重型汽車推力桿球頭精密擠壓成形過程數值模擬

沈振杰，馮再新，王 劍

（中北大學 材料科學與工程學院，山西 太原 030051）

重型汽車推力桿機構是汽車懸架系統中的關鍵部件，用于承受汽車的縱向力、側向力和力矩，主要由球頭、球鉸和套管組成。目前球頭部分一般采用澆注工藝成形，鑄造生產的天然缺陷，使成形后球頭易產生松動、斷裂、壽命短等問題[1]。因此設計一種精密擠壓成形工藝，對改善球頭性能、提高球頭壽命有非常顯著作用。重型汽車某型號推力桿球頭結構截面形狀及尺寸如圖1所示。近年來，由于重型汽車往“重載化、輕量化”發展，對于重量輕、性能好，同時又不影響實際使用效果的汽車零件的需求越來越迫切[2]，所以研究合理的推力桿球頭精密擠壓工藝，優化模具結構，對于提高球頭質量具有重要意義。

圖1 推力桿球頭截面形狀和尺寸

推力桿球頭擠壓方式為正擠壓，坯料為退火態45鋼無縫鋼管，由于成形方式為單通道側向成形，因此為方便卸料，模具結構為分模鍛造。傳統正擠壓凸凹模間隙一般為0.02mm，既可起到?？趯蜃饔?，也可防止?？谀p，材料溢出[3]。而針對無縫鋼管單通道側向成形的擠壓方式，若采用傳統模具間隙，會導致金屬流動性不好，部分區域變形力過大，出現模具磨損過快等問題。因此需改變凸凹模間隙d，使其作為溢流口，對確保金屬流動性良好、減少變形力、保證模具壽命起到重要作用[4]。傳統模具圓角部位一般與成形后零件所需尺寸一致，可以起到減少后續機加工、降低成本的作用。而球頭側向成形時，為確保金屬塑性變形良好，減少折疊、褶皺的產生，達到所需成形效果，需要對?？趫A角r進行優化。?？趫A角過小，會導致金屬流動困難，圓角區域出現空隙、折疊等缺陷，側向成形困難，尺寸難以掌握；?？趫A角過大，會造成材料浪費，增加后續機加工成本[5]。

正擠壓使金屬發生單通道側向變形的方式是一個比較復雜的金屬流動過程[6]，難以用實驗的方法進行定量研究。在研究者對各種擠壓方式研究的過程中，往往忽視凸凹模尺寸間隙及?？诓课粓A角尺寸大小對成形效果的影響，因而兩者尺寸的設計主要依賴于經驗，需要反復修模，導致產品質量降低、成本提高[7]。因此，采用有限元數值模擬手段進行深入研究很有必要。

基于上述背景，本文旨在利用有限元數值模擬方法通過單一改變凸凹模間隙大小d和單一改變?？趫A角尺寸r兩種方式，模擬研究出兩者分別對推力桿球頭擠壓過程的影響規律，為優化模具結構提供理論基礎，綜合考慮擠壓力大小、成形效果、應力分布及?？谔幗饘倭魉俚纫蛩?，對凸凹模間隙大小及?？诓课粓A角尺寸進行優化設計。

1 推力桿球頭精密擠壓成形機理及有限元模型建立

1.1 推力桿球頭精密擠壓成形機理

圖1所示推力桿球頭，其坯料為外徑110mm、內徑90mm、高度120mm的退火態45鋼無縫鋼管。其精密擠壓成形原理如圖2所示，在感應爐中將坯料加熱至再結晶溫度以上1000～1100℃之間[8]，置于凹模，凸模以一定速度與坯料接觸后對坯料進行擠壓，當凸模與坯料接觸后再向下位移45mm，即可使坯料塑性變形基本完成，當凸模復位后，用頂桿將凹模與工件一起頂出，凹模沿分型面分開后，將工件取出，即可得到尺寸精度極高的推力桿球頭半成品件。

圖2 推力桿球頭精密擠壓成形過程原理

1.2 有限元模型建立

采用Deform－3D軟件以推力桿球頭精密擠壓成形過程為研究對象，在幾何建模、材料設定、邊界條件等關鍵問題解決后的基礎上，建立推力桿球頭精密擠壓成形過程的剛塑性有限元模型[9]。

圖3所示為推力桿球頭精密擠壓成形模具部分的凸凹模簡化結構，沿分型面成軸對稱。以凸凹模間隙尺寸d和?？趫A角r為研究對象，采用數值模擬與理論分析相結合的方法，通過改變兩者的尺寸結構，研究分析精密擠壓成形的影響規律。

根據表1所列各有限元參數建立幾何模型，如圖4所示，其中作為坯料的退火態45鋼無縫鋼管網格劃分為15000個四邊形單元，凸凹模材料為H13，模具剛度與坯料相比要大的多[10]，在精密擠壓過程中基本不發生變形，因此將模具定義為剛體。

通過分別改變凸凹模間隙尺寸、?？趫A角大小，來改變模具幾何模型，共分為兩大組、八小組進行有限元模擬，進行擠壓力、成形效果、零件精度等對比。為保證兩因素不相互影響，選取的凸凹模間隙大小分別為 0.02mm、2.5mm、5mm、7.5mm、10mm,此時?？趫A角為6mm不變；?？趫A角半徑分別為0mm、6mm、12mm、18mm，此時凸凹模間隙大小為0.02mm不變。

圖3 推力桿球頭模具結構

表1 有限元模型參數設置

圖4 推力桿球頭有限元幾何模型

坯料在感應加熱完成后，經過5s夾持至凹模，再經3s后坯料與沖頭接觸實現擠壓成形。坯料加持過程中只與空氣發生熱傳遞，和模具接觸后基本只與模具發生熱傳遞。坯料與空氣、模具間的熱傳遞系數分別為20和1000W/（m2·K）[11]。擠壓成形過程中采用水基石墨潤滑，當成形溫度在1000℃以上時，水基石墨的摩擦因數為0.3[12]。

2 模擬結果與討論

2.1 擠壓力

圖5 間隙大小不同時載荷－行程曲線

推力桿球頭精密擠壓成形時擠壓力的大小對于模具壽命、設備噸位選擇和生產效率有著十分重要的影響[13]，在保證成形效果的前提下，以選取最小擠壓力為準則[14]。圖5所示為不同凸凹模間隙大小時載荷——行程曲線。由圖5可以看出：①擠壓力的變化分為兩個階段，在行程為10mm前有顯著增長，10mm后變化趨于平穩。開始階段坯料在壓力作用下開始擠壓，此階段行程較短，擠壓力上升速度快；之后進入穩定擠壓階段，此階段隨著行程的增加擠壓力也隨之平穩地在一定范圍內變化。②隨著凸凹模間隙的增大，擠壓力的峰值及穩定擠出階段擠壓力不斷變小。這是因為金屬流動性隨著間隙的增大變得越來越好，從而降低了擠壓力。由此可得出，凸凹模間隙大小對擠壓力影響較大。

圖6所示為不同圓角尺寸時載荷—行程曲線。由圖6可以看出：①在行程為10mm前后擠壓力的變化依然分為兩個階段，第一個階段擠壓力上升快，隨后在第二階段趨于平穩。②隨著圓角尺寸的變大，在行程下擠壓力會變小，但擠壓力峰值相比較變化較小。這是因為圓角尺寸變大會改善金屬的流動性，可以降低擠壓力，但影響較弱。

圖6 圓角尺寸不同時載荷-行程曲線

2.2 成形效果及應力分布

凸凹模間隙及圓角尺寸的不同會影響坯料在擠壓過程中的成形效果及應力分布。應力分布越均勻得到的工件質量就越高,因此選取最佳模具參數應充分考慮成形效果與應力分布的好壞[15]。圖7、圖8分別為不同凸凹模間隙及圓角尺寸時的成形效果及應力分布云圖。

圖7 間隙對成形效果及應力分布云圖影響（a）2.5mm （b）5mm （c）7.5mm （d）10mm

圖8 圓角尺寸對成形效果及應力分布云圖影響（a）0mm （b）6mm （c）12mm （d）18mm

由圖7可見，隨著間隙的增大，金屬沿間隙處流出越來越多，成形效果越來越差；四種不同尺寸所對應的最大等效應力分別為238、188、203和187MPa，圖7a的最大應力明顯較高，而7b、c、d相差不大，等效應力分布變得更加不均勻。

由圖8可見，成形效果隨?？趫A角尺寸的變化影響不大，圖8a、b、c、d所對應的最大等效應力分別為 234、216、227、238MPa，圖 8b 的最大應力略低，其余變化不大，等效應力分布均勻且變化不大。

根據圖7、8得到的凸凹模間隙與?？趫A角尺寸對成形效果和應力分布的影響規律可以看出：成形效果受凸凹模間隙變化影響較大，受?？趫A角尺寸變化影響較??；等效應力最大值總體變化不大，應力分布隨著間隙增大而變得不均勻，受圓角尺寸影響不大。這是因為，間隙增大后，更多的金屬沿間隙流出，從而影響橫向成形的效果，但由于金屬流動性提高，使最大等效應力下降；?？趫A角變化后對金屬流動性影響不大，基本只對零件圓角尺寸有一定影響。

2.3 ?？谔幗饘倭魉倬鶆蛐?/h3>

推力桿球頭在側向成形時，金屬的流速如果不均勻，容易導致工件發生扭曲、折疊、側彎等缺陷，會嚴重影響工件質量及尺寸精度，因此，保證?？谔幐髻|點金屬流速的均衡，是擠壓工藝設計的基本原則之一[16]。故需合理針對凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸設計模具結構，調節金屬流速，提高?？谔幗饘倭魉倬鶆蛐?，進而提高型材質量和尺寸精度。為有效表示金屬塑性變形時的流動均勻程度，可以用?？谔幩俣葓鰳藴势頔S值來衡量[17]，計算公式如下：

式中：N——?？谔幑濣c數目；

ES值越小，說明?？谔幣髁辖饘倭鲃釉骄鶆?；ES值越大，金屬流動就越不均勻。圖9、10分別為不同間隙大小及圓角尺寸下?？谔幗饘倭魉俜讲?。由圖9可以看出，隨著間隙逐漸增大，?？谔幗饘倭魉俜讲頔S值先增大然后再減小，當間隙d>5mm時，方差減小，速度驟降。這是因為間隙增大到一定程度后，部分坯料從間隙處流出，使金屬流動路徑改變，從而影響?？谔幗饘倭鞒鰰r的速度均勻性。由圖10可以看出，?？谔幗饘倭魉俜讲頔S值隨?？趫A角增大而變化不大，這是因為?？趫A角的變化對金屬的流動路徑沒有較大的影響，因而在擠壓速度相同的情況下，?？谔幗饘倭鞒鏊俣炔粫艿教笞兓?。

圖9 間隙大小不同時?？谔幗饘偎俣葓鰳藴势?/p>

圖10 圓角尺寸不同時?？谔幗饘偎俣葓鰳藴势?/p>

2.4 推力桿球頭精密擠壓模優化

基于上述推力桿球頭在精密擠壓過程中對擠壓力、成形效果及等效應力分布、?？谔幗饘倥髁狭魉俚戎笜说挠绊懸幝?，對該規格擠壓模的凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸進行優化設計。優化過程如下：

（1）擠壓力：采用3MN液壓機進行生產，安全系數取1.08[18]，因此擠壓力的峰值應小于3/1.08≈2.78 MN，圖11、12分別為凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸對擠壓力峰值曲線。由圖可見，擠壓力峰值隨間隙及圓角的增大而減小，所以需控制間隙d>0.02mm，r>0mm才能保證擠壓力峰值小于2.78MN。由圖5、6可以看出，間隙及圓角尺寸越大，擠壓力峰值越小，因此選用較大的間隙和圓角，可降低擠壓力的作用。

圖11 不同間隙大小下擠壓力峰值

圖12 不同圓角尺寸下擠壓力峰值

（2）成形效果及等效應力分：由圖7可以看出，間隙大小對于成形效果及應力分布影響較大，為保證工件的質量，需控制間隙尺寸d<7.5mm，且越小越好；圓角尺寸對成形效果影響不大，等效應力最大值相比較后，以選取最小值為準，由圖8可以看出，圓角尺寸盡量在0～12mm內選取。

（3）金屬流速均勻性：由圖9可以看出，間隙大小的變化對于?？谔幗饘倭魉儆兄^大影響，ES值越小，金屬流速越均勻，越有利于提高工件精度和整體質量，因此間隙大小應在2.5mm～10mm之間選取。圖10中，圓角尺寸對?？谔幗饘倭魉儆绊戄^小，可按最佳化選取r=6mm。

綜合以上擠壓力、成形效果及等效應力分布、金屬流速等因素的分析結果?？傻玫酵屏U球頭精密擠壓模的凸凹模間隙大小及?？趫A角尺寸分別為d=2.5mm，r=6mm。

2.5 物理試驗驗證

圖13 推力桿球頭物理試驗

圖13為物理模擬試驗制備的一半尺寸大小的鉛試樣零件，尺寸d=1.25mm，r=3mm。試驗結果與模擬結果圖7a、8b相比較，單通道側向變形部位成形效果良好，?？趫A角部分表面光滑；金屬沿間隙流動方向與模擬基本一致。推力桿球頭的物理模擬試驗基本驗證了有限元數值模擬的正確與可靠性；比較真實地反應了球頭擠壓過程的變化情況，為生產試驗提供了理論基礎。

3 結論

（1）隨凸凹模間隙的增大，擠壓力峰值以及穩定階段擠壓力均減小，成形效果變差，等效應力分布及?？谔幗饘倭魉僭讲痪鶆?，沿間隙處流出金屬增多導致材料利用率降低。

（2）隨?？趫A角尺寸的增大，擠壓力峰值以及穩定階段擠壓力均減小，成形效果、等效應力分布及?？谔幗饘倭魉僮兓淮?，只在r=6mm處相對出現最佳效果。

（3）基于3MN液壓機，綜合考慮擠壓力、材料利用率、擠壓成形效果及管材尺寸精度等因素，以提高推力桿球頭整體質量為優化標準，獲得最優間隙及圓角參數為d=2.5mm、r=6mm。

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