带外斜球道的汽车外星轮精锻工艺开发

2024-04-20曾凡上海纳铁福传动系统有限公司

锻造与冲压 2024年7期

文／曾凡·上海纳铁福传动系统有限公司

针对带斜球道的万向节外星轮，开发了一种可以直接锻出其外斜球道的精锻工艺。首先设计了弹性可开合的冷精整冲头以及带外侧凸耳的温锻毛坯。然后构建了该零件所用材料的流动应力模型，并将该模型耦合进商用有限元软件，建立了相应的数值模拟方案。随后通过仿真模拟获得了初始的冷精整坯料形状尺寸，设计了初始的四道序温锻＋冷精整工艺方案。进一步的基于有限元模拟与现场试验结果，对相关工艺参数与毛坯尺寸进行优化。优化方案小批量试制获得的结果表明，该工艺稳定可靠，可以省去后续粗铣道序，锻件材料重量由2360g 降低至2150g，具有良好的经济效益。

万向节是实现汽车传动系动力传输的关键装置，可实现两根轴线不平行的转轴间的转速与扭矩传递，解决了汽车发动机与车轮轴向不在同一位置时的动力传输、适应转向和汽车行驶时的上下跳动与角度变化问题，相当于汽车运动时的“关节”。VL 型万向节是一种可伸缩型球笼式等速万向节，如图1 所示，该万向节的外星轮通常具有两组对向分布的外斜球道。若采用常规直球道外星轮温锻＋冷精整的方式锻出外斜球道，冲头沿轴向退出时将与零件干涉，不具备脱模条件。目前在大批量生产中，该外星轮零件通常采用热锻或温锻方式锻出柄部和圆筒状碗部，再采用铣削加工出外斜球道，加工效率相对较低。同时球道区域的金属材料成为铁屑废料，降低了材料利用率。此外球道是工作时承受滚球运动载荷的主要区域，球道部分的金属流线被机加工切断，也降低了零件的使用寿命。因此，开发出一种直接锻出外斜球道的工艺方法对于提升产品质量，降低生产成本具有重要的现实意义。

图1 VL 型万向节外星轮示意图

近年来，随着计算机技术和数值计算方法的不断发展，有限元数值模拟的理论研究与技术积累逐步成熟。通过数值模拟，了解材料变形过程中的运动方式、应力分布、流线情况、填充情况以及成形载荷等。对于精锻成形工艺和模具设计、坯料设计、设备选择以及成形质量的控制等具有重要的现实意义。本文借助有限元数值模拟工具，与工程实践相结合，给出了一种新型冷精整模具结构设计与相关工艺，以期实现带外斜球道的VL 型万向节外星轮锻件的连续稳定生产。

冷精整工艺开发

现有冷精整模具结构

要采用精锻方式锻出球道，必须首先解决冷精整完成后冲头的脱模问题。图2 所示为本公司现有外星轮工艺的冷精整模具结构示意图。对于球道精整变形量较小的节型，该结构可以顺利实现坯料的冷精整。但将该结构用于VL 节型的冷精整时，冲头的转角连接处提前出现了裂纹，如图2 所示标出的裂纹出现的位置。分析认为，锻件成形过程中，冲头转角处下方受到朝外侧的侧向压力；而脱模过程中，芯棒抽出后，同一位置受到了朝内侧的侧向压力。每精整一个锻件，该区域都将承受一次交变剪切应力。而VL 节型在冷精整时，变形量大，脱模时的弹性变形行程也更大，导致该交变剪切应力的值也更大，最终导致冲头转角连接处的金属材料因疲劳发生了开裂。

图2 SDS 现有冷精整冲头结构

针对这一问题，日本Nichidai 公司开发了一种组合型冷精整模具结构，如图3 所示。该方案将冲头拐角处做了分块处理，这一方案的优势在于消除了冲头拐角连接处的疲劳开裂风险。但该方案需要将冲头头部与工作部分进行装配，对装配精度的要求较高。同时脱模时通过气动弹簧推动冲头朝内部合拢实现脱模，模具结构相对复杂，且需要增加相应的工装。

图3 Nichidai 公司冷精整冲头结构

优化后冷精整模具结构

为解决现有模具方案存在的问题，设计了一种弹性可开合的冷精整冲头，如图4 所示。该冲头上部区域为薄壁直筒形状，下部区域外侧形状与零件内腔一致，具有六个外斜球道特征，球道中心线与轴向夹角为16°，内侧具有锥形通孔。为实现弹性脱模，冲头的六个斜球道每两两之间开有一个矩形槽用于弹性脱模，槽宽t ≥(πdmax-πdmin)/6+1，其中dmax为所有球道轮廓的外切圆直径，dmin为零件内腔圆筒面的直径。冲头内腔配有对应的芯棒和芯套，芯棒上部区域为圆柱形，下部区域为锥形，锥度与冲头下部内孔匹配。芯套为筒形，内孔尺寸与芯套上部形状匹配。芯棒与芯套的轴向相对位置可调。

图4 优化的冷精整冲头形状

图5 所示分别为变形前、变形后脱模前、脱模后的模具状态。冷精整开始时，弹性可开合冲头向下运动伸入温锻毛坯内腔，同时芯棒和芯套伸入并胀紧冲头。然后冲头继续下压完成冷精整变形，实现零件收口；随后向上抽出芯棒和芯套，使冲头可依靠材料弹性朝内侧松开。最后向上拔出冲头，完成脱模。

图5 冷精整冲头工装示意图

该方案的优势在于，精整成形时侧向力作用在芯棒与锥形通孔的区域，冲头连接处几乎不会受到剪切力的影响，从而降低了循环应力导致的疲劳开裂风险。同时冲头仍保持整体式结构，结构简单，制造和装配方便，适合大批量自动化生产。

冷精整毛坯形状设计

由图1 可知，该零件的6 组球道中轴线两两之间交替呈“╱ ╲”和 “╲ ╱”形分布，由于冷精整毛坯由温锻锻出，为保证温锻顺利脱模，在毛坯的球道轮廓线上方均应确保没有金属材料。这就导致冷精整过程中“╲ ╱”形上方所需流入的材料要远大于“╱╲”形。为了使冷精整过程中材料尽量沿径向流动，减小材料沿周向穿流可能导致的裂纹风险，设计了一种具有外侧凸耳的温锻毛坯。如图6 所示，在“╲ ╱”形外侧轮廓线设计了3 个凸出的部分，目的是使毛坯上部筒形区域的金属材料沿周向预分布。与传统具有圆形外轮廓线的毛坯相比，新设计冷精整过程中壁厚的减薄变形程度更均匀，有利于降低局部应力，减少因局部扭转造成的裂纹风险，同时减少了材料沿周向的流动时与模具表面间产生的摩擦力，有利于降低总成形力。

图6 具有凸耳的温锻毛坯

精锻工艺设计与数值模拟方案的构建

为了确定具体的毛坯尺寸形状与各工位工件形状尺寸，减少模具调试的次数，考虑预先对该锻件的精锻过程进行有限元模拟，获得充填饱满与无折叠风险的毛坯形状。

材料流动应力模型构建

金属材料在塑性变形的过程中，变形抗力会随着变形程度的增加不断变化，这将直接影响材料的流动情况，进而决定成形结果。国际冷锻组织2014 年发布的年度报告中指出，选择合适的材料流动应力模型，准确描述材料流动应力行为，是有限元模拟成功的先决条件，直接影响最终的求解精度。因此，本文首先进行了所用材料流动应力数学模型的构建。

本文所开发外星轮使用的材料牌号为吉凯恩公司内部牌号UC1(类似国标55#中碳钢)，材料成分见表1。

表1 试验所用UC1 材料的化学成分(质量分数，%)

采用Gleeble 1500 热模拟试验机测定该材料在精锻成形条件下的流变应力力学性能。试验温度范围850℃～1000℃，应变速率范围0.1s-1～10s-1。由于万向节外星轮精锻通常是在受压条件下发生的复杂的体积塑性成形过程，本试验选用坯料尺寸为φ8mm×12mm 的小圆柱，对其进行单道次高温压缩试验，最大变形量控制在60%，变形时试件处于氩气气氛保护下，防止其表面产生氧化皮影响成形过程。

如图7中的试验数据所示，分别测量了材料在0.1 s-1，0.5s-1，1s-1，10s-1应变速率和850℃，900℃，950℃，1000℃温度条件下的流动应力曲线。由图中数据可以看出，在该变形条件范围内，应变速率不变时，温度越高，应力越小；温度不变时，应变速率越快，应力越大；此外，随着应变的增长，流动应力先逐渐增长，当应变累积到一定程度时，应力达到峰值，随后逐步减低并趋于稳定。而在应变速率为10s-1时，曲线未出现明显的稳态应力值。

图7 不同变形条件下的热压缩试验应力应变曲线

由热压缩试验结果可知，该材料流动应力的大小受到变形过程中温度、应变以及应变速率参数的影响。参考文献中的建模方法，本研究通过Arrhenius 模型建立了各参数间的数学关系，将模型预测应力结果与试验数据比较，如图8 所示。

图8 不同变形参数条件下的预测应力值与试验测得应力值比较

使用相关系数(Correlation Coefficient, R)、均方根误差(Root Mean Square Error, RMSE)以及平均绝对相对误差(Average Absolute Relative Error ,AARE)评价模型结果的可靠性。通过计算得到R=0.927、RMSE=8.245MPa、AARE=4.768%，绝对值相对较小。误差产生自建模时的线性拟合误差以及试验数据的测量误差。可认为所得的材料流动应力Arrhenius 模型可靠性较好。

冷精整有限元模拟

将前文建立的材料流动应力模型导入DEFORM 3D 商用有限元模拟软件，结合刚粘塑性有限元方法，构建了该零件冷精整过程的有限元分析模型。其中模拟过程中的关键模拟参数设置情况，如表2 所示。

表2 冷精整关键模拟参数

如图9 所示，建立了冷精整过程的有限元模拟模型。为了提升运算效率，节省单个算例的计算时间，对模拟过程做了部分简化。模具类型设置为刚体，工件设置为塑性体，不考虑其成形过程中的弹性变形。工件根据其几何对称特性选用1/6 模型，从而减少有限单元的数量。冷精整过程的仿真模拟主要是为了得到合理的冷精整坯料形状，也就是获得温锻件的形状尺寸，同时得到合理的冷精整冲头与凹模尺寸形状。通过反复迭代优化计算，最终得到了工件充填饱满的设计方案。

图9 冷精整有限元模拟方案示意图

温锻工艺设计与有限元模拟

根据之前获得的优化后的温锻件形状尺寸，设计了与之相匹配的四道序温锻工艺方案。温锻工步如图10 所示，一工位到四工位成形工艺为分别挤小柄，挤大柄，内腔形状预锻成形，最终成形四步。通过以上分步成形的方式有效均布压机载荷及满足圆周跳动工艺要求。由于毛坯形状较复杂且对外形尺寸有高精度要求，四工位模具设计采用封闭式模腔方案控制外形凸耳和内腔球道的充足程度以及分模面飞边毛刺高度。分模面设计在凸耳边缘最大截面处，有利于从模腔中顺利取出零件，在分型面凸耳处冲头与凹模之间留有2mm 间隙，有利于材料在冲头拐角处充分流动充足，除凸耳以往的分型面处模具间隙控制在0.5 mm 以内有利于零件内腔与外圆跳动控制，卸料位置刚好在最大外圆凸耳毛刺部位。

图10 温锻工步图

基于前文建立的材料流动应力模型，结合刚粘塑性有限元方法，构建了该零件温锻过程的有限元分析模型。温锻过程的关键模拟参数如表3 所示。

表3 温锻关键模拟参数

图11 展示了该锻件四道序温锻过程的有限元模拟方案。根据模拟结果，调整了各工位的坯料形状，使成形过程中材料流动合理，载荷分布均匀，充填饱满，无折叠风险。同时根据第四工位的材料流动情况，在最后充填区域对应的模具位置处设置了相应排气孔。

图11 温锻有限元模拟方案

现场试验验证与工艺优化

根据前文所述的精锻方案，进行了该产品的现场试生产。现场试验发现，在变形量较大的耳部一侧，锻件出现了明显的开裂，如图12 所示。

图12 凸耳一侧开裂照片

通过分析有限元模拟结果发现，在冷精整过程中，该区域内腔的金属材料出现了明显受拉的情况。进一步的，以该区域金属材料为研究对象，分析了其在冷精整过程中的损伤累积情况，如图13 所示，该区域材料的损伤值最高达到0.5 以上，已超过该材料的断裂阈值0.45。判断该区域金属成形过程中受到过大的拉应力是导致裂纹产生的原因。通过有限元模拟分析可知，初始方案冷精整凹模的起整点过低，导致内腔上部受到冲头朝外的力，下部受到凹模朝内的力，中部区域金属受剪切应力，导致损伤迅速增加。改进方案提高了冷精整凹模的起整点，如图14 所述，改进后方案目标区域的损伤值降低到0.3 以下，消除了开裂风险。

图13 优化前材料损伤值

图14 优化后材料损伤值

使用优化后的方案进行了锻件的试生产，如图15 所示，得到的锻件球道充填饱满，未出现裂纹。以该方案进行200 件小批量试制，如图16 所示，顺利完成了自动化连线生产，得到的锻件均满足产品工艺要求。新工艺省去了后续的球道粗铣道序，同时材料重量由2360g 降低至2150g，具有良好的经济效益。将该批锻件进行后续机加工并装配至总成，已完成并通过了实际使用前所需的功能与台架试验。