。為了減低模型復雜度，提高整體的計算效率，對有限元模型進行了以下簡化：①芯模、旋輪為剛體，預制坯為彈塑性體，忽略芯模和旋輪在旋壓成形中的彈性變形；② 芯模端面直徑Φ150 mm 內(nèi)的材料在旋壓過程中僅作為尾頂壓緊預制坯的作用，此部分不發(fā)生塑性變形，因此在有限元模型中去除中心直徑為Φ130 mm 的材料，忽略該部分材料對成形過程的影響；③實際試驗中，預制坯通過尾頂固定在芯模上端面，在有限元模型中簡化為對預制坯上表面尾頂作用范圍內(nèi)（直徑Φ130 mm）的材料施加均勻壓力，忽略尾頂?shù)慕＃虎?實際試驗中，預制坯、芯模和旋輪三者之間的相對運動比較復雜，一方面，預制坯和芯模在主軸的帶動下做旋轉運動，另一方面，旋輪除了旋轉運動外，還有沿著徑向的進給運動。在建立有限元模型時采用相對運動方式建模，即假定預制坯和芯模固定不動，旋輪的運動為自轉、繞著芯模公轉和沿著預制坯徑向直線運動。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.2 網(wǎng)格劃分

借助DEFORM-3D 網(wǎng)格自動劃分功能，所采用的單元類型是經(jīng)過特殊處理的四面體網(wǎng)格，容易實現(xiàn)網(wǎng)格的自動劃分[16]。網(wǎng)格大小的選取以保證精度、盡量降低運算為原則，同時又能準確反映零件的各個細微特征，因此采用四節(jié)點四邊形單元對預制坯進行網(wǎng)格劃分，預制坯劃分為41 277 個節(jié)點，184 277 個單元，網(wǎng)格數(shù)量為30 萬，最大網(wǎng)格尺寸為0.6 mm，最小網(wǎng)格尺寸為0.2 mm。預制坯材料為SAPH440，通過單軸拉伸試驗獲得其常溫力學性能參數(shù)為彈性模量為197 GPa，抗拉強度為340 MPa，屈服強度為554 MPa，伸長率為15%，其真實應力應變曲線見圖7。預制坯采用材料模型為彈塑性模型，忽略應變速率和溫度對材料性能的影響。

圖7 真應力-應變曲線Fig.7 Real stress-strain curve

2.3 運動設置

有限元模型的運動設置是影響內(nèi)外齒成形的關鍵因素，定義旋輪進給速度vf沿著x軸正向進給，取值為110 mm/min；另外，芯模齒數(shù)和旋輪齒數(shù)分別為36 和40；芯模轉速nm，即旋輪繞芯模中心軸公轉速度為150 r/min，而旋輪自轉速度可根據(jù)齒數(shù)比計算得135 r/min。

3 結果與分析

3.1 計算結果分析

圖8 為在nm=150 r/min，vf=110 mm/min 的工藝參數(shù)下，成形件的應變云圖在徑向、切向和軸向的分布狀況，其中截面圖為成形件距離口部20 mm 處。

圖8 應變分布云圖Fig.8 Cloud diagram of strain distribution

由圖8a—b 可見，工件徑向應變分布較為規(guī)則，在同一高度截面內(nèi)，外齒頂和內(nèi)齒頂部分為負應變，導致材料減薄；而在左右側壁包括內(nèi)外齒的圓弧過渡部分為正應變，導致材料增厚，反映了內(nèi)外齒在旋壓過程中金屬由齒頂向兩側側壁流動的規(guī)律。圖8a 還表明，工件的成齒部位各部分材料應變分布均勻，但是工件底部應變?yōu)樽钚≈担梢娫诘撞孔冃螀^(qū)處為材料減薄最嚴重的區(qū)域。

由圖8c—d 可見，工件切向應變分布相對復雜。在同一高度截面內(nèi)，外齒頂和內(nèi)齒頂區(qū)域為正應變，表示材料被拉長；兩側側壁為負應變，表示材料從齒頂部位流入兩側側壁時有壓縮。

由圖8e—f 可見，工件軸向應變由口部至底部呈現(xiàn)增大趨勢，負應變最大值集中分布在工件底部。這是由于材料在旋輪的作用下產(chǎn)生擠壓而發(fā)生軸向流動。而在內(nèi)外齒成形面中，預制坯的內(nèi)壁與芯模接觸，外壁與旋輪接觸，在摩擦阻力的影響下阻礙了材料的流動而出現(xiàn)局部負應變；在外壁底部位置，由于材料處于自由流動狀態(tài)所以正應變達到最大，材料向上流動最終形成飛邊。

3.2 正交試驗分析

獲得的25 組試驗中圓角填充不飽滿處的面積數(shù)據(jù)，如表2 所示。

表2 L25(54)正交試驗表Tab.2 L25(54) orthogonal test

表3 試驗結果因素水平極差分析Tab.3 Range analysis of test result factor level

圖9 影響規(guī)律Fig.9 Diagram of influence law

4 試驗驗證

為了驗證模擬結果的可靠性，設計了內(nèi)外齒旋壓成形工裝模具，并且利用相關旋壓設備進行了多組旋壓試驗，最終獲得的內(nèi)外齒旋壓件如圖10 所示，對產(chǎn)品的不同軸向高度的內(nèi)齒壁厚和外齒壁厚進行測量，模擬值與試驗值結果如圖11 所示。結果表明，外齒壁厚的最大相對誤差為1.90%，內(nèi)齒壁厚的最大相對誤差為1.77%，試驗值與模擬值的結果吻合較好，驗證了采用DEFORM-3D 模擬旋壓成形內(nèi)外齒有限元模型的可行性和最優(yōu)方案的可靠性。

圖10 試驗產(chǎn)品Fig.10 Diagram of test products

圖11 模擬結果與試驗結果對比Fig.11 Comparison between simulation results and test results

5 結論

1）內(nèi)外齒形件旋壓成形時，工件徑向的內(nèi)外齒頂處產(chǎn)生負應變而減薄；工件切向產(chǎn)生正應變而拉伸；軸向產(chǎn)生正應變并集中在工件底部而產(chǎn)生飛邊。

2）針對內(nèi)齒圓角填充效果，4 個工藝參數(shù)對其影響程度為：預制坯壁厚t0（因素A）＞預制坯內(nèi)徑d（因素B）＞芯模與預制坯間的摩擦因數(shù)f1（因素C）＞旋輪與預制坯間的摩擦因數(shù)f2（因素D）。

3）通過對25 組試驗結果進行數(shù)據(jù)處理分析后，找出了最優(yōu)方案為A5B3C1D1（即預制坯壁厚2.4 mm、預制坯內(nèi)徑153.2 mm）、芯模與預制坯間的摩擦因數(shù)為0.06、旋輪與預制坯間的摩擦因數(shù)為0.06），獲得了最大的飽和度，為有限元模擬和實際內(nèi)外齒形件生產(chǎn)時提供指導。

4）將最優(yōu)方案用于實際生產(chǎn)中進行驗證，實驗所得產(chǎn)品的外齒壁厚與內(nèi)齒壁厚的最大相對誤差分別為1.90%和1.77%，與模擬結果吻合，驗證了有限元模型的可靠性以及工藝方案的可行性。