成形规律（共6篇）
成形规律 篇1
0 引言
冷弯型钢是通过冷弯成形工艺获得的一种经济断面型材,具有高效、节能、截面经济合理、节省材料等优点,在汽车制造、交通运输、海洋工程、石油化工等领域得到广泛应用[1,2,3,4]。冷弯成形作为空心冷弯型钢的主要成形方式,成形机理比较复杂,终轧产品易出现断面形状畸变、边缘皱纹和局部偏扭等缺陷[5,6],严重制约其应用和使用功能的提升。
国内外学者针对冷弯成形,开展了许多以板材为坯料的各种型材成形技术理论、工艺控制和数值仿真等研究[7,8,9,10]。李茜等[11]研究了“直接成方”和“圆成方”两种成形工艺对冷弯方管残余应力及焊接微观组织的影响;Laila等[12]通过实验和有限元模拟对矩形管成形载荷进行了有效预测;Leu[13]利用有限元技术研究了矩形管挤压成形过程的径厚比、加工硬化和摩擦因数等工艺参数对管形倒塌的影响;Huang[14]通过研究冷弯成形的载荷分布和最终形状,确定了圆管轧制为方管而不倒塌的较高径厚比。上述文献主要是针对单机架和少数机架冷弯成形的轧制力、横截面变形、应力应变分布等的研究,对成形过程的缺陷成因未见详细论述,且冷弯成形过程的辊花设计仍然以经验设计为主。
为此,笔者根据金属圆管冷弯成形为矩形管的孔型轧制特点,基于拓扑映射原理,建立圆管坯与矩形管之间的形心映射数学模型,开展冷弯成形的辊花设计模型研究,通过轧制实验验证了设计模型的可靠性。在此基础上利用弹塑性有限元法,研究了冷弯成形的金属流动、纵向延伸以及残余应力分布。
1 形心映射模型
矩形管冷弯成形机组一般由集中传动的多个道次万能机架(每个机架配备二辊或四辊)构成,且每个道次的孔型形状各不相同,圆管坯经过多道次变形逐渐成为矩形管,图1为四辊与二辊混合孔形的矩形管成形过程示意图,4个轧辊包括2个水平放置的平辊(驱动辊)与2个垂直布置的立辊(非驱动辊)。金属圆管依次经历咬入、轧制、精成形3个阶段,管坯随着轧辊孔形轮廓的逐渐变化而变形,最终成为规格要求的矩形成品管。
在金属圆管变为矩形管的冷弯成形过程中,若圆管和矩形管对应部分保持线性拓扑投影关系,则可把成形过程看作是圆管坯横截面外轮廓到矩形管成品横截面外轮廓的映射,如图2所示。由拓扑学中同坯的定义和线性拓扑的投影关系,可知管坯横截面外轮廓与矩形管横截面外轮廓具有拓扑等价关系,将圆管坯的圆心和矩形管的形心重合,即可构建形心映射数学模型。
设F(x,y)、G(x,y)分别为圆周与双圆弧样本插值函数的函数表达式,由拓扑映射关系可知,对于G(x,y)的2n个圆弧端点P1、P2、…、P2n都可以在F(x,y)上找到与之对应的点A1、A2、…、A2n,记F1(x,y)、F2(x,y)、…、F2n(x,y)为函数F(x,y)上A1到A2n点之间圆弧对应的分段函数,G1(x,y)、G2(x,y)、…、G2n(x,y)为函数G(x,y)上P1到P2n点之间圆弧对应的分段函数。将图2中变形前后的两形心点重合,经过m道次实现最终成形,其中第j次变形函数为Gi,j(x,y)。
2 辊花设计模型
2.1 弧长变换
圆弧插值样本函数G(x,y)包含2n段圆弧,弧长分别为l1,0、l2,0、…、l2n,0,管坯变形前的2n段圆弧,弧长分别为l1,m、l2,m、…、l2n,m(m为变形道次数)。在圆弧样本插值函数上任取一段圆弧Gi(x,y),两端点为Pi,0(xi,0,yi,0)、Pi,0(xi+1,0,yi+1,0),圆弧的圆心角为θi,0,半径为ri,0;与之对应圆周上的圆弧Fi(x,y)两端点为Ai,m(xi,m,yi,m)、Ai+1,m(xi+1,m,yi+1,m),圆弧圆心角为θi,m,半径为r。
变形前管坯的弧长与插值样本函数的弧长对应关系为
式中,li,m为变形前管坯的每段弧长,mm;li,0为插值样本函数的每段圆弧弧长,mm;ki为分段修正系数。
则管坯的周长为
管坯的半径为
2.2 角度变换
变形前管坯的每段圆弧对应的初始圆心角为
则第j次变形函数Gi,j(x,y)对应圆弧的圆心角为
式中,θi,j-1为第j-1次变形对应圆弧的圆心角,(°);θi,0为插值样本函数每段圆弧对应的圆心角,(°);tj为第j次变形对应的变形量,j=1,2,…,m。
2.3 圆心坐标、起始角和终止角确定
圆弧对应的弦心距为
圆心的坐标为
式中,凸弧时取“+”,凹弧时取“-”。
圆弧对应的起始角度和终止角度为
式中,jist为第i段圆弧的起始角,(°);jied为第i段圆弧的终止角,(°);规定一二象限取“+”,三四象限取“-”。
由式(7)、式(8)可得每段圆弧对应的圆心坐标、起始角和终止角,从而得到孔形设计参数和整个变形过程的辊花图。
2.4 辊花设计
某矩形管产品的几何尺寸为长边180mm、短边100mm、壁厚8mm、圆角半径为22mm,金属钢管的管径为168mm、壁厚8mm,考虑到几何结构的对称性,取1/4进行研究,将矩形管的形心点和圆管坯形心点重合,建立二维坐标系,得到关键点P0、P1、P2、P3之间的弧长分别为68mm、34.6mm、28mm;P0、P1、P2、P3点坐标分别为(0,50)、(68,50)、(90,28)、(90,0),与之对应的圆弧上A0、A1、A2、A3点坐标分别为(0,85)、(62,58)、(80,28)、(85,0),修正系数取经验延伸系数值1.02,成形过程的参数分配如表1所示,得到辊花图(图3)。
3 冷弯成形轧制试验
为了验证上述矩形管辊花设计模型的可靠性,开展了矩形管冷弯成形轧制实验。金属圆管材料为20钢,工艺参数根据表1给定,共经过7道次成形,其中第一道次不参与变形。对轧后矩形管产品进行了多点实测,如图4所示,测量结果取平均值,得到产品尺寸,见表2。由表2可知各个尺寸偏差较小,完全满足国标GB/T 6728-2002的要求,可见按照前述设计模型进行矩形管冷弯成形轧制是可行的。
mm
4 冷弯成形仿真研究
4.1 有限元建模及验证
为进一步研究矩形管冷弯成形过程中金属流动的规律,利用弹塑性有限元法对该过程开展了模拟研究。根据上述冷弯成形工艺参数及矩形管轧制的特点,在有限元建模时进行1/4对称简化。对称边界条件由对称面上的节点速度确定,通过设置对称面节点的法线方向速度分量为零来定义对称边界条件。假定金属圆管壁厚均匀,采用八节点等参元来建立描述管坯的有限元网格,钢管厚度方向划分2个网格,圆周方向划分40个网格,有限元模型如图5所示。
有限元模拟后的仿真结果为:长度179.7mm,宽度101.76mm,弯角半径24.2mm,平均壁厚8.17mm,与表2中轧后矩形管实测尺寸相比,两者差别较小,说明有限元模型基本可靠。
4.2 壁厚分析
在圆管坯纵向的中部稳定段截取横断面,在横断面外层的不同部位选取节点,节点位置如图6所示,1号位置到20号位置对应矩形管的长边,21号位置到30号位置对应角部,31号位置到40号位置对应短边。从动辊对应冷弯成形的X方向,驱动辊对应冷弯成形的Y方向,轧制方向为Z方向。
图7所示为矩形管冷弯成形过程中,第一架到第七架的厚度分布规律,图中#1表示第一机架,#2表示第二机架,依此类推。由图7可知,在矩形管冷弯成形过程中,随着变形量的增大,壁厚逐渐增加,壁厚的上峰值逐渐向角部移动,第二道次出现2个上峰值,第三道次以后,角部及角部过渡区附近有3个上峰值形成。从长边经过角部到短边的壁厚变化为先增加再减小,在长边和角部的过渡区、短边和角部的过渡区出现2个下峰值。第7道次轧后,3个上峰值分别为8.32mm、8.31mm和8.16mm,下峰值分别为8.23mm和8.14mm,平均壁厚为8.17mm。
4.3 纵向延伸分析
管坯沿纵向(轧制方向)的延伸量分布可以反映矩形管成形过程中金属沿轧制方向的流动情况,图8所示为冷弯成形时矩形管横截面内外层延伸量分布。
由图8可以看出,随着压下量的增大,纵向上延伸逐渐增大,长边、角部和短边的纵向延伸差别也逐渐变大。管坯长边与短边的外层延伸量大于内层延伸量,会导致轧制后在长边和短边中心处出现“内翻”现象。从第一架到第四架,长边的“内翻”现象越来越明显,短边上的“内翻”现象不明显,在角部则出现了明显的“外翻”现象。22号节点到33号节点之间的区域,外层与内层的延伸量比较接近,即在角部和长宽边之间的过渡区存在“位移中性面”。图9所示为冷弯第七道次轧后的端部形状,可明显看到长边和短边的“内翻”和角部的“外翻”。
4.4 残余应力分析
图10为矩形管冷弯成形后的残余应力分布云图。可以看出,在外层上,长边和角部的过渡区残余应力较大,达到260MPa,角部的残余应力较小,只有15MPa左右。在内层上,短边中心处应力较大,达到300MP,角部、角部和短边过渡区的残余应力也较大,为275MPa左右。由于连续冷弯成形过程中金属在轧件尾部形成金属堆积,使得轧件尾部出现明显的残余应力集中现象,某些部位的残余应力达到320MPa。因此,由残余应力分布可知轧后矩形管的长边与角部、短边与角部的过渡区是开裂危险区。
5 结论
(1)基于拓扑映射理论,根据冷弯成形过程几何变形特性,建立了矩形管辊花设计的形心映射数学模型,获得了冷弯成形的工艺参数,并进行了实验,结果表明产品能够满足国标要求,说明该设计模型适用于冷弯成形加工。
(2)建立了矩形管冷弯成形的弹塑性有限元仿真模型,研究了矩形管冷弯成形过程的金属流动规律及残余应力分布状况,仿真结果显示终轧产品的壁厚存在3个上峰值和2个下峰值。通过研究内外层纵向延伸系数的差异,分析了终轧后“内翻”和“外翻”现象的成因。
(3)轧后残余应力分布表明:在矩形管的冷弯成形过程中,角度的残余应力不大,长边与角部过渡区的残余应力达到了260MPa,短边与角部过渡区的残余应力达到了275MPa,这两个部位是开裂危险区。
摘要：依据矩形管冷弯成形的多道次孔型轧制特点,考虑轧前圆管坯与轧后矩形管存在的拓扑等价关系,建立了两者之间的形心映射数学模型,实现了矩形管冷弯成形过程的辊花设计,并进行了轧制实验。轧后产品满足GB/T 6728-2002的要求。基于弹塑性有限元法建立了矩形管冷弯成形的仿真模型,研究了冷弯成形的金属流动、纵向延伸和残余应力分布,确定了变形过程开裂危险区位置。
关键词：矩形管,冷弯,孔型设计,映射,有限元分析
成形规律 篇2
随着轻量化需求的日益增加,各种轻质低塑性材料的大量使用,使成形难题愈加凸显出来[1]。以流体为传力介质的板材液压成形技术为解决此类问题提供了有效途径[2-4],液压成形制品已经应用于汽车零部件的生产中,这种设计理念也逐渐深入人心[5,6]。通过有限元模拟分析可获知板材液压成形中变形特征、壁厚分布和受力状态等规律,并可进行工艺优化,因此,备受业内研究者们的推崇。CHEROUAT等[7]人利用有限元软件对薄板的液压成形技术进行了研究;FU等[8]利用有限元软件分析了液压成形的残余应力;BRUNI等[9]对此进行了进一步研究。
DP钢具有塑性延伸强度低、初始加工硬化指数高、高的烘烤硬化性能、无屈服延伸和室温时效、高的能量吸收能力等特点,较好地实现了强度和成形性能的匹配,主要用于汽车结构件、安全件和加强件等制造。以DP600双相钢为例,对其液压胀形工艺及变形规律进行研究。
2 有限元模拟及方案
2.1 有限元模型
以头盔构件为究研对象,采用数值模拟软件DYNAFORM对板材胀形过程进行分析,有限元模型见图1。板材划分为2 mm×2 mm的方形网格单元,板材选用Belytschko-Tsay壳单元,模具视为刚体。假定充液拉深成形中各接触面假设为库伦摩擦,其中板材和凸模之间的摩擦系数为0.125,板材和凹模、压边圈之间的摩擦系数为0.04,凹模和压边圈的距离设为1.1倍板材壁厚。
2.2 实验材料
研究用板材材质为高强钢DP600,其化学成分为:0.079% C、1.52% Mn、1.0% Si、0.004 9% S、<0.015% P、0.023Al、0.003 7% N。所用板坯厚度为1.2 mm,直径为440 mm。其屈服强度和抗拉强度分别达到了320 MPa、630 MPa,断裂总延伸率为26%,n值为0.18。DP600的力学性能曲线如图2所示。
3 讨论及分析
3.1 变形特征
板材在胀形过程中的应力分布和厚度变化如图3及图4所示。由构件形状特征变化可知,高强钢板液压胀形过程中要经过球冠自由胀形和半环壳成形两个阶段。
在适当压边力和合理间隙条件下,球冠部位成形过程中纯胀形区并不大,径向拉应力也较小,见图3;壁厚均匀性较好,其分布如4图所示,为半环壳成形准备好了条件。随着液压力值的增大,板料变形进入到第二个阶段半环壳成形。由于初期成形的球冠顶部不断接触模具,液压力作用下的摩擦保持效果以及半环壳内侧工艺凸台转角影响,已贴靠模具部分坯料并没有进一步的明显减薄,最大拉应力转移到半环壳内侧圆角附近,相当于拉深时凸模圆角附近的危险断面。
在液压作用下摩擦的保持效果对圆角处板料所受拉应力起到一定的缓解作用,并且这种作用随着半环壳贴模面积的增大而逐渐加强,安全裕度越来越大,因此头盔的半环壳内侧转角附近变形坯料厚度被控制在合理的范围内,并没有过渡减薄,最薄处厚度为1.03 mm左右。
3.2 壁厚变化
成形末期各部位及对应的厚度如图5所示。由图中可以看出,凹模圆角到凸缘处的厚度是逐渐增加的,零件底部区域的厚度变化不大。厚度变化最大的区域为工艺凸台圆角区(即图5中第9点的位置),在这里也是最易发生破裂的。图5所示为坯料在成形后各部分的厚度分布示意图。
由于在胀形过程中法兰区切向压应变占主导地位,这就导致了该部位零件壁厚的不均匀分布,通常会发生增厚现象,最大增厚率为7.5%。侧壁处为传力区,此处为平面应力状态,厚向应力为零,成形过程中壁厚基本不变。而9点处壁厚为最小,约为1.03 mm,最大减薄率约为14%。
3.3压边间隙的影响
如压边间隙不合理,必然会产生起皱和破裂等缺陷。通过高强钢头盔的成形极限图(FLD)可看出工具与坯料之间的间隙对成形质量的影响,图6、图7分别为间隙过大和过小时厚度分布和成形极限图。
从图6中可以看出,当间隙过大时,使得坯料和工具之间的摩擦阻力过小,坯料进入凹模的速度大于液压力增大的速度,使得坯料的法兰和侧壁部分严重起皱,厚度增加显著;当间隙过小时,如图7所示,坯料进入凹模的摩擦阻力增大,使得坯料进入凹模的速度跟不上液压力增大的速度,导致坯料在工艺凸台的圆角处发生局部减薄,如果减薄过大就会致使坯料成形时破裂。
3.4 胀形压力的影响
为了确定合适的液压力大小,取恒定的单边间隙0.72 mm和不同液室压力进行对比,如图8、图9所示。
由图8可以看出,液室压力为17 MPa时,由于成形压力过小,不足以克服摩擦阻力使坯料顺利进入凹模,导致坯料不能完全成形。当液室压力为20 MPa时,如图9所示,由于成型压力增大,造成工艺凸台转角处拉应力增大,进一步成形时板料由于减薄严重,内侧角部将发生破裂。
4 结论
高强钢板件胀形过程中法兰区明显增厚,但在工艺凸台圆角区域减薄率最为严重,达到了14%,此处易发生破裂。合理选择压边间隙和液室压力可以防止该部位因过度减薄而发生开裂。
参考文献
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成形规律 篇3
难变形材料在航天、航空、船舶及汽车行业中的应用推广,对板材成形零件质量和成形技术提出了更新、更高的要求,使得板材成形技术处于越来越重要的地位。在板料成形工艺中,板料软模成形是板料成形工艺中发展最快的工艺[1,2,3,4,5,6,7,8]。
固体颗粒传压介质成形(solid granules medium forming,SGMF)是采用固体颗粒代替刚性凸模(或弹性体、液体)的作用对板料进行软模成形的新工艺[9]。该工艺与其他软模成形的重要区别在于:新工艺中传压介质的改变导致其成形规律不同。与传统的冲压工艺相比,固体颗粒介质板料软模成形工艺中拉深与胀形同时存在,这与传统冲压工艺的成形机理存在很大不同。在板料拉深与胀形的变形过程中,成形零件可以划分为法兰区(拉深区)、法兰圆角区、贴模区、底部圆角区以及自由变形区(胀形区)共5个区。课题组大量的固体颗粒介质材料性能试验和工艺试验的研究结果表明[10,11,12],固体颗粒介质具有如下特点:体积压缩量小,对环境无污染,对工件无腐蚀;密封和建立压力比液体介质容易,模具结构简单;介质压力传递呈现不均匀分布,合理控制加载可控制变形顺序和变形量;固体颗粒介质具有很强的耐热性能,这为热介质板材软模成形提供了新的工艺途径。
课题组针对固体颗粒介质板料软模成形工艺进行了大量试验与理论研究,成功试制了圆锥形、抛物线形等典型板材成形工件[13,14]。其研究工作主要面向:选取合适的固体颗粒介质并探求其传压特性;研究固体颗粒介质板材成形的工艺路径并通过试验验证其可行性。但对于成形过程中板材变形状态,特别是自由变形区厚度分布规律缺乏试验数据积累和分析研究,因而本文选取典型圆筒形零件,采用固体颗粒介质板料软模成形工艺进行成形试验,分析圆筒形零件成形过程中不同阶段的壁厚变化规律,得出自由变形区的形状模型,并进行有限元分析验证,该规律在镁合金热态成形试验中也得到了验证,为该工艺的深入研究和应用拓展提供了理论和试验依据。
1 板料成形试验
1.1 试验零件尺寸
圆筒形零件是板料直壁类拉深成形中的典型工件,是许多复杂形状零件的基本组成部分,对圆筒形零件的试验研究是板料拉胀成形的基础性工作,具有代表意义。试验中选取的典型零件的形状及尺寸如图1所示。成形零件高度h=90mm,直径d=135mm,法兰边宽为10mm,相对直径dF/d=1.306,相对高度h/d=0.672,属于窄法兰边零件。应用普通拉深工艺加工一般需要2～3个工步,应用本工艺加工可一步成形。
(a)毛坯 (b)圆筒形件
1.2 试验模具及装置
本试验采用GM颗粒作为传压介质。试验模具原理见图2,模具照片见图3。
1.位移传感器 2.压力传感器 3.压头 4.料筒 5.GM颗粒介质 6.上压边圈 7.下压边圈 8.凹模 9.板料 10.凹模模座 11.凹模垫块
(a)开模状态 (b)合模状态 (c)热成形模具
该模具由压头、料筒、上下压边圈、凹模等主要部分组成。压头3上部安装有轴向压力传感器2和位移传感器1,并与数据采集系统(由应变仪、采集仪和计算机组成)相连接,在成形过程中,压力传感器和位移传感器同时分别记录轴向压力和位移的数据信号。图3c所示为固体颗粒介质镁合金板材热态成形模具,在料筒4、上压边圈6和下压边圈7中安装加热装置,并配备温度控制系统。
1.3 成形试验过程
首先将双动液压机外滑块按预定压边力压紧料筒4(图2),料筒4与上压边圈6相连,起到压边和密封的作用。然后内滑块对压头3施加压力,通过固体颗粒介质5传递成形压力,板料在非均匀成形压力作用下,中间部分受两向拉应力作用首先产生变形,其形状由平面变成半球形。当径向拉应力达到足以使凸缘变形区产生弯曲变形时,材料逐渐进入凹模,并形成侧壁,最终完全贴模,从而实现对板坯的拉深成形。试验过程中,轴向压力传感器2与位移传感器1同时测量压头的压力和位移,通过应变仪对外输出数据,由信号采集仪采集,并输入计算机进行记录。试验中不需要任何辅助工序成功地一次拉深成形出合格的圆筒形零件。图4为圆筒形零件成形过程中不同变形阶段的实物照片。
在固体颗粒介质成形工艺中,没有与凹模相匹配的刚性凸模,因此凸模(压头)不与板料相接触,而是通过固体颗粒介质将压力传递到板料表面迫使板料按凹模形状成形。研究压头加载路径的变化规律,有助于实际应用中更加合理地设计加载路径,提高板材成形极限,最大限度地发挥板材的成形性能。
通过安装在压头上的压力传感器采集成形过程中压头压力F,并采集与其同步的压头位移s的数字信号。将压头压力F换算成压头单位面积压力p,可以得到圆筒件成形压头单位面积压力与轴向位移的关系曲线(图5)。
图5表明不同板厚零件成形,压头单位压力与轴向位移关系曲线的趋势基本相同。板料厚度增加,自由拉深阶段和底部贴模阶段的成形压力也相应有所增大。成形过程中,对压头施加压力,压头向下移动与固体颗粒介质相接触产生成形压力,初期板料发生弹性变形,随着压力的不断增大,板料进入塑性变形状态。在自由拉深阶段,随着板料变形的发展,压头压力逐渐增大,当压力达到某一数值时,压力不再增大,曲线趋于平缓。当变形工件与凹模底部贴模时,进入底部贴模阶段,压力急剧增大,最终完成零件成形过程。
2 试验结果处理与分析
2.1 厚度方向应变分布
为了深入分析本工艺板料成形过程,必须深入研究材料流动状况,了解板料不同变形阶段的厚度分布和变化规律。薄板成形中板料大都处于平面应力状态,垂直于板面方向的应力很小,可以忽略,板料的塑性变形主要是由板面内的应力引起的。
在工件上划线标定测量厚度位置后,采用线切割将工件剖开。将千分表安装在自行制作的测厚支架上,对标定位置厚度进行测量,得到工件不同位置壁厚tn。通过计算可得到厚度方向(简称厚向)应变εt,对数应变计算公式为
式中,t0为板料原始壁厚;tn为板料变形后任意一点处壁厚。
绘制厚向应变εt的分布和变化规律图。取纵坐标轴为厚向应变εt,横坐标轴分别选取h和r,表示零件各点处高度方向和圆周方向距离,如图6所示。图6中,H为工件成形高度,re为圆筒底部圆角半径。通过厚度测量和计算得到了厚向应变εt分布和变化规律,如图7～图9所示,图中pmax为压头最大单位压力。
1.pmax=6.55MPa,H=40mm2.pmax=9.82MPa,H=50mm3.pmax=13.10MPa,H=84mm4.pmax=19.70MPa,H=90mm5.pmax=79.70MPa,H=90mm
1.pmax=13.10MPa,H=37mm2.pmax=16.37MPa,H=45mm3.pmax=20.74MPa,H=57mm4.pmax=33.84MPa,H=90mm5.pmax=90.60MPa,H=90mm
由图7～图9可以看出,圆筒形零件3种不同的毛坯材料成形过程中的厚度变化分布趋势基本相同。在变形板料未与凹模底部贴模以前的自由胀形阶段,随着成形压力的不断增大,零件成形高度不断增加,零件法兰部分略有增厚,法兰外缘增厚最大,板面内主应力为压-拉应力状态,法兰圆角区厚度减薄微小;自由变形区由凹模入口处至零件轴心减薄程度逐渐增加,中心处减薄最大,板面内主应力为拉-拉应力状态。当变形板料与凹模底部贴模以后进入底部贴模阶段,法兰继续增厚,法兰外缘增厚最为显著;法兰圆角区厚度略有减小;圆筒直壁贴模区沿筒壁竖直向下减薄程度愈加明显;底部圆角随压力的增大不断减小,底部圆角区板料厚度减小显著,板面内主应力为拉—拉应力状态;筒底贴模区板料厚度减小,在底部贴模阶段该区域厚度减小速度明显降低。图10所示为变形板料中心点随成形压力变化的厚向应变分布曲线。
1.pmax=11.46MPa,H=50mm 2.pmax=14.19MPa,H=68mm 3.pmax=17.47MPa,H=85mm4.pmax=20.74MPa,H=85mm
2.2 自由变形区变形模式
试验获得了大量圆筒形零件成形过程的过渡状态,通过实测分析,圆筒形零件成形过程中自由变形区形状可以近似拟合成圆函数模型。零件实测轮廓、圆函数拟合曲线与方程如图11所示。
由图11可知,在板料变形过程中,自由变形区球冠圆心坐标沿轴线移动,球冠与凹模圆角或直壁处某一圆周线相切。分析圆函数拟合方程,可以认为板料未变形时拟合圆半径为无穷大,变形开始时,自由变形区球冠与凹模圆角某圆周线相切,且拟合圆半径大于圆筒半径;当球冠与凹模相切,圆周线移动到凹模直壁处,拟合圆半径接近于圆筒半径,并且随着变形的继续发展而保持不变;当球冠与凹模底部接触时,进入底部圆角拉胀阶段。
板料自由变形区形状可近似为球冠,球冠半径随成形过程的发展而不断减小,但存在最小值。球冠半径的最小值与圆筒凹模形状尺寸有关。假设零件成形高度为H时,自由变形区球冠半径为R,如图12所示。由几何关系可得:当0<H<Rt+Re时
当H≥Rt+Re时
R=Rt (3)
式中,Rt为凹模圆筒半径;Re为凹模圆角半径。
由式(2)、式(3)可以得到零件成形高度H与自由变形区球冠半径R的关系曲线,并与实际测量值进行比较,结果如图13所示。
1.假设公式曲线 2.实际测量数据
由图13可以看出,实际测量数据点非常接近由假设公式计算的H-R关系曲线,验证了自由变形区球冠半径假设公式关系的正确性。
镁合金热态成形试验中,也得到了同样的试验规律,在此不重复论述。
3 有限元数值模拟与分析
3.1 有限元模型的建立
固体颗粒介质板料成形工艺选用离散的固体颗粒作为传力介质,其材料模型本构关系的确定较为困难。因此模拟中需找出一种可近似替代固体颗粒介质的连续体材料模型,并作以下假设[10,13]:①假设固体颗粒介质泊松比为定值,忽略其变形过程中结构变形阶段,体积压缩量在定义固体颗粒介质体积时加以考虑;②固体颗粒介质是各向同性的;③压缩曲线即为本构关系曲线,通过三向压缩试验确定固体颗粒介质本构关系曲线,可以用幂指函数拟合为
圆筒形件为回转体,成形过程中研究的固体颗粒介质、板材、模具和载荷都是轴对称结构,故可采用轴对称模型。为了能对板材成形的力学过程进行定量描述,在模拟计算中应尽可能多地考虑各种影响因素,并尽量接近实际。压头、料筒、凹模和压边圈均采用薄壳单元进行刚化处理。为较准确地描述板料变形时的弯曲效应以及板厚方向上的应力、应变特点,沿壳的厚度方向取5个积分点。圆筒件固体颗粒介质成形有限元模型如图14所示。
3.2 模拟结果与试验结果比较
圆筒件固体颗粒介质成形数值模拟与工艺试验采用相同的工艺参数进行计算,得到了板料成形过程中变形轮廓与试验零件实测轮廓,如图15所示。
1. 实测曲线2.模拟曲线
对圆筒件厚度变化进行了模拟。在压边间隙、凹模圆角半径、压力与试验相同条件下,试验所得最终成形件的厚度与模拟最终成形件的厚度对比如图16所示。
1. 实测曲线2.模拟曲线
由图15、图16可以看出,在相同条件下,模拟与试验实测轮廓、厚度变化比较,模拟结果与试验件实测结果较为接近。固体颗粒介质可以采用连续体材料模型近似定义,但是将它视为连续体,将对结果产生一定影响。由于颗粒间的运动是不连续的复杂运动,故目前连续体模型不能精确地反映和解释固体颗粒介质中所发生的现象。固体颗粒介质固有的变形特性尚待进一步研究。
4 结论
(1)采用固体颗粒介质板料成形工艺成功试制圆筒形零件,得到了成形过程零件的厚向应变曲线及形状尺寸变化规律。试验证明板料在成形过程中自由变形区形状可以用圆函数模型精确拟合,筒底贴模区与底部圆角相切处减薄最为严重,是成形过程中的最薄弱环节,该规律同样适用于热态金属(如镁合金)的固体颗粒介质成形。
(2)构建了固体颗粒介质有限元模拟连续体材料模型。模拟结果和试验结果吻合较好。本文提出的有限元模型能够较准确地反映固体颗粒介质成形工件的实际变形情况。
摘要：固体颗粒介质板材成形工艺是采用固体颗粒介质代替刚性凸模(或弹性体、液体)的作用对板料进行软模成形的工艺。基于对固体颗粒介质材料性能的试验和研究,设计制造了板料成形试验模具与装置,通过成形试验成功试制出圆筒形零件。通过试验,得出圆筒形零件成形过程中不同阶段的壁厚变化规律,自由变形区的形状变化可用圆曲线的函数模型精确描述。通过将固体颗粒介质作为连续体介质处理,建立了板材成形的有限元模型。数值模拟和试验结果对比显示,应用连续体材料模型的模拟计算结果与实测结果较为接近。
成形规律 篇4
环件热辗扩工艺是在高温下借助辗环机使环件产生连续局部塑性变形,进而实现壁厚减小、直径扩大、截面轮廓成形的塑性加工工艺。该工艺适用于生产各种形状和尺寸的无缝环形零件,在机械、能源、航空航天等许多工业领域中具有广泛的应用[1,2]。而利用环形铸坯直接热辗扩成形环件与传统的环件辗扩工艺流程(钢锭开坯—锻造—冲孔—辗扩成形)相比,能够节约材料,降低能耗,提高生产率和经济效益,具有大的发展潜力和广阔的应用前景。
在环形铸坯热辗扩成形过程中,不仅要控制环件的尺寸精度,而且要使铸态组织转化为锻态组织,实现晶粒细化,提高环件的综合力学性能。目前,有关板带轧制和锻造方面微观组织演变的研究较充分,国内外学者对热变形过程中的动态再结晶,以及加热和冷却过程中的静态再结晶晶粒组织演变机理和规律进行了系统的研究,从而实现了热加工过程晶粒组织的预测和控制[3,4]。环件辗扩方面的微观组织演变研究也取得了一些进展,Xu等研究了碳钢环热辗扩过程中几个截面上微观组织的大小和分布[5];欧新哲模拟分析了锻坯辗扩过程中工艺参数对微观组织演变的影响[6];王敏研究了大型钛环热辗扩过程中β晶粒尺寸和体积分布[7]。但是有关铸态组织演变及其在热辗扩成形中再结晶机理和规律方面的研究还较少。中科院采用热压缩实验研究表明在相同的热变形条件下,铸态奥氏体不锈钢比锻态表现出更高的流变应力[8]。而环件热辗扩过程是一个多因素作用下的复杂成形过程,单纯的采用热压缩试验很难准确掌握变形过程中微观组织演变规律,动态再结晶作为最重要的微观组织演变行为,对细化晶粒、提高性能起着重要的作用。因此,本文利用实验室建立的铸态42CrMo钢材料模型和动态再结晶演化模型,采用有限元模拟方法,研究分析了环形铸坯在热辗扩成形过程中的微观组织演变和芯辊进给速度对动态再结晶行为的影响规律。这对于优化工艺参数,制定合理的生产工艺方案,提高产品质量及性能具有非常重要的指导意义。
2 建立模型及设置模拟条件
2.1 动态再结晶数学模型
本实验室在Gleeble-1500热模拟试验机上进行铸态42CrMo钢的热压缩模拟实验,对热模拟实验结果和金相试验结果进行回归分析得到动态再结晶的数学模型[9]:
式中:εp——峰值应变;
εc——动态再结晶的临界应变;
Xdrex——动态再结晶分数;
ε0.5——动态再结晶分数为50%时的应变;
ddrex——动态再结晶晶粒尺寸。
2.2 热辗扩过程的有限元模型
根据D53K-4000数控径向—轴向辗环机实际结构尺寸建立的数值仿真有限元模型如图1所示:由毛坯、驱动辊、芯辊、导向辊和端面辊组成,通过PRO/E软件建模,生成STL文件,导入到DEFORM模拟软件中。
1.驱动辊2.环形铸坯3.导向辊4.芯辊5.端面辊
2.3 模拟计算条件
在环件铸坯热辗扩成形过程中,由于成形辊的变形量比较小,为了减少计算时间,均设置为刚体,模具材料为热作模具钢4Cr5MoWSiV,按照DE-FORM材料库中提供的材料属性定义。环形毛坯的材料为铸态42CrMo钢,根据本实验室热模拟试验得到的铸态42CrMo材料应力—应变曲线[9],可以看出铸钢发生动态再结晶的临界条件比较高,但当温度达到1050℃以上时,曲线上有最大极值点,说明有动态再结晶发生。初始辗扩温度取11500℃,材料性能参数:导热系数k=30.064 W/(m.K),杨氏模量Y=119028MPa,泊松比v=0.35。环件热辗扩变形是通过在模具与变形体的接触面上施加载荷来实现的,由于环形铸坯与成形辊温差较大,在环坯与成形辊之间的接触表面上存在着接触热交换和热传导现象。同时毛坯与成形辊接触时,仅在界面的凸出部位有接触,其余部分为间隙,毛坯和成形辊的外表面与环境之间通过热辐射作用来进行热交换[10]。具体模拟计算参数见表1。
3 模拟结果与分析
3.1 平均晶粒尺寸的演变分布
根据上述模型和模拟计算条件,当芯辊进给速度为0.9mm/s时,对环形铸坯热辗扩微观组织进行数值模拟分析。热辗扩终止时环件的平均晶粒尺寸见图2。从数值模拟结果中可以看出,环件的平均晶粒尺寸呈现带状分布,外层和内层平均晶粒尺寸细化比较明显,中层的晶粒尺寸粗大,但与初始晶粒尺寸相比还是具有明显的改善。这是由于环件热辗扩成形是一个连续局部塑性成形过程,和成形辊接触的环件外层和内层变形量比较大,位错密度大,再结晶的驱动力较大,有利于再结晶形核,容易发生动态再结晶,晶粒细化明显。另一方面,环件外层和内层在连续反复的成形过程中,不断有动态再结晶晶粒生成,使晶粒来不及长大,导致晶粒尺寸细小,同时大的变形程度对晶粒也具有明显的破碎作用。而在变形量比较小的中层,不容易达到动态再结晶的临界应变,只发生了少量的静态再结晶,并且在高温作用下晶粒发生长大,使平均晶粒尺寸相对比较粗大。
3.2 芯辊进给速度对动态再结晶体积分数的影响
图3给出了芯辊进给速度分别为0.6mm/s、0.9mm/s和1.2mm/s时环形铸坯热辗扩动态再结晶体积分数的分布情况。左边云图表示环件各个位置发生动态再结晶的体积分数,右边的条形图表示等值体积分数占环件体积的百分比。由图3可知,随着芯辊进给速度的增大,环件发生动态再结晶的区域由内外表层逐渐扩大到中层,平均动态再结晶体积分数由0.112增大到0.287。当芯辊进给速度为0.6mm/s时,只在环件内层和外层发生了少量的动态再结晶,而变形量比较小的中层区域动态再结晶体积分数几乎为0,这些区域仍然保留着初始的铸态组织,一些铸造残余缺陷得不到消除。当进给速度增加到1.2mm/s时,发生动态再结晶的区域基本上扩大到整个环件,并且分布比较均匀,但总体上动态再结晶的程度还是比较低。这是由于环件热辗扩过程是一个连续的局部加载和局部卸载过程,在相同的轧制比和坯料尺寸的条件下,增大芯辊的进给速度,并没有改变环件总的变形程度,但可使平均每转压下量增大,即每转的变形程度增大,容易达到发生动态再结晶所需要的临界应变,使动态再结晶体积分数增大,分布更加均匀。同时,芯辊进给速度的增大,由环件塑性变形和摩擦产生的热效应增强,应变速率提高,减小了和环境的对流散热,从而使环件的整体温度升高,有利于改善动态再结晶发生的热激活条件,促进动态再结晶的发生,使整个环件的动态再结晶区域增大。但由于铸态组织的晶粒尺寸比较粗大,在热辗扩过程中需要更高的流变应力,不易发生动态再结晶,因而环件的动态再结晶程度整体上比较低。
3.3 芯辊进给速度对动态再结晶晶粒尺寸的影响
图4给出了芯辊进给速度分别在0.6mm/s、0.9mm/s和1.2mm/s时,环形铸坯热辗扩动态再结晶晶粒尺寸的分布情况。左边云图表示环件各个位置动态再结晶晶粒尺寸,右边的条形图表示等值晶粒尺寸区域占环件体积的百分比。由图4可知,随着芯辊进给速度的增大,新生的动态再结晶晶粒逐渐增多,分布越来越广泛。当芯辊进给速度为0.6mm/s,每转的变形程度较小,只在环件内层和外层新生了少量细小的动态再结晶晶粒,中层几乎没有动态再结晶的发生。当进给速度增大到1.2mm/s时,由于平均每转变形量增大和整体温度升高,有利于动态再结晶的发生,使整个环件基本上都有动态再结晶晶粒的生成,并且分布比较均匀。动态再结晶晶粒尺寸的分布和环件平均晶粒尺寸的分布相似,铸钢在热成形过程中发生动态再结晶比较困难,反复变形的环件内层和外层动态再结晶程度大,晶粒尺寸细小,应变较小的中层再结晶晶粒尺寸粗大。
从图4还可看出,随着芯辊进给速度的增大,最大动态再结晶晶粒尺寸稍有减小。这是由于环形铸坯在热辗扩过程中发生动态再结晶的临界条件不仅受到变形程度和温度的影响,而且与应变速率也有关系。在壁厚总变形量不变的条件下,增大芯辊进给速度,使得变形的应变速率增大,变形过程中位错急剧堆积,应力集中得不到释放,抑制了动态再结晶的形核和长大,动态再结晶程度降低,再结晶尺寸减小。
4 结论
(1)在环形铸坯热辗扩成形过程中,平均晶粒尺寸演变呈现带状分布,变形量比较大的环件外层和内层晶粒尺寸细小,中层平均晶粒尺寸相对粗大。
(2)在其他辗扩工艺参数不变的情况下,随着芯辊进给速度的增大,有利于动态再结晶的发生,使动态再结晶晶粒尺寸和体积分数的分布区域逐渐扩大,趋于均匀。
(3)在辗扩设备条件允许的范围内,采用较大的芯辊进给速度,有利于铸态组织晶粒细化,提高环件的力学性能。
摘要：建立了铸态42CrMo钢的微观组织演变模型和环件热辗扩三维刚塑性有限元模型。基于DEFORM-3D软件平台,对微观组织演变和宏观热力学行为进行了耦合模拟,研究了环形铸坯热辗扩成形过程中芯辊进给速度对动态再结晶晶粒尺寸和体积分数分布的影响规律。结果表明,在变形量比较大的环件外层和内层容易发生动态再结晶,晶粒尺寸细化明显;适当增大芯辊的进给速度,有利于扩大动态再结晶区域和获得细小均匀的再结晶晶粒,能够改善环件微观组织的大小和分布。
关键词：机械制造,动态再结晶,热辗扩,环形铸坯
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成形规律 篇5
飞机起落架是飞机的重要承力部件,在飞机安全起降过程中担负着极其重要的使命。飞机起落架的许多零件均采用螺栓连接,起落架安装螺栓在飞机着陆、滑跑过程中会承受非常大的交变剪切载荷,因此起落架螺纹连接的可靠性对起落架的使用寿命起着至关重要的作用。
采用内螺纹冷挤压成形工艺净成形是当今起落架抗疲劳加工的一个发展趋势。其优势在于能够在内螺纹表面和次表面中保存冷作硬化状态,这不仅可以提高材料的强度和硬度,而且可以提高内螺纹的疲劳寿命。
传统的内螺纹冷挤压加工仅适合于强度低、塑性好的有色金属以及低碳钢的加工。而飞机起落架使用的是高强度系列钢,此类钢不仅具有较高强度,而且具有良好的横向塑性和断裂韧性,塑性成形抗力大,传统的冷挤压技术无法适应这种材料的加工。目前,国内外在此领域的研究均处于起步和探索阶段,相关研究成果较少[1,2,3,4]。本文针对Q460高强度钢,从微观结构角度讨论了冷挤压内螺纹的组织强化机制,研究了内螺纹挤压成形过程及其金属流动规律,实现了高强度钢内螺纹的连续挤压成形,为进一步研究应用提供了指导。
1 内螺纹冷挤压成形过程
内螺纹冷挤压成形工艺是在普通机床上采用专用挤压丝锥实现内螺纹整体加工成形的一种工艺技术。这种成形方法是通过金属在塑性条件下的体积转移,在不需要切除多余金属的情况下形成内螺纹的。该技术的实质是当挤压丝锥锥部的第一个棱齿挤入零件时,棱齿首先挤入零件的表层金属,该层金属不断地滑过棱齿面,受到棱齿面的挤压和摩擦作用后逐渐翻转直立起来,最终在棱齿面处发生弹塑性变形,当这个棱齿脱离零件后,被加工零件产生的弹性变形得到恢复,塑性变形被保留。在棱齿挤压被加工零件表面层金属的同时,又通过下一个棱齿的二次挤压,使材料又一次产生弹塑性变形,当这个棱齿脱离后,该挤压处的金属又产生弹塑性变形,弹性变形得到恢复,而塑性变形被保留,依此类推,直到挤压丝锥锥部的棱齿全部脱离后便形成一个完整的牙形,使传统意义上的“挤压”以牙形的形式牢固地竖立在零件上。挤压丝锥在多次连续运动后,便形成符合形状和尺寸要求的内螺纹[4,5],如图1所示。
冷挤压内螺纹在其成形过程中受到挤压丝锥棱齿的挤压作用,与普通切削内螺纹相比,螺纹表面粗糙度有很大差别。冷挤压内螺纹表面非常光滑,带有滑移平面的错位特征。金属变形区所承受的负荷呈周期性变化,其变化频率取决于机床转速和挤压丝锥的棱数。机床转速越快,挤压丝锥棱数越多,金属变形区承受负荷的变化频率就越大,即牙形的成形速度就越快。
内螺纹挤压成形是通过挤压丝锥在工件上沿螺纹升角的滑动而形成的,如图1所示。为了从宏观上很好地理解内螺纹挤压成形的实质,将其与传统滚压外螺纹作对比:滚压外螺纹是通过滚丝轮在工件上沿螺纹升角的滚动而形成的,这是一个连续成形的过程,同时兼有少量的滑动;而内螺纹挤压成形的方法不同于外螺纹成形的滚压方法,为了减小工件与丝锥之间的摩擦力,通常将丝锥的横截面设计成多边形,如四边形、六边形等,因此内螺纹的挤压形成是一个断续滑动成形过程,这是内螺纹挤压成形的一个重要特点。
由于内螺纹挤压变形过程是在挤压丝锥两棱齿之间构成的挤压腔内完成的,金属沿着丝锥棱齿面方向流动,因此对挤压过程进行分区就是沿丝锥棱齿面方向,按不同的功能、作用和变形特点进行分段。
(1)初始咬合区(Ⅰ区)。
坯料被挤压丝锥棱齿面压住到开始挤压变形前的这一段区域(图2的Ⅰ部分)。在该区内,坯料除由于挤压丝锥齿顶压下咬入时产生的少量凸起变形外,基本不再发生其他的塑性变形。坯料与棱齿两侧壁接触,在设备运转时牙凹内已衬有一定的润滑液,该润滑液有利于棱齿面与坯料之间的相对滑动和脱落,从而在Ⅰ区内可产生足够的驱动力使后面的金属发生挤压变形。
(2)挤压变形区(Ⅱ区)。
坯料在前面Ⅰ区驱动力和后面阻力的作用下,沿丝锥棱齿面法向产生挤压变形(图2的Ⅱ部分),使坯料由原来的断面逐渐挤压变形到与两棱齿面构成的挤压腔断面形状。此区的变形过程实际上是变形空间间隙被逐渐填充的过程。
(3) 挤压翻转区(Ⅲ区)。
在此区(图2的Ⅲ部分)内,由于坯料逐渐充满变形空间,随着挤压运动的进行,被挤出的金属层沿丝锥棱齿面法向流动时,由于不同位置的流动速度不同,外部金属流动最快,因此,在棱齿面进一步的挤压和滑动作用下,金属层逐渐翻转起来。
(4) 弯曲成形区(Ⅳ区)。
在丝锥棱齿面上翻转起来的那层金属,最终受到后面挤压变形区金属的进一步挤压而发生塑性弯曲(图2的Ⅳ部分),随着成形过程的进行,挤压层金属逐渐形成了牙形。
2 试验材料与方法
试验材料采用Q460高强度钢,其化学成分(质量分数)为:w(C)=0.14%,w(Si)=0.35%,w(Mn)=1.45%,w(Ni)=0.27%,w(Cr)=0.46%,杂质元素w(P)、w(S)均小于0.05%,其余为铁。其室温(20℃)下的力学性能为:抗拉强度(σb)为570MPa,屈服强度(σ0.12)为410MPa,伸长率(δ5)为27%,断面收缩率(ψ)为45%。
试验采用挤压丝锥在国产6250机床上进行内螺纹的加工,工件的底孔直径为21.25mm,挤压丝锥为Q460钢专用冷挤压丝锥,丝锥材料为HSS高速钢,表面进行氮化铝钛处理,采用圆锥式棱齿结构,选用专用扭矩夹持装置装夹挤压丝锥。具体的挤压工艺参数为:挤压温度20℃,机床转速25r/min,加工螺纹长度40mm,采用10号润滑液对挤压丝锥进行润滑,挤压过程如图3所示。经过挤压成形后将其完整取下,沿螺纹法向线切割取样、抛光腐蚀后,在LEICADM 2500M光学显微镜下观察其成形过程及其金属流动规律[6,7,8]。内螺纹室温拉伸试验在液压式万能材料试验机上进行,拉伸速率为5mm/min,拉伸试样尺寸如图4所示,拉伸试样中与内螺纹相配合的外螺纹采用滚压加工,外螺纹试样材料为高强度钢,并经过调质热处理,以保证拉伸试验能够检测到内螺纹的力学性能。
3 试验结果与分析
图5~图7分别为从挤压内螺纹牙形全貌、牙底和牙顶三个位置沿层深观察到的显微组织。内螺纹挤压成形实际上是一个使金属流动而形成螺纹牙形的过程。金属在丝锥棱齿的挤压作用下发生塑性变形,而向棱齿周边区域以及轴向流动,晶体结构发生明显变化,晶粒内部出现滑移带,同时各晶粒将沿金属变形的方向而定向延伸和扭曲,当变形量很大时,晶界变得模糊不清,晶粒难以分辨,最终被拉成条形纤维组织,条形纤维组织沿齿形连续分布。随着金属变形程度的增加,定向性也提高,晶粒被拉长,位错迅速提高,滑移宽度也逐渐增大,同时滑移带呈现歪曲,原来的晶粒和夹杂物逐渐被压碎、细化,并形成新的晶粒或亚晶,新晶界和原始晶界的差别逐渐模糊,难以区别。由于塑性变形过程中牙顶、牙侧和牙底三个位置受到的压应力各不相同,导致其晶粒的细化程度也不相同。从图5~图7可以看出牙底处晶粒最细,牙顶处晶粒最粗,牙侧部分介于两者之间。
由于在牙顶、牙侧和牙底三个位置上受到丝锥棱齿的压力不同,金属的流动性也不同,导致金属组织的变化也不完全相同。在挤压过程中金属将沿着受到阻力最小的方向流动。因此丝锥棱齿与工件表层接触区的金属材料向牙顶方向流动的速度高于向牙形中心方向流动的速度,工件表层晶粒的变形最大,随着离表层距离的增大,晶粒的变形程度随之变小。牙顶处金属材料受到丝锥棱齿的压力相对比较小,并且金属流向牙顶两侧上方的区域时受到的阻力最小,而牙顶两侧,金属流动就逐渐变得不太明显,最终导致牙顶两侧凸起,拉长的金属纤维组织也沿牙顶法向变得稀疏,如图7所示。因丝锥棱齿的两侧同时作用于工件牙侧部分,牙侧部分受到的压力比牙顶大,所以牙侧部分金属表面层拉长金属纤维的流线密集程度大于齿顶,呈近似于直线形流动,如图5所示。而牙底部分受到丝锥棱齿的压力最大,该部分金属表层的纤维组织被压紧到难以分辨出晶粒的程度,形成一层流线,平稳绕过牙底并沿牙侧方向流动,因此,牙底部分变形最大,形成拉长纤维组织的密度也就最大。沿着离开牙底接近牙形中心这一方向,材料流动性逐渐减弱,至中心部材料呈原始组织状态。
在内螺纹冷挤压过程中,拉长的金属纤维组织未被切断,随着塑性变形的发展,晶粒破碎和细化,位错密度增加,使得金属组织呈流线形沿牙面法向分布,如图8所示。并且随着工件材料塑性变形的进一步发展,其塑性变形抗力迅速增加,硬度和强度也显著增加,而塑性和韧性出现下降,产生加工硬化现象,这就大大提高了冷挤压内螺纹的表面质量和机械强度。
图9给出了冷挤压、车削内螺纹在室温状态下的力-位移曲线。从图中可以看出,车削加工的内螺纹能够承受的最大拉力为175.11kN,而冷挤压加工的内螺纹能够承受的最大拉力为192.55kN。内螺纹的冷挤压加工可明显提高其抗拉强度,这是由于内螺纹冷挤压成形能够在内螺纹表面和次表面中保存冷作硬化状态。但两者屈服阶段都极短,几乎可以忽略不计,原因是螺纹在拉伸断裂时由某一个牙的断裂而瞬间引起其他所有牙的断裂,内螺纹屈服过程只体现了先断裂那个牙的屈服过程。上述事实说明冷挤压加工能够提高内螺纹的抗拉强度。
(b)冷挤压内螺纹
4 结论
(1)内螺纹冷挤压成形能够在内螺纹表面和次表面中保持冷作硬化状态,不仅可以提高材料的强度和硬度,而且可以提高内螺纹的疲劳寿命。
(2)冷挤压内螺纹金属变形区所承受的负荷呈周期性变化,其变化频率取决于机床转速和挤压丝锥的棱数。机床转速越快,挤压丝锥棱数越多,金属变形区承受负荷的变化频率就越大,即牙形的成形速度就越快。
(3)内螺纹冷挤压过程中牙顶处金属材料受到丝锥棱齿的压力相对比较小,并且金属流向牙顶两侧上方的区域时受到的阻力最小,而牙底部分受到丝锥棱齿的压力最大,金属表层的纤维组织被压紧到难以分辨出晶粒的程度,形成一层流线,平稳绕过牙底并沿牙侧方向流动,此部分变形最大,形成拉长纤维组织的密度也最大。
(4)由于塑性变形过程中牙顶、牙侧和牙底三个位置受到的压应力各不相同,导致其晶粒的细化程度也不相同。牙底处晶粒最细,牙顶处晶粒
最粗,牙侧部分介于两者之间。
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成形规律 篇6
1抛物线形磨具的数学建模分析
把磨具简化成一等高度的简支梁, 假设它受一弯矩M作用, 力学结论为梁将会产生向下的弯曲变形, 其形状由原来的直线转变为抛物线形状, 分析问题可推出:
假设梁的变形和受力是对称的, 当xl时, y=0, 推出:
得到抛物线廓形需通过改变梁的截面形状, 得到梁在受到弯矩变形后得到上行表达式, 由力学、高等数学的方法可知:
左式中:ρ—代表曲率半径;J—代表梁的截面惯性矩;E—代表材料弹性模量;M—代表使梁弯曲变形的力矩。
其中, h—代表梁的厚度 (常量) ;B—代表梁的宽度函数。
2磨具磨损规律的研究及磨具的设计制作
2.1磨具磨损规律的研究
经研究实验表明得出结论:工件半径r和偏心距e值较大, 其对磨具发生的均匀磨损是非常有利的。而主轴转速n对磨具均匀磨损的影响并没有特别的明显作用。加工工件的表面形状精度值、粗糙度数值是靠磨具的精度来进行控制的, 而影响工件的表面形状精度值、粗糙度数的主要因素是磨具发生磨损的程度。加工工件时确保工件的表面质量是关键任务之一, 我们在加工中通过对磨具经常进行修整, 之后再继续加工。磨具修整后仍然能保持磨具的原有面形, 能够保证后续加工工件的精度和质量。修整磨具需大量的时间和费用, 会导致加工的效率降低、成本增加。因此在实际的磨具弯曲成形法研磨抛物面时必须保证磨具达到均匀磨损, 从而使工件精度达到加工要求。
2.2磨具的设计制作
磨具弯曲成形法的主要依据应力加工技术的思想所提出, 利用弯曲成形法加工工件时, 磨具设计制作研究是非球面应力加工技术非常重要的组成部分。弯曲成形法主要是对磨具施加外力作用, 在应力作用下磨具发生预定的形变, 借此把工件加工成所需的曲面形状。弯曲成形法研究的核心思想是任何形状的工件加工都需要相对应形状的特型磨具, 研究表明磨具的弯曲变形由载荷所决定。对磨具进行了正确的理论分析得出重要结论:比较合理的两种弯曲方式是磨具受两个对称且相等的集中载荷作用弯曲和受力矩作用弯曲。对磨具设计制做过程还必须保证磨具宽度为变量而厚度不改变, 磨具在弯曲时产生与曲面的母线想吻合的对应曲线, 以此原理来设计磨具的结构形状、尺寸等。
摘要：随着加工制造技术水平逐步提高, 精密、超精密加工方法的研究得到了长足的发展。研磨是超精密技术之一, 在实际加工中的地位及其重要。本论文从抛物线形磨具的数学建模分析和磨具磨损规律的研究及磨具的设计制作的问题进行探讨。
关键词：弯曲成形法,数学建模,磨具磨损,问题研究
参考文献