Cilindrische onderdelen met flensvormige uiteinden gevormd door smeden van platen

提出採用板鍛造工藝來成形端部帶法蘭特徵的筒形零件，以解决現有成形工藝中存在的成形加工載荷大等問題。 基於有限元模擬模擬分析了端部法蘭特徵的板鍛造工藝的變形過程，研究了板厚、切入量及待變形區域的高度和成形介面的摩擦條件對法蘭特徵成形性的影響規律。 研究結果表明：建立的有限元模型可以較好地預測法蘭特徵的板鍛造成形； 切應力主導了待變形金屬與筒形坯件本體的剝離過程，成形末期凸模鐓擠此部分金屬，完成法蘭特徵的成形； 板厚越大，筒形坯件的抗屈曲失穩能力越强，筒壁待變形高度臨界值越大； 法蘭特徵的徑向尺寸與切入量及筒壁待變形區域高度呈正相關，差异化的成形介面摩擦條件有助於改善法蘭特徵的成形性。

激烈的市場競爭和嚴峻的節能減排壓力下，人們對環境友好、能源消耗和資料利用率的關注與日俱增，對高性能複雜零件的精確及整體成形製造的需求日益迫切。 基於此，板鍛造成形工藝得以逐步發展起來，其結合了拉深、彎曲等板材成形工藝與鐓粗、擠壓等體積成形工藝，可實現帶有複雜特徵零件的近/淨成形，具有尺寸精度高、成形質量高、成形載荷低及生產成本低等特點，囙此，板鍛造成形工藝已成為當前精密塑性成形領域的一個研究熱點。
近年來，國內外許多學者針對板鍛造成形工藝開展了豐富的研究工作。 Zhu SF等提出了一種基於可控變形區的板鍛造成形工藝，可實現空心零件側壁大比例增厚，有效地解决了傳統鐓粗中存在的屈曲失穩和成形載荷劇增等問題。 Mori K等以退火態的鎂合金為坯料，採用拉深、鐓鍛相結合的板鍛造工藝成形出帶有小圓角特徵的盒形件，極大地簡化了傳統成形工藝。 Wang ZG等基於剪切變形機理開發了一種成形H形雙杯件的板鍛造工藝，具有成形過程穩定可靠和省力等科技優勢。 Jin JS等基於加熱的板鍛造成形工藝開發了不等厚盤形件的一步成形方案，具有工藝流程短、成形載荷低等優勢。 Merklein M等提出採用板鍛造和增材制造技術結合的方法來成形齒形件，並詳細討論了科技方案的科技和經濟優勢。 薛克敏等提出了一種基於旋彎工藝的板鍛造成形方案，實現了具有特徵結構的扭轉减振器殼體帶輪的整體成形，成形過程穩定可靠、增厚可控性强。 劉全坤等研究了磁力支架的板鍛造成形工藝，通過多工步减薄工藝成功解决了磁力架因直臂間距較小、展開時發生干涉而導致無法整體塑性成形的難題。 陳岩等提出了採用板鍛造科技成形帶球形法蘭芯軸型零件，並研究了幾何因數及摩擦因數對成形結果的影響規律。
分析上述研究成果可以發現，壓應力主導了多數複雜特徵成形過程中的金屬流動行為，而有關切應力主導變形的板鍛造成形工藝的研究鮮有報導。 而切應力主導變形的板鍛造成形工藝可以採用較低的載荷精確成形出複雜特徵，若其和壓應力主導變形的成形工藝在時序或者工序實現有機銜接，可為複雜特徵和難變形特徵的成形提供新的科技方案。 囙此，本文以端部帶法蘭特徵的筒形零件的板鍛造成形過程為例，採用工藝試驗和有限元類比相結合的管道來探究法蘭特徵的板鍛造成形方案的可行性，探索切應力主導變形的變形機制及法蘭特征的成形性，為進一步拓展板鍛造成形技術的應用提供參攷。

1. 目標零件特徵及成形工藝方案設計

端部帶法蘭特徵的筒形零件如圖.1所示。 其中，d為筒形件內圈直徑，D為筒形件外圈直徑，H₀為筒形件高度，R為筒形件底部圓角半徑，A為法蘭直徑，H為法蘭特徵與筒形件頂部距離。 在電子儀錶儀器及汽車行業中，此類端部帶有法蘭特徵的筒形件常被作為重要的結構件。

圖.1 端部帶法蘭特徵的筒形零件
（a）二維結構圖； （b）三維結構圖

圖.2 端部帶法蘭特徵的筒形件成形方案
（a）現有工藝； （b）板鍛造成形工藝
某規格端部帶法蘭特徵的筒形零件的現有工藝方案如圖2a所示，成形製造過程可描述為：鋼板拉深成形制得筒形件+焊接筒形件和法蘭為一個整體+切削、去除多餘資料。 但此成形方案存在零件可靠性差、金屬流線被破壞及生產效率低等不足，與當下的綠色、低碳製造理念背道而馳。
為解决現有工藝方案中存在的問題，本文基於板鍛造成形工藝提出一種新的成形方案，如圖2b所示。 其成形原理如圖3所示，其中，凸模為主動零件且以恒定速度V穩定下行，壓料凸模提供穩定的壓料力F，凹模靜止不動。 將筒形坯件放入凹模後，被壓料凸模壓緊固定，隨後凸模剪切筒形件外壁金屬，被剪切的資料被凸模擠壓向下，最後鐓擠成形出法蘭。

圖.3 端部帶法蘭特徵的筒形零件板鍛造成形工藝原理

圖.4 筒形零件法蘭成形的有限元分析模型

圖.5 筒形件法蘭板鍛造成形過程中等效應變速率分佈圖
（a）凸模行程為3mm； （b）； 凸模行程為6mm； （c）凸模行程為9mm

2. 板鍛造成形有限元數值模擬與分析

2.1 有限元模型

根據端部帶法蘭特徵的筒形件板鍛造成形的工藝原理，在有限元平臺Deform-2D中建立如圖4所示的有限元模型，採用對稱邊界條件，其中， Δ t為切入量，h為待變形高度。 本文選用的資料為SPCC，流動應力 σ= 501 ε 0.24MPa，其中， ε 為等效應變； 板坯厚度t選擇1.6、2.0和2.4mm這3種規格，相應的筒形件的拉深凸模直徑尺寸依次為 Φ 60.8、 Φ 60.0和 Φ 59.2mm，且拉深凸、凹模選用小間隙配合，以便後續工序的順利進行； 法蘭特徵的板鍛造成形工序中，設定坯件和模具幾何體内容分別為彈塑性和剛性，選用庫倫摩擦模型來描述坯件和模具成形介面的摩擦行為。

2.2 變形過程分析

板厚t=2.0mm，切入量 Δ t=0.5mm，待變形高度h=10mm，凸模行程s分別為3、6和9mm時，筒形件法蘭區域的等效應變速率和等效應變分布情况分別如圖5和圖6所示。 由圖5可發現：凸模行程小於3mm時，法蘭成形已進入穩定變形階段； 穩定變形階段的等效應變速率的非零區域均勻分佈在凸模圓角下方的環狀區域內，這些區域構成了主變形區。 筒形件外壁待變形區域資料在凸模推擠作用下發生剪切變形，從筒壁上剝離後沿凸模徑向“生長”，此階段切應力主導了變形過程；
而流經凸模圓角後的已變形區域的金屬近似剛體向前移動，但受下法蘭下表面的拉應力作用而向下適度彎曲； 成形的最後階段，法蘭區域的金屬在凸模和凹模共同作用下進行鐓粗變形。 由圖6所示的等效應變分佈表明：穩定變形階段，法蘭上表面區域的等效應變值遠高於下表面區域； 而成形的最後階段，法蘭下表面區域的等效應變新增速率較快； 近似剛性移動的最前沿區域金屬的等效應變保持在數值較低的穩定狀態。

圖.6 筒形件法蘭板鍛造成形過程中等效應變分佈圖
（a）凸模行程為3mm； （b）凸模行程為6mm； （c）凸模行程為9mm

圖.7 筒形件法蘭特徵的軸壓鐓擠工藝原理圖
成形直徑同為 Φ 72mm的法蘭時，採用如圖7所示的軸壓鐓擠工藝和如圖3所示的板鍛造成形工藝方案的凸模位移與成形載荷之間的變化曲線如圖8所示。 從圖8可以發現，兩種方案下成形載荷呈現相近的變化規律：變形初期成形載荷首先快速新增，隨後緩慢新增，而在變形末期成形載荷急劇增加至峰值。 採用軸壓鐓擠方案時，凸模迫使整個筒壁截面的金屬進行橫向轉移，資料轉移效率相對較高； 但其成形載荷多數時間內維持在高水准範圍內，尤其在成形結束時刻，載荷峰值約為板鍛造方案的1.8倍。

圖.8 筒形件法蘭成形過程中成形載荷變化曲線

2.3 工藝參數對法蘭成形性的影響

2.3.1 不同板厚t、切入量 Δ t和待變形高度h的計算結果比較

屈曲失穩是金屬塑性變形中常出現的問題之一，本文中法蘭成形過程也不例外，其屈曲失穩的有限元預測情况如圖9所示。 雖然變形過程的分析表明切應力主導了筒壁金屬的分離，但隨著變形過程的穩定進行，凸模對法蘭部分的擠壓效應逐漸新增，當此部分影響超過相應臨界值時，筒壁部分發生了屈曲失穩，使得變形過程難以為繼。 為此，本文採用數值模擬方法預測不同板厚t、切入量 Δ t和待變形高度h時的法蘭變形情况，為法蘭的板鍛造成形方案的製定提供技術支援。

圖.9 筒形件法蘭成形時的屈曲缺陷
（a）凸模行程為0mm； （b）凸模行程為2mm； （c）凸模行程為4mm； （d）凸模行程為6mm

圖.10 法蘭直徑的有限元預測結果
板厚t=2.0mm時，法蘭直徑隨切入量和筒壁待變形區域高度變化的計算結果如圖.10所示。 由圖.10可以發現：法蘭直徑與切入量及待變形高度均呈現正相關，這是由於：隨著切入量和待變形高度的新增，參與變形的筒壁金屬體積越多。 但越多的筒壁金屬發生塑性流動時，凸模對法蘭的擠壓效應更為明顯，使得筒壁更易產生屈曲失穩傾向。
筒壁待變形區域高度的屈曲失穩臨界值隨板厚及切入量變化情况的有限元預測結果如圖.11所示。 由圖.11可知：3種板厚條件下，筒壁待變形區域高度的屈曲失穩臨界值隨切入量的新增均以相近的速率快速降低； 板厚越小，凸模對筒壁的擠壓效應越明顯，筒壁抗屈曲失穩能力越弱，板厚為2.4mm時的穩定變形區域的面積約為板厚為1.6mm時的2倍。 囙此，製定法蘭成形的板鍛造工藝方案時，需綜合評估板厚、切入量和待變形高度的影響。

2.3.2 摩擦條件對零件形狀的影響

成形介面摩擦特性已成為塑性成形領域的重要研究方向。 已有學者研究成果表明調節坯料與模具接觸介面的摩擦條件可優化金屬的流動，實現複雜構件的精准成形。 板厚t=2.0mm，切入量 Δ t=0.5mm，筒壁待變形區域高度h=10mm時，摩擦條件對法蘭板鍛造成形影響的有限元預測結果如圖.12和錶1所示，其中 μ₁和 μ₂分別為凸模與坯料、壓料凸模及凹模與坯料間的摩擦因數。 可知，當凸模側摩擦因數一定時，法蘭直徑A和筒形件高度H0與壓料凸模及凹模側摩擦因數呈正相關。 這是由於：拉深制得筒形坯件的圓角區域變薄效應使得筒形坯件與壓料凸模和凹模圍成的型腔區域存在一定的間隙，而法蘭板鍛造成形過程的第1階段壓料凸模及凹模側較大的摩擦因數使得資料沿軸向移動的阻力更大、而沿徑向流動阻力更小，囙此，有更多資料沿水准方向流動，使得法蘭直徑更大； 變形的第2階段中，凸模對筒壁的擠壓效應逐步增强，但壓料凸模及凹模側較大的摩擦因數使得筒壁被壓縮的阻力變大，囙此，筒形件軸向尺寸更大。

3. 板鍛造成形實驗驗證

依據工藝原理，設計並製造如圖.13所示的筒形件法蘭成形模具。 凸模和凹模資料為冷作模具鋼SKD11，凸模表面塗覆TiAlN鍍層以減緩模具磨損和減輕金屬流動時的摩擦阻力。 實驗時壓料凸模由6000kg的氣墊提供動力支撐，整個實驗在1100kN伺服壓力機上完成。
圖.14為板厚t=2.0mm， Δ t=0.5mm，h=17mm時筒形件法蘭的實驗零件及其表面形貌。 壓料凸模行程s=8mm前，筒形件外表面光亮，但之後隨行程新增，部分筒壁出現裂紋。 觀察圖.14d可以發現，斷裂面是由法蘭和側壁間連接處的裂紋導致的，並呈現剪切紋理特徵。 法蘭特徵的尺寸隨模具行程的變化情况如圖.15所示，有限元預測值和實驗測量值基本一致，法蘭直徑A的類比結果略高於實驗值，筒形件軸向尺寸H的類比結果略低於實驗值，最大相對誤差為5.6%。 這表明：有限元分析可較好地預測法蘭特徵的變形過程，證實了端部帶法蘭特徵的筒形件板鍛造成形有限元模型的可靠性。

圖.11 筒壁待變形區域高度臨界值的有限元預測結果
（a）t=1.6mm； （b）t=2.0mm； （c）t=2.4mm

圖.12 不同摩擦條件下筒形件尺寸預測結果
（a） μ₁= μ₂=0.10； （b） μ₁=0.10， μ₂=0.15； （c） μ₁=0.10， μ₂=0.05
錶.1 摩擦條件對筒形件尺寸變化過程的影響

凸模行程s/mm	筒形件尺寸	計算值/mm
	參數	μ1=μ2	μ1<μ2	μ1>μ2
4	A	67.78	67.84	67.75
	H0	30.45	30.41	60.36
6	A	69.41	69.53	69.29
	H0	30.41	30.45	30.19
10	A	71.44	71.61	71.15
	H0	29.94	30.33	29.41
12	A	72.14	72.28	71.71
	H0	29.65	30.19	29.25

4. 結論

（1）基於筒形坯件的板鍛造工藝成形端部帶法蘭特徵的科技方案是可行的，試驗結果證實了端部帶法蘭特徵的筒形件板鍛造成形有限元模型的可靠性，有限元軟件可高精度地實現法蘭特徵成形過程的預測。

圖.13 筒形件法蘭模具
（a）模具結構原理圖； （b）模具實物圖

圖.14 筒形件法蘭的實驗零件和成形缺陷
（a）實驗零件及裂紋； （b）剪切部分表面形貌； （c）光亮面； （d）斷裂面

圖.15 端部帶法蘭特徵的筒形件尺寸的實驗結果與有限元預測結果比較
（2）端部法蘭特徵的板鍛造成形過程中，切應力主導了待變形金屬與筒形坯件本體的剝離過程； 被剝離的金屬沿凸模徑向“生長”，並聚集於凸模和凹模間的區域，成形的最後階段，凸模鐓擠該部分金屬，完成法蘭特徵的成形。
（3）基於有限元分析探明了切入量和筒壁待變形區域高度對法蘭成形性的影響規律，發現較大切入量有利於成形出較大尺寸的法蘭結構，但同時更易導致側壁屈曲失穩； 板厚一定時，筒壁待變形高度臨界值隨切入量新增而快速降低； 板厚為2.4mm時的筒壁穩定變形區域的面積約為板厚為1.6mm時筒壁穩定變形區域面積的2倍。 調控局部坯料-模具成形介面的摩擦條件可優化金屬的流動，改善法蘭特徵的成形性。
作者：李彥濤