金属冷成形

2024-05-16

金属冷成形（精选7篇）

金属冷成形篇1

金属冷成形的数值模拟最早出现在20世纪60年代, 直至80年代才开始飞速发展。现代的技术是传统的冷成形技术和计算机技术相结合, 对金属的冷成形变化过程进行有限元法数据模拟, 对于该过程中的温度分布规律、金属流动特性以及应力应变等变化进行分析, 防止和预测其可能出现的失效形式和缺陷。

1 刚塑性有限元法

小林史郎和C.H李于1973年最先提出了这种方法, 其理论基础为Markov变分原理。根据金属的冷成形过程中的金属变形量, 忽视变化较小的弹性变形量, 金华有限元的计算和列式, 即是在能够满足运动学的所有速度场中, 真实解得到泛函数极值:

其中, 等效应力为, 等效应变速率为;力面Sf上的已给定的面力为Fi;速度已知面为Sv, 其给定的速度为Vi;变形体体积为V;其表面积为S。

在体积不可压缩的条件下, 将惩罚因子α代入式1) 中, 得到

这种方法由于忽略了在金属成形过程中的弹性变形, 因此其仅适用于挤压、锻造、轧制等冷加工问题的模拟分析中, 不能够求解弹性问题和残余应力。其具有计算量小、运算时间段、效率相对较高等优点, 使得计算的过程大大简化, 提高了计算效率。目前常用的刚塑性有限元分析软件有ALPID、MAFAP等。

在实际中的应用中, 印度学者采用了这种方法对于表面光轧进行了数据模拟, 对其过程中的轧制力及力矩进行了分析, 并同时对轧制板发生变形的区域进行了研究。

2 弹塑性有限元法

上个世纪60年代, 山田嘉昭和P.V.Marcal根据弹塑性矩阵推导演化出了弹塑性有限元法, 其理论基础是Prandlt-Mises本构方程, 以速度场为基础求解场变量。即是在能够满足运动学的所有速度场中, 真实解得到泛函:

取其极小值, 其中函数U d乙εij乙是应变的能密度, dεij=dεij (dσKi) , 这即为弹塑性的第一变分原理。对于弹塑性的材料, vi、εij在所有运动的许可中, 则真实解得, 取最小值。

弹塑性有限元方法主要以金属变形的过程中的弹性效应为中心考虑。其主要分为大变形弹塑性有限元法和小变形弹塑性有限元法, 前者多应用于后期变形量较大阶段, 后者多应用于金属冷成形的前期阶段。归根结底, 都是应用于金属变形中弹性变量变化不能忽视的过程。利用这种方法进行数据模拟, 可以通过变形的路径分析塑性区的变化情况、几何形状变化、温度变化以及应力应变等, 还可以将卸载问题有效处理、对残余应力应变可靠计算, 同时预测和防止产品缺陷。但是, 这种方法以增量方式进行加载, 进行增量时, 要避免步长太大, 保证计算的精度和迭代的收敛性, 因此, 在对变形问题进行计算式, 计算工作量较大, 并且浪费了较多的工作时间和费用, 计算效率较低。在金属冷成形的过程中, 比较常用的弹塑性有限元分析软件有ANSYS、FORGE3等。

在实际的应用过程中, 我国的康永林等采用Marc软件对合金钢的热连轧过程进行了模拟, 准确的计算出了轧件的温度场、轧制力等相关参数, 从而确定了更为合理、科学的大规模的合金钢热轧制方案。

3 粘塑性有限元法

粘塑性有限元法是由Zienkiewicz等发展起来的。在最初的金属冷成形加工过程中, 变形速度、屈服强度等因素密切相关, 尤以高温变形为甚, 该性能即为粘塑性。上述情况中, 如果弹性变形量较小可以忽视, 则人们处理金属材料都采用粘塑性方法。这种方法对于热加工中的金属流动看着非牛顿不可压缩的粘性流体, 采用罚函数法或者取泊桑比近于0.5的方式对不可压缩条件进行处理, 即布置一排较薄的单元在接触表面进行对摩擦条件的处理。

我国国内, 对于粘塑性有限元法的应用主要是在金属热变形或者强化不明显的软件属变形, 例如液固相复合轧制领域等。其能够在变形过程中, 得到变形体的内部应变应力分布情况、温度分布规律等。一般当变形的速度变大, 粘塑性材料的屈服上限也随之增大, 即所谓的五福上限对于变形的速度有着极大的敏感性。

在实际的应用过程中, 我国的康永林等通过采用这种方法模拟了高温钢材的半固态轧制过程, 对其轧制鲲鹏缝、轧辊转速等相关的变形参数和温度分布规律对于速度场和应力场的影响进行了数据分析。

4 总结

对于复杂的金属冷成形问题, 模具的几何形状复杂等多重因素, 还很难研发出一种使用便捷、应用范围广泛的有限元方法。因此在未来的有限元研究中, 主要的趋势表现为:对于金属的变形机理和微观结构要进行深入研究;有限元方法在人工智能等领域中要与其他技术密切结合, 进一步提高金属冷成形过程的模拟仿真技术, 进一步增强其分析处理能力;将模拟分析软件与有限元技术相结合, 实现其专业化和智能化。

摘要：有限元是一种有效的数值计算方法, 一般应用于金属的冷成形数值模拟。金属冷成形是一个非常复杂的金属弹塑性发生巨变的过程, 影响其的因素众多, 例如金属毛培的形状、材料的性能、温度等工艺参数, 这个过程设计到边界条件非线性、几何非线性等一些列的问题。因此, 本文基于有限元在金属冷成形中的应用做了深入研究。

关键词：有限元,金属冷成形,应用

参考文献

[1]应富强, 张更超, 潘效勇.三维有限元模拟技术在金属塑性成形中的应用[J].锻压装备与制造技术, 2003.

[2]李世云, 张曙红, 张代明.双金属复合带材轧制过程有效元模拟[J].中国有色金属学报, 2001.

[3]徐建中, 熊尚武, 刘相华.异型扁坯轧制过程的刚塑性有限元分析[J].东北大学学报 (自然科学版) , 2000.

金属冷成形篇2

冷挤压技术已广泛应用于机械制造业,但在长期生产实践中,其不足之处逐渐显露出来:1成形抗力高,这对模具的材质及结构等提出了更高的要求;2模具损耗大,毛坯在冷挤压过程中受到三向压应力的作用,模具在巨大的压力作用下易磨损;3对冷挤压设备要求较高,由于冷挤压是在室温下靠压力机的压力成形,因此要求压力机要有较大的强度和刚度[1]。

基于上述普遍存在的问题,不少业内人士将振动加工技术[2]引入传统冷挤压加工过程。 Mousavi等[3]研究了超声振动对正挤压过程的影响,通过有限元分析软件模拟不同的挤压速度、不同的振幅和频率下超声振动对材料流动应力、等效塑性应变分布及挤压力的影响,结果表明,施加超声振动后,当挤压速度低于临界速度时,挤压力和材料流动应力有所下降。Bunget等[4]为解决在摩擦力作用下难以获得理想的公差以及可用的模具材料无法承受施加的挤压力等问题,设计了一套超声振动微挤压设备,研究了超声振动对微挤压成形工艺的影响,结果表明,加载超声振动后,成形力显著下降,同时微成形件的表面质量有很大提高。

上述振动激励形式均采用超声波振动为载体,在小挤压力挤压及微挤压方面可以满足实验需求,但超声振动激振力小,无法应用到需要大挤压力的冷挤压过程中。目前,振动激励形式根据其振动动力元件的工作原理来看,主要分为机械式、电动式和电液式三种。电液激振与前两种相比,具有激振功率大,无级调幅、调频等优点[5]。本文引入一种采用阀芯双自由度阀控制液压缸的高频电液激振器[6],将其应用到需要大挤压力的冷挤压过程中。

1振动对金属组织的影响

在金属塑性变形过程中引入振动信号主要会产生两种基本效应:体积效应和表面效应[7,8]。体积效应主要描述的是振动塑性变形时,塑性变形与材料内部组织状态之间的变化;而表面效应主要考虑的是外部因素,即振动加工时被加工零件与模具之间的摩擦力变化。本文主要研究金属塑性成形过程中的体积效应。

金属塑性成形是晶体在切应力的作用下,通过滑移面上的位错运动实现的。冷挤压塑性成形过程中施加振动信号,金属晶体产生剧烈变形,其位错密度增加。图1所示为Frank-Read位错源增殖机制,图1a中AA′为某一滑移面上的刃型位错,位错网节点将其两端钉住而不能运动。沿位错的柏氏矢量b方向施加切应力τb,使位错沿滑移面向前滑移运动,如图1b所示。由于AA′ 两端固定,故位错线发生弯曲,两端分别绕节点A和A′ 发生回转,如图1c所示。当两端弯曲部分线段相互靠近时(图1d),两线段平行于柏氏矢量b,但位错线分别属于左螺旋位错和右螺旋位错,它们方向相反,相互抵消,形成一个闭合的位错环和位错环内的一小段曲线型位错,如图1e所示。此时外加切应力继续作用,位错环便继续向外扩张。同时,环内的一小段曲线位错在线张力的作用下又被拉直,恢复到原始状态。如此往复循环,新的位错环不断产生,从而使位错增殖,晶体产生可观的滑移量。因此,在振动作用下会产生更加剧烈的大塑性变形[9]。

振动能细化晶粒[10],目前,研究最多的是超声振动在金属塑性成形方面的应用[11,12,13]。研究表明,超声振动使塑性变形更加剧烈,能有效提高晶粒的细化程度,使金属晶粒间的塑性变形更加顺畅,从而降低塑性变形载荷[14,15]。如前所述,由于超声振动不适合应用到需要大吨位挤压力的冷挤压过程中,因此,本文采用电液式颤振。

工程上使用的金属大多属于多晶体,多晶体同一体积内晶粒数的多少取决于晶粒的粗细,晶粒越细,晶粒数越多。塑性变形时,同一体积内细晶粒晶体相对于粗晶粒晶体而言,变形可分散在更多的晶粒内进行,各晶粒的变形更均匀。与较粗晶粒的金属相比,细晶粒局部区域不易发生应力集中现象,也不易出现裂纹和发生断裂等现象[16]。

Hall-Petch表达式定量地描述了多晶体屈服强度σs与晶粒平均直径d的关系[17]:

式中,σ0、K为材料常数。

材料的屈服强度与晶粒尺寸倒数的平方根成正比,因此,晶粒越细,金属的强度、硬度也越高[18]。

另一方面,塑性变形过程中施加振动信号,正在变形的原子在振动作用下产生受迫振动,组成材料的原子吸收传递过来的振动能后,使偏离原来平衡位置移动到新的平衡位置所需的外力降低。由传统挤压方式下产生的位错塞积从而阻碍位错移动、导致滑移阻力增加的现象在施加振动时有所缓解,晶格畸变延缓,从而提高材料的塑性,有利于减缓材料的加工硬化速度,降低挤压力[19?20]。

本文通过DEFORM-3D有限元仿真,对比传统挤压方式和施加颤振挤压方式下,金属流动的速度、网格流线变形程度的变化,并通过实验,验证了金属流线的方向性,对比了两种挤压方式下, 金属纤维组织、晶粒大小的变化。

2有限元建模仿真与分析

本文采用有限元分析软件DEFORM-3D对材料进行正挤压数值分析,根据零件对称性特点, 将模型进行简化,取模型的1/8进行分析,从而节省计算时间,提高分析效率。

2.1传统挤压方式有限元建模仿真与分析

采用Solidworks建模软件建立凹模、凸模和坯料的简易模型,并导入DEFORM-3D有限元分析软件的前处理器,图2为有限元仿真1/8模型建模图。

模型参数设置如下:

(1)坯料为塑性体, 材料为20Cr,对应材料库中为AISI -5120, COLD[70-1450F(20800c)];凸模和凹模为刚性体。

(2)网格单元采用系统默认的四面体网格,划分方式采用绝对方式网格划分。

(3)剪切摩擦的摩擦因数为0.12,温度为20℃,挤压速度为10mm/s。

(4)冲头总行程约10mm,因此设置模拟步数为1000步,存储增量为5,设置时间增量为0.001 s。

经过成形过程模拟,进入有限元后处理窗口, 观察金属流动速度。图3为传统挤压方式下仿真在500步和1000步时的金属流动速度图,可以看出,被挤压毛坯在冲头的作用下向模口方向流动, 在1000步时金属流动速度最大值为26.9mm/s, 毛坯中心靠近下凸模的位置金属流动速度为0。

进入tools工具栏,设置flow net参数,设置网格数目为17,网格划分预览如图4所示。

图5为在传统挤压方式下金属网格流线图。如图5所示,横向网格线在模口拐角处(A区域) 发生了较大的弯曲,且毛坯靠近下凸模表面(F区域)的弯曲程度比毛坯靠近凹模内壁(E区域)的弯曲程度大,这是因为下凸模表面和凹模内壁与坯料表面之间均存在摩擦力,且坯料沿着挤压力方向和模具形状流动,致使金属在流动时,靠近下凸模表面部分的金属滞后于凹模内壁部分的金属的缘故。被挤压件的端部(S区域)横向网格线弯曲不大,这是由于该部分金属原来就在模口附近, 挤压时迅速流向模具型腔,故受摩擦及模具形状等因素影响较小。横向网格线的间距从被挤压件端部开始逐步增大,即l1≈l2<l3<l4<l5,这说明模具型腔中的金属纵向拉伸变形越来越大,当到达某一定值l5时,间距基本不再变化,说明此时的变形已处于稳定状态。如图4所示,开始划分的网格为正方形网格,但被挤压件在挤压力的作用下,被挤出模口部分后,正方形网格变成了平行四边形网格,这说明金属既发生了拉伸变形,又发生了剪切变形。同一位置的剪切角γ2>γ1,这是由于开始挤压时,被挤压件的端部在模口附近,受摩擦力影响较小,之后逐步增大。不同位置的剪切角为γ2>γ3,这是由于受模具几何形状的影响,凸模表面和凹模内壁与被挤压件表面之间的摩擦力大小不同,致使两处的金属流动差异较大。

2.2施加颤振挤压方式有限元建模仿真与分析

本文设置凹模颤振参数为频率100Hz、振幅0.02mm的简谐信号,表1所示为一个周期内其对应的时间-速度值。

图6所示为施加颤振信号后在500步和1000步时的金属流动速度图。此时的金属不仅仅受到冲头的挤压作用,还受到凹模的周期振动作用。毛坯中心部位靠近冲头处的金属在冲头的作用下朝模口方向流动,与此同时,毛坯中心部位靠近下凸模处的金属受到来自凹模的周期振动作用,这部分的金属也朝模口方向流动。从图6中可以看出,仿真在1000步时,金属流动速度最快达到62.4mm/s,毛坯中心部位的金属流动速度最慢,为0.102mm/s。从图3和图6的金属流动速度图中可以看到,施加颤振后金属流动速度远远大于传统挤压方式下的金属流动速度,这是因为金属流动速度快,则金属流动的惯性和变形的热效应作用突出,而金属流动速度慢时,惯性作用不明显。

同样设置网格数目为17,模拟仿真1000步时的网格流线如图7a所示。对比传统挤压方式下的网格流线(图7b)中的A、B、C区域,可以看出,施加颤振信号挤压方式的网格变形程度比传统挤压方式下的网格变形程度小,这说明施加颤振信号后,阻碍金属流动的阻力变小。

2.3有无施加颤振信号对金属冷挤压成形的比较与分析

将图3和图6中仿真在1000步时的金属流动速度图局部放大,并分别对比两种冷挤压方式下的M区域和P区域局部放大图,如图8所示; 分别对比N区域和Q区域局部放大图,如图9所示。

在传统挤压方式下,促进金属流动的动力仅仅来自冲头的挤压力;而施加颤振信号后,促进金属流动的动力不仅来自冲头的挤压力,凹模做周期简谐振动也促进了金属的流动。比较图8a与图8b中的a、b、c、d四点的金属流动速度值,如表2所示。金属在冲头和凹模振动双重作用下,在模口处的流动速度更快。在拐角c处,M区域的金属流动速度为19.2mm/s左右,P区域的金属流动速度达到43.0mm/s左右。

mm/s

图9a中N区域是毛坯中心部位直接与冲头接触处,毛坯只受冲头-z方向的挤压力的作用, 因此金属流动动力来源于冲头的挤压力。图9b中Q区域为毛坯中心上表面与冲头直接接触区域,受到冲头-z方向的挤压力的作用,毛坯中心下表面与下凸模直接接触,施加颤振后,毛坯受到来自凹模的周期振动,因此金属流动动力不仅来自冲头的压力,还来源于凹模的周期振动。毛坯中心朝模口方向的金属流动速度值如表3所示, 可以看出,从a点到d点金属流动速度逐渐增大, 并且施加颤振后金属流动速度值明显比传统挤压方式下的金属流动速度值大。

mm/s

3实验研究与分析

3.1实验系统原理

实验时的颤振频率参数可以通过上位机软件的人机交互界面设置,经过USB-CAN转换,通过CAN总线方式,将转换后的数据传输到基于DSPic的2D激振阀控制器,进而实现2D激振阀对颤振平台的控制。挤压过程中的行程载荷数据通过安装在液压机上的压力传感器检测,得到的数据再传输给控制器,控制器对其进行数字滤波后通过CAN总线传输给上位机,从而在计算机上可以读取所需数据。实验系统原理如图10所示,实验系统硬件设备搭建如图11所示。

3.2电液颤振实验平台设计

液压式振动通过电液伺服阀来控制液压执行元件(一般为液压缸),从而输出周期性的振动,而液压缸活塞在往复运动产生振动的过程中,频率高时加速度、惯性力和阻尼力都很大,需要很大的回复力来克服惯性力进行振动。为解决液压式振动频率和振幅受限的缺陷,本文设计了一种电液式颤振实验平台,其结构图和实物照片见图12。

3.3实验条件及步骤

本实验的目的是在金属冷挤压塑性成形过程中,通过有无施加颤振信号观察所得成形零件的金属流线变化情况。实验时采用型号为YJH92630、公称力为6300kN的多向液压成形机;液压机下降速度为10mm/s;使用限位块来限制冲头的下行距离,本实验设置下行距离为10mm;设置油泵压力,通过控制器与2D激振阀相互配合来控制液压油,从而使颤振台发生振动。

实验选取的毛坯材料为20Cr,其成形工艺为:首先对剪切得到的原始坯料进行镦粗预成形, 然后进行退火处理,酸洗、磷化皂化处理表面得到最终挤压毛坯。毛坯实物如图13a所示。

实验过程中,分别在传统挤压方式下和施加频率为100Hz、油液压力为8MPa的颤振信号的挤压方式下进行冷挤压塑性成形,所得成形零件如图13b所示。将两种不同挤压方式得到的成形零件进行如下处理:1将成形零件进行线切割处理,得到原来零件的1/4大小,再将所得的1/4零件沿剖面切割成厚度约为2mm左右的薄片。2对所得剖面零件经过粗磨、精磨并抛光处理。3用4%的硝酸酒精溶液腐蚀,腐蚀完后用酒精清理零件表面,并吹干。

此时,可以观察到沿零件轮廓分布的一条条曲线,如图14所示,这些曲线就是所谓的金属流线。金属流线是指金属材料在加工过程中,晶粒内部的气孔、疏松及低熔点金属杂质等在金属发生很大程度的塑性变形时沿着变形方向伸长,呈纤维状分布的组织[21]。从图14中可以看出,毛坯在挤压过程中,金属在冲头挤压力的作用下,在模具型腔中向下流动。不管有无施加颤振信号, 金属流线都连续分布,无断流、穿流现象。但是可以明显看出,施加振动后,金属流动更加均匀。

3.4实验结果与分析

将图13a中的毛坯对半切开,再切取剖面的一小部分,经过粗磨、精磨与抛光后,用4% 的硝酸酒精溶液腐蚀,用扫描电镜观察,得到毛坯显微图,见图15。将腐蚀后的成形零件拐角处M区域和P区域用扫描电镜放大500倍,得到其金属流线显微图见图16。

由图15可以看出,毛坯的晶粒(如晶粒K)与晶界清晰可见,连接对角线AB,用直尺将经过对角线AB的晶粒大小测量出来,并根据图中标尺, 计算得到初始晶粒大小约为16.5μm。图16所示为成形零件拐角处显微图。由于冷挤压过程中,金属在三向压应力的作用下,金属晶粒破碎, 随着金属变形程度的增大,晶粒及内部夹杂物沿着同一方向被显著拉长或压扁,呈现出一片如纤维状的条纹。由图16a可以看出,在传统挤压方式下,晶粒被压扁,晶界模糊,在纤维的分布方向标记一些被压扁的晶粒(图16a),通过SEM照片上的标尺和直尺,可以测量图中的晶粒大小并计算得到晶粒大小为3.3~5.0μm。施加颤振信号后,晶粒内部位错密度增加,滑移量增大,在冲头挤压力和颤振信号的双重作用下,用同样的方法, 可以测得晶粒被进一步细化到1.7~3.3μm,晶界模糊,纤维组织更细长、更密实。由图16可以看出,金属在两种挤压方式下,具有明显的流动方向性,与仿真结果相同。

4结论

(1)传统挤压方式下,金属流动速度最快为26.9mm/s;施加颤振信号后,金属流动速度更快,最高达到62.4mm/s。

(2)传统挤压方式下,金属流线网格变形程度比施加颤振信号后金属流线网格变形程度大,说明施加颤振信号后,阻碍金属流动的阻力变小。

(3)冷挤压过程中,金属受到三向压应力的作用,金属晶粒被压碎,晶界模糊,金属流线呈明显的方向性;施加颤振信号后,晶粒被破碎,晶粒进一步细化,金属流线同样呈现明显的方向性,金属纤维组织更细更长。两种挤压方式下的金属流动方向性与仿真结果相同。

摘要：针对冷挤压成形过程中金属变形抗力大、模具易磨损等不足,提出一种新型冷挤压工艺,即在冷挤压成形过程中引入振动激励信号。运用DEFORM-3D有限元分析软件构建系统仿真模型,分别在有无施加颤振两种挤压方式下进行模拟仿真。仿真结果表明,施加颤振信号能促进金属的流动,金属流动速度达到62.4mm/s,网格流线变形程度比传统挤压方式下的变形程度小。设计了电液式颤振冷挤压实验平台及模具,分别在有无施加颤振两种挤压方式下进行实验,并将所得成形零件用体积分数为4%的硝酸酒精溶液腐蚀,利用扫描电镜观察零件剖面。实验结果表明,施加颤振信号后,晶粒由原来的大小为3.3~5.0μm细化到1.7~3.3μm,晶粒变形更加均匀,变形组织更加细密,金属纤维组织变得更细更长。

锥销毛坯冷成形工艺及安全篇3

关键词：锥销,冷成形工艺,安全

1概述

锥销毛坯外形由销头和销杆构成 (图示为其中一种) , 材质为ML10钢, 生产数量大, 成形后的零件要求表面光洁、无裂纹等缺陷。采用冷成形工艺能够满足产品质量要求。

2零件成形工艺分析

2.1零件结构特点

该零件由2个圆锥体和2个圆柱体4部分组成, 图形对称, 经计算可采用100吨冷镦机生产。

2.2工艺分析

2.2.1该零件有2个圆锥体, 需要2次变径才能完成, 销头直径较大也需要2次变形才能完成, 考虑预成形和整形工序, 采用4工位冷镦机能满足生产要求。

2.2.2销杆变径采用正挤压成形, 需要合理安排各序变形量, 以满足零件最终尺寸要求。

2.2.3变径处采用圆角过渡, 以降低挤压力, 提高模具寿命。

2.2.4原料合理的料径能改善成形过程中的应变分布, 减少表面缺陷产生, 提高产品质量和模具寿命。

2.2.5原料表面磷化处理, 生产过程使用冷成形油冷却, 延长模具寿命。

2.3冷成形工艺

根据以上分析, 采取4工序成形工艺。经计算, 料径采用φ15.15能够满足零件变形和模具承受的冷挤压力允许值。变形工艺如下:

2.4工艺安全分析

2.4.1选用的冷成形设备应具备故障—停车功能和人体意外靠近—停车功能, 以便保护设备和防止人员意外接触设备发生伤害事故。

2.4.2在调试模具时, 人体手、臂等部位可能进入阳模和阴模之间的空隙, 必须有人监护, 防止误操作发生伤害事故。

2.4.3阳模冲头淬火硬度达到HRC61, 脆性大。如果阳模一次调进量较大, 可能导致试车时作用在冲头上的压应力超过其极限值, 造成冲头破碎, 飞溅的金属碎块很容易对模具调试人员造成伤害。因此要求每次试车时采用挡板掩护人体。

2.4.4冷镦机正常运行时应精确计算每次盘料更换时间, 防止机械手由于料长不合格发生故障。

2.4.5金属冷挤压变形产生较大的热量, 产品温度高, 用手直接接触易发生灼烫。

2.4.6冷成形冷却油属于易燃品, 遇点火源可能发生火灾事故, 造成较大经济损失。应在工作场所配备灭火器材。

3结束语

通过采用4工位冷成形设备每分钟生产锥销毛坯80～100件, 生产过程中制定并严格落实安全生产规章制度和安全操作规程, 能够实现批量生产。经实践表明, 采用冷成形工艺生产效率高, 生产成本较低, 减少了生产工序, 产品质量易于保证, 取得了较好的经济效益。

参考文献

[1]付宏生主编.《冷冲压成形工艺与模具设计制造》, 化学工业出版社, 2005.3.

金属冷成形篇4

车轮转子 (图1) 是三轮车飞轮组件中的关键零部件之一, 通常的加工方法是用棒材切削、铣削卡簧槽和拉床拉花键, 其切削加工效率低, 加工难度高, 不利于大批量生产, 无法满足市场的需求。日产量只能达到200件, 难以把证日益增长的产量, 因此有必要提供一种改进的技术方案来解决上述问题。现采用冷挤压技术生产此类零件, 在保证产品质量的要求下同时又可以完成日产量5000件件。。

本工艺着重解决一种带卡簧槽和花键的电动三轮车车轮转子的精密锻造加工方法, 使制动车轮转子的卡簧槽和花键在锻造时加工成形, 从而使锻造后毛坯减少铣削槽的加工工序, 提高生产效率, 降低制造成本[1]。

2 具体实施方式

为了解决上述技术问题, 本实用新型技术提供一种生产效率高、制造成本低的车轮转子的锻造装置。

下面结合附图, 对本实用新型技术的实施例进行说明。如图1所示, 现有的电动三轮车的车轮转子的侧边设有一个安装卡簧的卡簧槽, 车轮转子的中部设有一个用于安装花键轴的花键。如图2所示, 车轮转子的锻造装置, 包括成型凸模、底座以及安装在底座上的冲头和凹模, 成型凸模固定连接在上模座上, 滑块与第一液压顶杆连接, 导向立柱安装在底座上, 成型凸模活动穿设在凹模中, 冲头穿设在凹模中, 成型凸模位于冲头的上方, 退料杆活动穿设在底座中, 退料杆与第二液压顶杆连接, 第二液压顶杆安装在底座上。

其有益效果为:上模座在液压作用下向下移动, 下料毛坯在成型凸模、凹模和冲头的共同工作下锻造成型, 达到毛坯底厚位置时, 上模座又在液压作用的带动下, 向上移动, 退料杆在第二液压顶杆的作用下向上移动, 将成型毛坯顶出凹模模腔。本实用新型通过成型凸模、凹模和冲头的相互配合工作, 在下料毛坯上一次性加工出卡簧槽和花键, 免去后期的加工过程, 提高了加工效率, 节省了生产成本, 适合批量生产[2]。

在一些实施方式中, 成型凸模穿设在上模套中, 上模套、立柱导向套连接在上模座上。其有益效果为:立柱导向套对成型凸模的上下往返移动具有导向的作用, 防止成型凸模在上下往返移动时出现偏差。在一些实施方式中, 立柱导向套与上模座通过螺钉固定其有益效果为:通过螺钉连接较为牢固耐用。在一些实施方式中, 底座中活动穿设有四根退料杆。其有益效果为:通过四根退料杆顶出成型毛坯, 保证成型毛坯被平稳顶出。在一些实施方式中, 退料杆与第二液压顶杆通过连接块连接, 连接块的形状为十字形。其有益效果为:通过连接块便于在第二液压顶杆上连接多根退料杆。四根退料杆分别别连连接接在在十十字字形形连连接接块块的的四四个个支支脚脚上上。。

3 结束语

以上所述的仅是本实用新型车轮转子的一些实施方式, 经过改进后, 车轮转子的加工工艺由切削加工、铣削加工和拉床加工改为冷挤压、切削加工, 此工艺提高了生产效率高、降低了制造成本低。

参考文献

[1]马英.电动车轮构型分析与结构研究[D].重庆:重庆大学, 2013.

金属冷成形篇5

1.1 冷冲压成形及在汽车行业内的应用

冷冲压是指在常温下，利用安装在压力机上的冲压模对钢板施加压力，使其产生塑性变形或分离，从而获得所需形状和尺寸的零件的一种压力加工方法。冷冲压生产方式一般有手工单台压力机生产，手工冲压生产线生产及全自动冲压生产线生产。

汽车外覆盖零件及骨架零件基本都是金属零件，一般一部乘用车的冲压件在145件左右，其中90%以上均通过冷冲压方式生产(见图1)。而汽车行业的生产性质为大批量生产，为提高生产效率及保证产品质量，一般整车厂及大型零部件配套厂均采用全自动冷冲压生产线的生产方式。

1.2 热冲压成形及在汽车行业内的应用

热冲压是指对初始强度为500MPa～600MPa的钢板加热到奥氏体温度范围（850℃）以上，然后钢板在压力机上冲压成所需形状，同时以20℃/s～30℃/s的冷却速度在模腔内进行淬火，保压一段时间以保证充分淬透，最后零件随室温冷却，获得所需形状的零件，其零件强度可达到1 500MPa左右。

当前汽车制造过程中，由于车身轻量化的理念，车用高强度和超高强度钢板以其轻质、高强度的特点在汽车业中应用越来越受关注，并已成为满足汽车减重和增加碰撞性能及安全性能的重要途径（见图2）。

高强度钢在室温下变形能力很差。一方面，高强度钢板强度高，在室温下塑性变形范围很窄，所需的冲压力大，而且容易开裂；另一方面，冲压成形后零件的回弹增加，导致零件尺寸和形状稳定性变差。因此传统的冷冲压方法难以解决高强度钢板在汽车车身制造中遇到的问题。高强度钢板的热冲压成形技术是能够解决上述问题的一种新型的成形技术。

2 冷、热冲压成形生产工艺

2.1 冷冲压生产工艺

1）冷冲压成形工艺

冷冲压生产工艺主要有拉深、切边、翻边、成型、冲孔、整形等。

用铲车将料片运送至冲压生产线线首堆垛上料。料片通过自动上料机构对中、校平、涂油等工序运送至冲压生产线首台冲压机进行生产。冲压机间的料片运送通过机械手自动完成。最后一台冲压机完成生产后，料片由自动下料装置取件后运送至下料皮带，人工在线目检后存放入料箱。

2）设备配置

大型汽车零部件配套厂为提高生产效率、保证产品质量，减低人工成本，多数采用全自动冷冲压生产线(见图3)。其生产线配置的压机数量则需根据冲压件成型工艺及冲压模具形式来定，四序、五序、六序皆有，一般以五序居多。应该说，工序越少则相应压机数量越少，车间固定投资就越低，但同时需考虑模具设计的可行性及模具复杂后所引起的费用增加。而压机设备的参数如公称压力、台面尺寸、闭合高度等需根据产品工艺而定。

3）场地配置

根据冷冲压生产工艺，冲压车间一般由料片堆放区域、模具堆放区域、模具维修区域、冲压生产区域、冲压件堆放区域、冲压件维修区域等组成，另外还需根据生产需要设置铲车充电区域、车间办公区域、生活区域等（见图4）。

4）公配设施

冷冲压车间的公用配套设施一般较为简单。

电力：为冷冲压车间的主要能源。

压缩空气：主要供冲压设备、模修设备、冲压件维修区域等。一般配置：气源压力600kPa；空气中油的含量为25mg/m3；颗粒直径40μm；颗粒含量10mg/m3。

循环冷却水：主要供冲压设备。一般配置：进水水温32℃，出水水温38℃。

生产环境要求：为了防止冲压件生锈，车间的相对湿度应控制在≤65%，可根据实际情况考虑车间除湿处理。考虑冲压件表面光洁度要求，车间需要清洁的环境，除地面需防尘处理外，正式生产前厂房需要作深度清洁，生产时也需要严格控制空气中的含尘量。

环保要求：冷冲压车间所产生的环境影响主要为压机生产所引起的噪声、振动。所以冷冲压车间的门、墙需用隔声材料，窗用双层真空玻璃窗，而压机下需设隔振垫，以减小噪声及振动对周边环境的影响。

暖通要求：可根据选购的冲压设备的需求及实际工人工作环境情况，选择车间暖通方案，一般包括岗位送风、岗位送冷风、空调系统等方案。

消防要求：冷冲压车间属戊类生产，其对消防、排烟等均无特殊要求。

5）典型零件分析

零件名称：某车型B柱（见图5）

零件材料：激光焊接板

料片重量：6.045kg

零件重量：3.233kg

需配置压机最大公称压力：630t

生产工艺流程：

料片上料→拉延→修边冲孔→整形、压字模→冲孔→冲侧孔→零件下料

分析：冷冲压件B柱的生产工艺比较简单，整个生产过程只需一条5序的冷冲压生产线即可，每台冷冲压压机通过配置不同工序的模具完成指定生成工序。冷冲压生产线整线的一次完整生产过程既完成一个零件的生产。

2.2 热冲压生产工艺

1）热冲压成形工艺

热冲压成形生产工艺流程主要包括热成形和后续处理两部分内容，分别通过加热炉、热冲压压机、激光切割机组、抛丸流水线等完成。

(1）热冲压成形工艺

用电动起重机将原料送入上下料自动装置；由输送链将板料送入加热炉中加热到指定温度以上，并保持一定时间，使得钢板的组织完全奥氏体化；在加热炉尾端通过机械手快速取出板料并放入热冲压机凹模中；成形至所需形状后，保持一定时间（通过模具内流通的冷却循环水冷却模具，间接对成形后的钢板进行冷却，相当于淬火过程），使得钢板的组织由奥氏体转变为马氏体；最后由机械手取出成形后的零件。

(2）后续处理工艺

自然冷却后的热成形冲压零件用铲车送入激光切割机组进行加工；然后无镀层钢板零件用铲车送入抛丸流水线，清除零件表面氧化皮，抛光后零件进行检测、包装，最后堆放至成品堆放区；有镀层的钢板零件直接进行检测、包装，堆放至成品堆放区。

2）设备配置

(1）热冲压成形设备

热冲压成形生产线由一台热冲压压力机，一条加热炉，一套上下料自动装置组成。主要生产内容为将料片冲压制成外形尺寸符合要求的半成品零件。

(2）后续处理设备

后续处理设备主要配置激光切割机及抛丸流水线。

激光切割机：主要根据零件要求对半成品零件进行切边，切孔，修边等。

抛丸流水线：主要生产内容为去除零件表面氧化层及释放部分由激光切割产生的内应力。

设备数量的配置需根据生产产品产量决定，一般为满足一条热冲压成形生产线的满负荷生产需配置约8台激光切割机、1条抛丸流水线。

3）场地配置

根据热冲压生产工艺，热冲压车间一般由料片堆放区域、模具堆放区域、模具维修区域、热冲压生产区域、半成品堆放区域、热冲压件堆放区域、热冲压件维修区域等组成，另外还需根据生产需要设置铲车充电区域、车间办公区域、生活区域等(见图6)。

4）公配设施

相对冷冲压车间，热冲压车间的公用配套设施较为复杂。

电力：为热冲压车间的主要能源之一，主要供热冲压压力机、加热炉内部分元器件、上下料自动装置、激光切割机、抛丸流水线等设备。其中加热炉内陶瓷辊轴需持续供电，以防止棍子由于断电后停转而发生弯曲断裂等情况，所以加热炉内部分供电需求必须两路供电或设备用电源。

压缩空气：主要供热冲压压力机、模修设备、热冲压件维修区域、激光切割机、抛丸流水线等。一般配置：气源压力600kPa；空气中油的含量为25mg/m3；颗粒直径40μm；颗粒含量10mg/m3。

循环冷却水：主要供热冲压压力机。其中分一般冷却循环水：进水水温32℃，出水水温38℃，供压力机冷却使用。还有冷冻循环水：进水水温5℃，出水水温12℃，供热冲模具冷却使用。

天然气：主要供加热炉使用，燃烧产生热量加热料片。一般配置：0.5KG城市管道天然气。

氮气：一部分供加热炉使用，作为保护气体；一部分供激光切割机使用，作为切割气用。一般配置：设液氮罐，由使用设备自带调压阀，降至所需压力。

环保要求：热冲压车间所产生的环境影响一为压机生产所引起的噪声、振动；二为抛丸流水线生产所产生的噪声、金属粉尘；三为加热炉所产生的燃烧气体及炉气；四为激光切割机生产时产生的切割烟气。所以，热冲压车间的门、墙需用隔声材料，窗用双层真空玻璃窗，而压机下需设隔振垫，以减小噪声及振动对周边环境的影响。车间需全室通风，通风量为4次/h～5次/h。抛丸流水线及激光切割机均设有独立的粉尘、烟尘治理系统。

暖通要求：热冲压车间由于生产时加热炉产生的热量都散发在车间内，使夏季车间温度较高，一般车间可设空调系统、岗位送冷风等方案，以改善工人生产条件。

消防要求：热冲压车间生产火灾危险性分类属丁类，耐火等级相当于二级。车间通过屋顶通风天窗满足排烟和自然通风要求。厂房四周设疏散小门，疏散距离满足规范要求。

5）典型零件分析

零件名称：某车型B柱(见图7)

零件材料：20MnB5

料片重量：4.76kg

零件重量：3.17kg

需配置压机最大公称压力：(8000kPa～1200kPa(800t～1200t)

其生产工艺流程见图8所示。

热冲压件B柱的生产工艺比较复杂，整个生产过程需要热冲压成形生产线、抛丸流水线、激光切割机等设备共同完成。

2.3 冷、热冲压成形工艺区别对比

和常规冷冲压相比，热冲压压力机需要定制，即兼顾机械压力机的快速合模能力和液压机的保压能力，需要有加热炉和激光切割设备，另外模具设计、制造比较复杂，模具成本较高。板材热冲压是区别于传统冷冲压的一项新工艺，其工艺设计与板材冷冲压在各方面存在着较大的区别，见表1。

2.4 汽车行业热冲压成形技术优、劣势

见表2。

3 小结

冷冲压成形生产在国内汽车行业应用广泛，小到车身上的一个金属搭扣件，大到车身四门两盖及侧围件都是通过冷冲压成形生产的。热冲压成形生产在我国尚处起步阶段，生产企业多为外资企业，处于国外技术垄断状态。目前国内的一些企业也正积极踏入这一领域，随着热冲压成形零件的市场需求越来越大，各大主机厂都在国内积极寻求热成形件的生产合作伙伴和能自主开发热冲工装模具的生产企业。在当前中国汽车市场持续走高的前提下热冲压成形生产的市场前景十分看好。

参考文献

[1]赵清雨.桥壳热冲压工艺分析及其应用[J].锻压机械,2002,(3):28-29.

[2]Carcia Aranda L,Chastel.Hot stamping of an automobile B-pillarreinforcement[C].Numisheet2002,2002:167-169.

金属冷成形篇6

螺纹轴类零件是机械工业中关键的联接及传动部件,广泛应用于汽车、机床、航空航天、石油化工等机械工业[1,2]。通常一辆普通汽车上有上千个螺纹连接件,起到固定、传力、连接、定位、密封、调整等作用,在整个汽车的各个部件上都有应用[3]。 2013年我国汽车产销双双突破2000万辆, 总产量达2211.68万辆[4],其中对于传动轴、变速器输出轴等大型非标准螺纹轴类零件需求数量高达22000~44300万件。庞大需求量和对性能的更高要求对我国目前制造业的生产能力提出了严峻挑战。

螺纹冷滚压成形1831年就出现, 但直到20世纪四十年代以后随着滚压模具和设备的发展才得到广泛应用。 20世纪九十年代,螺纹滚压成形逐渐向数控、精密成形方向发展。螺纹冷滚压成形工艺通常有板式冷搓和轮式滚压两种加工法,如图1所示。板式冷搓成形工件直径2mm~35mm,轮式滚压成形工件直径0.3mm~120mm[1]。本文综述了外螺纹冷滚压成形工艺的国内外研究现状, 指出了存在的问题和发展趋势。

2螺纹滚压成形有限元建模仿真

螺纹滚压是一个多模具约束、多参数影响、多变形区协调的复杂不均匀变形过程 ,成形过程中工件旋转, 变形加载区不断变换, 加载和卸载不断交替进行 , 使得边界条件不断变化。滚压模具仅与工件局部区域接触, 并且仅工件表层屈服变形, 加载变形区同工件相比微小。在工件被动旋转的成形工艺模拟中,工件的旋转会为计算带来一些问题[5,6]:简单地基于速度更新节点位置将会导致工件体积的增加; 另一个问题是模拟中工件的滑动大于旋转运动,结果相对滑动现象被远远放大。这些都为螺纹滚压成形过程有限元建模仿真增加了难度。

Domblesky和Feng[7,8]应用有限元法研究了板式搓丝成形螺纹工艺, 他们将螺纹冷搓成形过程简化成平面应变问题, 研究螺纹齿形的成形过程和金属流动方向; 在将工件中心区域的圆周速度简化为零的基础上建立三维有限元模型。

Kao等[9,10]通过增加摩擦因子减少模拟中工件模具间的滑动( m=0.6~0.8) ,并减少螺纹牙数( 仅保留靠近尖端4个螺纹牙) ,在此基础上建立了板式搓丝成形自攻螺丝过程的三维有限元模型, 成形过程模拟结果如图2所示。 Chen等[11]也通过增加摩擦因子( m=0.5) 建立螺纹搓制成形过程三维有限元模型。 Pater[12]提出了一种楔横轧和板式搓丝相结合滚压枕木固定螺栓的方法, 其所建立的三维有限元模型也仅取工件中部部分区域。

Zhang和Zhao[13]基于现有的轮式螺纹、花键滚压成形技术, 发展了一种螺纹和花键同步滚压成形新工艺,如图3a所示。通过将工件的旋转运动变换为滚压模具的公转运动, 建立了螺纹与花键同步滚压成形过程的三维有限元模型, 有限元模拟结果如图3b所示。

以上研究所建立的螺纹滚压成形过程三维有限元模型, 与实际成形过程中的工件转速和摩擦系数等方面存在一定的差异。

3螺纹冷滚压成形表面强化

宋德玉等[14]采用实验方法研究了滚压强化对螺纹疲劳强度的影响, 滚压强化后300M钢螺纹疲劳强度增加了79%。张秀林和金铮[15]分析了滚压和未滚压的螺纹疲劳端口,结果表明滚压后的螺纹断口、疲劳扩展区明显增大。塑性成形的硬化强化可有效增加零件的疲劳寿命。宋欢等[16]采用实验方法研究了螺纹滚压成形后的金属组织和硬度, 结果表明从牙顶到牙根硬化层深度逐渐增加。

目前普遍认为材料硬度和材料性能( 比如拉伸强度) 正相关关系[17,18,19]。 Tabor[20]认为材料硬度和流动应力线性相关和等效应变密切相关。以此为基础, Domblesky和Feng[8]采用修正的幂指数表达式来描述应变和维氏硬度之间的关系, 根据有限元计算获得的应变场数据计算维氏硬度分布, 基于平面应变问题的搓丝工艺分析如图4所示。基于修正的应变和维氏硬度之间关系表达式,Kamouneh等[21]将实验测得的维氏硬度分布反向计算获得板式搓制斜齿轮截面上应变分布,如图5所示。但这些计算并没有很好地同有限元模型相结合, 缺乏强化准则作用下材料硬度变化的模拟分析研究。

4螺纹滚压成形工艺参数

采用所建立的2D有限元模型[7,8],Domblesky和Feng分析了工艺参数对搓丝成形过程的影响[22]。其结果表明摩擦因子较低时( m=0.05~0.2) ,摩擦条件变化对螺纹牙顶和牙根处的应变和螺纹齿高几乎没有影响;摩擦因子m>0.2时,摩擦条件对成形过程影响显著。

赵玉民等[23]应用数值模拟方法分析了钎杆波形螺纹滚压成形中应力应变场,采用实验方法研究了进给速度和毛坯尺寸等对成形过程的影响。陈飞等[24]采用实验方法研究了螺纹滚压成形中的温升现象, 结果表明工件温度升高小于30℃,主轴转速是主要影响因素。

齐会萍等[25,26]应用理论分析方法建立了两滚压模具和三滚压模具滚压成形空心螺纹工艺中工件最小壁厚条件式( 1) 、式( 2) ,初始坯料壁厚大于最小壁厚时,薄壁螺纹件滚压可稳定进行。实验研究发现大于最小壁厚, 滚压成形螺纹牙形和实心棒料滚压成形螺纹牙形一样;而小于最小壁厚,越薄螺纹牙形越充不满。如图6所示。

其中

式中:P———滚压模具施加于工件的径向力;

R———空心坯料外半径;

R———空心坯料内半径;

L———空心坯料长度;

σs———坯料屈服强度;

目前螺纹冷滚压成形工艺过程研究以实验为主,力能参数计算基于经验公式,新零件加工工艺参数优化确定要通过大量的实验摸索。

5结论和展望

( 1) 高效建模仿真与优化技术在螺纹滚压成形分析及优化方面的应用明显不足, 特别缺乏强化准则作用下材料硬度变化的模拟分析研究。需进一步研究建立适应于局部加载多道次耦合下螺纹冷滚压成形过程硬度同变形历史的关联模型, 建立能够描述宏观变形行为和精确预测硬度分布及演化特征的高效可靠螺纹冷滚压成形过程仿真预测模型。

( 2) 尚缺乏螺纹冷滚压成形规律及变形机理方面系统的研究, 没有形成系统的螺纹冷滚压成形过程的力学分析及相关力学模型, 需进一步研究和发展螺纹冷滚压成形工艺理论, 建立快捷准确的滚压成形过程力能参数计算模型。

( 3) 有必要深入研究螺纹冷滚压成形过程的旋转条件, 建立变中心矩条件下的滚压模具和工件啮合方程,以便进一步研究揭示螺纹冷滚压成形过程的误差累计及实现成形过程的精确控制,是研究螺纹花键同步滚压成形中模具和工件啮合特性参数的基础。

( 4) 面向大直径重载丝杠的精确滚压成形核心技术及新工艺研发, 是未来螺纹滚压成形研究发展的重要方向, 也是我国装备制造业等领域发展的迫切需求。

摘要：螺纹冷滚压成形技术是一种少无切削加工工艺,具有生产效率高、成形零件机械性能增加、零件表面质量好等优点,在航空、航天、车辆等工业中高性能、高强度螺纹类零件生产中广泛应用。分别从有限元建模仿真、表面硬化、工艺参数等方面评述了目前螺纹冷滚压成形工艺研究的国内外研究现状、存在的问题和发展趋势,指出了该工艺应用发展方向及需要解决的关键技术问题:局部加载多道次耦合下螺纹冷滚压成形高效建模仿真与优化技术;系统的螺纹冷滚压成形工艺理论;螺纹冷滚压成形过程运动特征研究及成形过程精确控制;大直径重载丝杠的精确滚压成形核心技术及新工艺。

金属冷成形篇7

花键轴冷滚轧成形是一种先进的少、无切削加工工艺技术,与滚齿、插齿等传统切削工艺相比,具有节约原材料、提高生产效率、加工出的工件尺寸精度高而且稳定、能改善加工表面金属组织等显著优点[1]。滚轧成形前坯料直径的计算精度,直接影响到花键分齿精度。同时,也是模具设计所考虑的重要参数。文献[2—4]都涉及到了滚轧成形前坯料直径的计算,但多为生产实际经验的总结,理论推导不够完善,计算繁琐,且基本上都是针对直齿花键的推导计算,而对螺旋渐开线花键的毛坯直径计算甚少涉及。本文基于渐开线基本性质、微积分原理建立了螺旋渐开线花键冷滚轧成形前坯料直径的计算模型,为后续滚轧轮设计提供理论依据。

1冷滚轧加工的工作原理

2.1滚轧原理

参数相同的一对滚轧轮1和3平行安装在两传动主轴上。两主轴带动滚轮作同步同向旋转。同时在液压系统提供的水平力作用下,滚轮3作径向进给运动,以恒定的进给速度运行。滚轮连续进给对坯料2进行滚轧,直至花键成形[5]。

2.2 花键冷滚轧成形过程

外花键冷滚轧成形过程,按压缩量(经一滚轮滚压,工件齿根圆前后半径之差)的变化可分为四个阶段。稳定滚轧时的压缩量等于稳定滚轧时工件旋转半圈滚轮的进给量。

第一阶段为开始接触滚轧至工件旋转半周,这一阶段压缩量由零逐渐增至稳定压缩量的值,在此阶段工件完成初步分齿,这一阶段分齿是否精确对整个轧制过程起着决定性作用。第二阶段滚轧轮进给量持续增加直至达到最大值,此阶段进给量持续增加,压缩量保持不变。第三阶段为滚轧轮进给行程达到最大值至再旋转半圈,此阶段内进给量不再增加,压缩量逐渐减小。第四阶段为精整阶段,无进给量,无压缩量[6]。

2 花键坯料直径dz的确定

2.1 花键的几何参数

滚轧成形前后坯料密度变化很小,花键冷滚轧前坯料直径理论计算可按照成形后工件体积不变的原则确定[7]。由此可得花键滚轧前坯料直径[1]

$d_{z} = \sqrt{d_{f}^{2} + \frac{4}{π} A Ζ}$ (1)

(1)式中:dz—花键坯料直径; df—花键齿根圆直径;A—端面齿根圆以上的单齿截面积;Z—花键齿数。

对于端面齿根圆以上的单齿截面积的求解方法,首先应以法面齿形为准计算出法面单齿截面积,然后再通过螺旋角折算为端面单齿截面积。但因为过螺旋线的法面与分度圆柱的交线为一椭圆,所以要精确计算其法向齿形非常困难。因此,就根据斜齿圆柱齿轮的当量齿轮和当量齿数的定义引入一个当量渐开线直齿花键解决这个问题[5]。

以 $ρ = \frac{d}{2 \cos 2 β}$ 为分度圆半径,以法向模数mn、标准压力角αn作一个渐开线直齿花键轴,此假想花键轴的齿廓与螺旋渐开线花键轴的法向齿廓十分接近。下面就以这个假想的当量齿廓来计算法面齿根圆以上的单齿截面积S。图1所示即为当量直齿花键的廓形,其参数计算完全可以按照渐开线直齿花键的参数计算公式进行,则有[8]:

模数mv=mn;齿数 $z_{v} = \frac{z}{\cos^{3} a}$ ;分度圆直径dv=mvzv ;齿顶圆直径daV=mv(zv+1);齿根圆直径dfv= mv(zv-1.5);基圆直径dbv=dvcosαn;分度圆弧齿厚sv=0.5πmv;齿顶圆压力角 $α_{a v} = \arccos \frac{r_{b v}}{r_{a v}}$ ;齿根圆压力角 $α_{f v} = \arccos \frac{r_{b v}}{r_{f v}}$ 。

渐开线齿形是以OA为轴线的对称图形,为计算方便对其一半进行计算即可。由图2可得齿根圆以上的单齿截面积为[1,6]:

S=2(S1+S2 ) (2)

根据渐开线性质,微积分知识分别求出S1,S2的值。渐开线极坐标方程为:

(3)式中:rbv—当量齿廓的基圆半径。

求得:

(4)式中:αfv—当量齿廓齿根圆压力角; αav—当量齿廓齿顶圆压力角;αn—花键分度圆标准压力角。

根据弧微分公式可求得MN的弧长:

$\int_{θ Μ}^{θ Ν} \sqrt{ρ^{2} (θ) + [ρ^{'} (θ)]^{2}}$ ,d θ=rv(θN-θM) (5)

(5)式中:rv—当量齿廓分度圆半径。

$Μ Ν = \frac{1}{2} S_{v}$ (6)

(6)式中:Sv—当量齿廓分度圆弧齿厚。

联立(5)式,(6)式得:

$θ_{Ν} = \frac{s_{v}}{d_{v}} + θ_{Μ}$ (7)

各部分面积求解如下:

(1)齿顶圆弧部分面积:

$S_{1} + S_{1^{'}} = \int_{θ_{B}}^{θ_{Ν}} \frac{1}{2} [ρ (θ)]^{2} d θ = \frac{r_{a v}^{2}}{2} (θ_{Ν} - θ_{B})$ (8)

(2)渐开线部分面积:

由渐开线极坐标方程知dθ=(sec2αk-1)dαk,则有

$S_{2} + S_{2^{'}} = \int_{θ_{c}}^{θ_{B}} \frac{1}{2} [\frac{r_{b v}}{\cos α_{k}}]^{2} d θ = \frac{r_{b v}^{2}}{6} (\tan^{3} α_{a v} - \tan^{3} α_{f v})$ (9)

(3) 齿根圆以下面积

$S_{1^{'}} + S_{2^{'}} = \int_{θ_{C}}^{θ_{F}} \frac{1}{2} [ρ (θ)]^{2} d θ = \frac{r_{f v}^{2}}{2} (θ_{Ν} - θ_{C})$ (10)

联立(8)式～(10)式可得:

$\begin{array}{l} S = 2 [(S_{1} + S_{1}' + S_{2} + S_{2}') - (S_{1}' + S_{2}')] = \\ 2 [\frac{r_{a v}^{2}}{2} (θ_{Ν} - θ_{B}) + \frac{r_{b v}^{2}}{6} (\tan^{3} α_{a v} - \tan^{3} α_{f v}) - \frac{r_{f v}^{2}}{2} (θ_{Ν} - θ_{C})] = \\ 2 [\frac{r_{a v}^{2}}{2} (\frac{s_{v}}{d_{v}} + i n v α_{n} - i n v α_{a v}) + \frac{r_{b v}^{2}}{6} (\tan^{3} α_{a v} - \tan^{3} α_{f v}) - \\ \frac{r_{f v}^{2}}{2} (\frac{s_{v}}{d_{v}} + i n v α_{n} - i n v α_{f v})] = r_{a v}^{2} (\frac{s_{v}}{d_{v}} + i n v α_{n} - i n v α_{a v}) + \\ \frac{r_{b v}^{2}}{3} (\tan^{3} α_{a v} - \tan^{3} α_{f v}) - r_{f v}^{2} (\frac{s_{v}}{d_{v}} + i n v α_{n} - i n v α_{f v}) (11) \end{array}$

S即为渐开线斜齿花键的法向单齿截面积,然后再通过螺旋角折算为端面单齿截面积A,则有:

$A = \frac{s}{c o s a}$ (12)

把(12)式代入(1)式即可求出毛坯直径dz,所以有:

$d_{z} = \sqrt{d_{f}^{2} + \frac{4}{π} A Ζ} =$ $d_{f}^{2} + \frac{z}{π \cos β}$ dav2 $\frac{s v}{d v} + i n v α n - i n v_{a v}$ $+ \frac{d_{b v}^{2}}{3} (\tan 3 α_{a v} - \tan 3 α_{f v}) - d_{f v}^{2}$ $\frac{s_{v}}{d_{v}} + i n v α n - i n v α f v$ -1/2= $d_{f}^{2} + \frac{z}{π \cos β}$ $\frac{d_{b v}^{2}}{3} (\tan 3 α_{a v} - \tan 3 α_{f v}) + d_{a v} s_{a v} - d_{f v} s_{f v}$ -1/2 (13)