連續擠壓輪復合制造工藝研究

付弘

（大連華銳重工特種備件制造有限公司 遼寧 大連 116000）

1 前言

為提高連續擠壓輪的使用壽命，降低制造成本，本文開展連續擠壓輪的復合制造工藝研究，采用在低等級材料基體上堆焊耐高溫、耐磨損的高強度等級材料的復合制造方法來制造擠壓輪，提高整條連續擠壓生產線的生產效率和經濟效益。

2 研制過程

2.1 擠壓輪的ANSYS模擬分析

擠壓機工作時，受到剪切力、壓應力、預緊力等，工況比較復雜。為了簡化模型，省略液壓螺母、軸承等部件，只對擠壓輪進行具體的分析，而液壓螺母及軸承對該系統的作用力可看作外力。簡化后的模型主要受四個方面的作用力：液壓螺母充壓后對擠壓輪施加的預緊力σj；擠壓輪扭矩M；坯料塑性變形對輪槽產生的壓應力σy與剪切應力τ；壓實輪的壓下力T［1-3］。

2.1.1 預緊力

連續擠壓機工作時，芯軸與液壓螺母外體為螺紋連接，充壓時芯軸被伸長，產生拉伸預應力；液壓螺母內體與軸套A接觸，將套裝于芯軸上的兩軸套和擠壓輪壓緊，使這三個零件上產生壓預應力。

對于擠壓輪兩個端面，可視為圓環的壓縮，故：

式中： P—液壓螺母充型壓力，MPa；

Dy—液壓螺母環缸外徑，mm；

dy—液壓螺母環缸內徑，mm；

Dj—擠壓輪等效外徑，mm；

dj—擠壓輪等效內徑，mm；

σj—擠壓輪的壓應力，MPa；

Aj—擠壓輪等效受力面積，mm2；

對于本課題，式中各參數為：P=224MPa，Dy=360mm，dy=260mm，Dj=290mm，dj=195mm，代入式（1），得：σj=301.42MPa。

2.1.2 擠壓輪扭矩

實際生產中擠壓輪的扭矩主要是由液壓螺母的預緊力和銷帶動擠壓輪轉動產生，在計算時等于擠壓輪切向力乘以擠壓輪的半徑。

工作狀態下，擠壓輪輪槽塑性變形區的切向力Ft與擠壓輪輪槽槽面是相切的，其力包括填充區使金屬達到屈服狀態產生的摩擦力F1t，作用于輪槽兩側所產生的摩擦力F2t，金屬作用在輪槽底部的摩擦力F3t，溢余區產生的摩擦力F4t，以及堵頭表面產生的摩擦力F5t。

式中： h0—輪槽深度，mm；

b0—輪槽寬度，mm；

L1—填充區長度，mm；

kj—填充區屈服剪應力值，MPa；

L2—擠壓區長度，mm；

kf—擠壓區屈服剪應力值，MPa；

Bmax—溢余區最大寬度，mm；

L3—堵頭切向有效長度，mm。

根據用戶提供數據進行計算，可得：F1t=22217.979N； F2t= 22833.881N； F3t=15259.501N；F4t=2662.2N；F5t=5996.75N；則Ft=63570.311N。作用在擠壓輪上的扭矩為M=FtR0，其中R0是擠壓輪半徑145mm。則M=FtR0=9.2177×106，N·mm。

2.1.3 輪槽內壓應力與剪切應力

將金屬在輪槽中的變形區域進行有限而合理地劃分，在不同的區域金屬有不同的變形特點，通過計算可得到各個區域的擠壓應力與剪切應力的數值與分布規律。將坯料與擠壓輪接觸的整個區域分為五段：1）初始咬合區（Ⅰ區）；2）鐓粗變形區（Ⅱ區）；3）密封驅動區（Ⅲ區）；4）剪切變形區（Ⅳ區）；5）密封區或溢料區（Ⅴ區）。

在進行理論計算之前，首先做三個基本假設：1）坯料為符合Mises屈服準則的圓桿，五個變形區同時存在于工作段內。在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區，坯料的溫度較低，屈服極限為σsl，在Ⅳ、Ⅴ區，坯料溫度較高，屈服極限為σsh。坯料與輪槽壁的摩擦狀態在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區為庫侖摩擦，與擠壓輪的摩擦系數分別為0、1、2，與模腔的摩擦系數為3；在Ⅳ、Ⅴ區為剪切摩擦，摩擦力為0.5σsh。2）由于擠壓腔的圓弧長度與斷面面積比值較大，認為溝槽內金屬是沿著圓弧方向（θ）一維穩定流動的平面應力問題，即在每一時刻，溝槽上垂直于擠壓輪軸線方向（z）各截面的應力分布規律相同，在溝槽內沿擠壓輪半徑方向（r）應力狀態保持不變。3）在變形區Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ區內，金屬在r、θ兩個方向均產生壓縮變形且變形量相等，根據金屬流動法則，有σr=σφ。

基于以上三個假設，可得變形區接觸壓應力及剪切應力分布方程為：

I區：

II區：

III區：

IV區：

以上各式：

式中： d—輪槽有效寬度，mm；

H0—經壓實輪壓下后坯料高度，mm；

H1—鐓粗后坯料高度，mm；

R0—擠壓輪徑，mm。

對于本課題，各初始計算參數為：d=10.5mm；H0=13.55mm；H1=21mm；R0=145mm。m2=m4=m5=0.5，m3=1.8；μ0=μ1=μ3=0.3，μ2=0.4；σsl=150MP；σsh=40MPa；θ4=π／2。代入式（8）-（11），得到坯料與擠壓輪之間的接觸應力值，在每段區間內取最大值作為模擬使用的載荷。計算結果如下：

Ⅰ區：P=173.21MPa，τ=51.98MPa；

Ⅱ區：P=254.15MPa，τ=76.25MPa；

Ⅲ區：P=379.12MPa，τ=151.65MPa；

Ⅳ區：P=399.11MPa，τ=0MPa；

Ⅴ區：P=798.22MPa，τ=20MPa。

2.1.4 壓實輪壓下力

根據用戶所提供數據，壓實輪的壓下力為T=3000N。

2.2 擠壓輪有限元模型的生成

建立準確而可靠的結構有限元計算模型，是一項極為重要的工作，直接關系到計算結果的正確與否。為了使有限元分析達到預期的效果，對所建立的計算模型有以下基本要求：

（1）計算模型必須具有足夠的準確性。所形成的計算模型要能基本上準確反映結構的實際情況。既要考慮形狀與構成的一致性，又要考慮到支撐情況及邊界條件的一致性，還要考慮到載荷與實際情況相一致。

（2）計算模型要具有良好的經濟性。復雜的計算模型一般來說具有較高的準確性，但相應地會增加前處理、數據準備工作和上機計算時間，從而使計算費用大大增加。

2.2.1 定義材料特性

典型的材料特性包括：彈性模量、密度、熱膨脹系數等。每種材料特性都可以表示為溫度的函數，即可以隨溫度的變化而變化。無需迭代求解的材料稱為線性材料，而需要迭代求解的材料稱為非線性材料。線性材料和非線性材料需要使用不同的方法來定義［4］。

擠壓輪的材料為H13鋼，屬于線彈性材料，其主要材料特性如表1所示。

表1 H13鋼的材料特性

2.2.2 幾何模型網格劃分

在有限元建模工作中，網格劃分占有很重要的地位，模型的求解規模和求解時間對立統一于網格的疏密程度。在本課題中使用智能網格劃分，使用Sizing參數對模型網格大小進行控制，設定擠壓輪整體的Element Size為5mm，而對于主要研究的輪槽部分，設置Element Size為3mm，獲得更細密的網格。定智能尺寸后，網格劃分器對將要劃分網格的面或體上的所有線估算單元邊長大小，對幾何體上的彎曲近似區域的線進行細化，自動生成合理形狀的單元和單元尺寸分布。

本項目中擠壓輪形狀比較復雜，屬于不規則模型，又因為在模型中出現了鍵槽等，所以本文中采用了四面體單元，擠壓輪網格劃分情況如圖1所示。

圖1 擠壓輪網格劃分

2.2.3 有限元分析

載荷施加有限元分析目的在于查看結構在一定載荷作用下的響應情況，故明確定義適當、正確的載荷，對設計分析工作十分重要。在ANSYS的術語中，載荷包括所有邊界條件以及外部或內部作用效應。以特性而言，載荷可分為六大類：DOF（自由度）約束、力（集中載荷）、表面載荷、體積載荷、慣性載荷以及耦合場載荷。根據載荷在結構上的分布情況，可將其分為兩類，即集中載荷與分布載荷。

根據對擠壓輪的受力分析和載荷計算，利用建立力學模型時計算得到的載荷，采用分布載荷依次在擠壓輪受力區域施加載荷，最后對擠壓輪兩邊不受力的位置施加全位移約束（即約束了x、y、z三個方向的位移）。圖2為擠壓輪的載荷與約束示意圖，圖中數值大小都是根據受力計算出來的結果施加的。

圖2 擠壓輪所受載荷與約束示意圖

3 檢測結果及分析

3.1 H13擠壓輪組織與性能

完成了擠壓輪的有限元模型的建立與載荷的施加后，在求解器中添加von-Mises等效應力與位移計算，開始有限元求解計算。求解結束后讀取求解結果，得到擠壓輪的von-Mises等效應力分布圖與位移分布圖。

3.1.1 等效應力結果分析

求解得到的擠壓輪von-Mises等效應力分布圖，如圖3所示。從圖中看，擠壓輪應力分布不均勻，大致可分為兩個區域：1）擠壓輪輪槽與坯料接觸區域（工作區域），即坯料經壓實輪壓實后進入擠壓型腔至堵頭處離開擠壓輪的區域，該區域最大等效應力值為1432.2MPa；2）非工作區域，其應力值基本處于3.3537MPa～479.62MPa之間。這表明擠壓輪的應力分布與實際的受力狀況是相對接近的。

圖3 擠壓輪von-Mises等效應力分布

3.1.2 位移結果分析

擠壓輪的位移分布圖如圖4所示，因位移過小，為看出各部位變形趨勢與方向，將位移量放大74倍。擠壓輪的變形最大位移量為0.16623mm，位于擠壓輪工作區域中部端面的邊緣一側，這是由于兩邊預緊力導致的，另一側端面未發生較大變形，認為是銷孔的存在減小了該側的變形。非工作區域位移量基本在0.07mm以下。

在兩邊預緊力的作用下，擠壓輪端面向內彎曲，相應輪槽受到向外彎曲應力的作用，在這樣的變形條件下，隨著擠壓輪的周期轉動，擠壓輪輪槽也發生著交變載荷的變化，在擠壓輪輪槽為止就很容易形成疲勞開裂。這與文獻調研中所述的早期失效開裂形式相吻合。

3.1.3 疲勞壽命分析

將 H13 材質的疲勞曲線輸入 ANSYS Workbench，使用求解模塊中的Fatigue Tool功能，得擠壓輪疲勞壽命云圖，如圖5所示。

圖5 H13擠壓輪疲勞壽命模擬結果（比實際位移放大74倍）

疲勞壽命最小處與工作應力最大處一致，最小疲勞壽命為1.0017e5個周期，根據擠壓輪轉速4rad／min，可知連續工作時間達375.7h，與H13擠壓輪的最長實際使用壽命15天（360h）很接近，偏差小于4.4%。證明本課題所建立的擠壓輪模型是合理的，通過ANSYS軟件的模擬能夠真實的反映擠壓輪的在線使用壽命。

3.2 H13擠壓輪有限元計算結果分析

3.2.1 擠壓輪的常規性能

3.2.1.1 化學成分分析

H13屬于熱作模具鋼，是在碳鋼的基礎上加入合金元素而形成的鋼種，執行GB／T 1299-2000標準。該標準中規定H13化學成分以及利用熒光光譜測得的成分如表2所示，C含量不在檢測范圍之內，未能測出含量。

表2 H 13標準成分及實測成分對比（w t.%）

3.2.1.2 硬度測試

利用洛氏硬度計，對試塊進行硬度測試。選取5個測試點，分別位于試塊4個頂點及中心處，5個測試點的硬度值都在50HRC左右，硬度值比較理想，而且硬度分布比較均勻。

3.2.1.3 微觀組織分析

對試塊進行粗磨、精磨、拋光后，利用金相顯微鏡進行夾雜物分析。對該試塊多個視場進行觀察后，未發現有明顯夾雜物存在。

利用硝酸酒精溶液對該試樣進行腐蝕，觀察其微觀組織，得到如圖6所示的金相照片。從較低倍（500倍）金相照片中可以看出，試樣組織比較均勻，沒有明顯的帶狀偏析出現。從高倍（1000倍）金相照片中可以看出，試塊主要是回火馬氏體組織，推測是高溫淬火后，500℃以上回火得到的。

圖6 試塊微觀組織照片

3.2.2 擠壓輪試樣的力學性能檢測

3.2.2.1 室溫力學性能

對H13鋼擠壓輪取樣，進行了室溫拉伸力學性能測試，3個試樣抗拉強度、伸長率、斷面收縮率如表3所示。

表3 室溫力學性能測試結果

室溫拉伸實驗結果表明，材料具有很高的抗拉強度，平均值為1651.87MPa，而且塑性也較好。利用掃描電鏡對拉伸斷口形貌進行觀察，圖7中可以明顯看出斷口的3個區域：纖維區、放射區、剪切唇［4］。

圖7 室溫拉伸斷口宏觀掃描圖

纖維區是拉伸斷裂的起始區，在外力作用下頸縮開始后，此區域微空洞長大、聚合成微裂紋。這一過程中裂紋擴展較慢，斷口呈明顯的塑性斷裂特征，有大量的小韌窩和撕裂棱特征。之后，裂紋擴展速度提升，轉化為不穩定的快速擴展，進入放射區，這一階段宏觀塑性變形量很小，表現出明顯的脆性趨勢，韌窩和撕裂棱數量減少。最后，當試樣不足以承受拉伸載荷時，發生失穩擴展，進入剪切唇區，這一階段塑性變形量很大，呈典型的韌性斷裂特征［5-6］。

綜合以上測試結果可以確定，H13擠壓輪樣件具有良好的室溫力學性能，即很高的抗拉強度和較好的塑性，與微觀組織分析相符。

3.2.2.2 高溫力學性能

鑒于擠壓輪工作環境溫度大約為500℃左右，對H13試樣進行了高溫力學性能測試，測試溫度分別為：450℃、500℃和550℃，所得抗拉強度、伸長率、斷面收縮率，如表4所示。

表4 高溫力學性能測試結果

從上述結果可以看出，與室溫拉伸力學性能相比，材料的高溫強度值有所下降，且隨著溫度的升高，強度呈下降趨勢，而伸長率和斷面收縮率略有升高。但是，即使溫度已經升高到550℃，材料依然有很高的強度，在1400MPa以上。這說明H13試樣具有較高的高溫強度，在熱擠壓工作環境下，具備較好的使用性能。

4 復合制造擠壓輪有限元計算結果分析

4.1 復合制造擠壓輪有限元模型的建立

初步設計擠壓輪輪槽處的堆焊層厚度為10mm。對復合制造擠壓輪進行建模，將輪槽附近表層10mm與基體分離，在模擬時賦予不同的材質，兩部分接觸方式選擇bounded，如圖8所示?；w材質為H13，堆焊層賦予擬選取的特種合金相關參數。

圖8 復合制造擠壓輪三維模型示意圖

4.2 壽命分析

根據上述堆焊擠壓輪模擬模型，將鈷基合金的性能數據賦予堆焊層，得到擠壓輪的等效應力、位移分布，如圖9所示。工作區最大等效應力為1205.3MPa，非工作區等效應力分布為0.75MPa～402.28MPa；擠壓輪輪槽工作區最大位移量為0.04339mm。

圖9 等效應力分布

使用經驗公式對其疲勞曲線進行計算，導入軟件中，得鈷基合金堆焊擠壓輪疲勞壽命云圖，如圖10所示。疲勞壽命最低處為1.98e5個周期，以轉速4rad／min計，連續工作時長為708.4h，是H13擠壓輪模擬結果的約2倍。

圖10 疲勞壽命云圖

5 結論

（1）通過對H13鋼擠壓輪的性能分析和數值模擬分析，驗證了本文所建立的數值模擬模型的正確性和適用性，為后續的模擬分析提供了保證。

（2）在擠壓輪輪槽處堆焊鈷基材料的復合制造擠壓輪，其模擬壽命較H13擠壓輪的壽命提高約2倍。