發動機泵體精密熱模鍛成形工藝研究

郭巨壽，于霞，李愛平，孫曉飛，張寶榮，任曉峰

（北方通用動力集團有限公司，山西大同 037036）

泵體作為發動機上一個重要零件，目前多采用棒材整體切削生產，生產效率與材料利用率低，產品成本高，且坯料經切削加工后，金屬纖維的連續性遭到破壞。隨著對發動機要求越來越高，對泵體性能和加工效率均提出了更高的要求，迫切需要尋找新工藝改進坯料質量。精密模鍛［1］是一種少無切削的工藝，具有提高材料利用率、部分取消或減少切削加工、合理的流線分布等優點，適合于較高承載要求的復雜零件成形［2—3］，如傳動軸［4］、連桿［5］、齒輪［6—7］、其他異性鍛件［8］等，因此精密模鍛工藝是泵體鍛件的首選成形方式。

泵體形狀復雜，在熱模鍛過程中極易產生充填不滿、折疊等缺陷，這些缺陷的產生與塑性變形時流動規律密切相關［9］。文中采用數值模擬手段分析預制坯在塑性變形時的流動規律，以便確定適當的成形工步和合理的坯料尺寸，實現鍛造工藝的優化，使鍛件順利成形。

1 工藝分析與設計

泵體鍛件三維造型初步設計如圖1所示，其中雙耳及方形區域形狀復雜，要求不加工，而該區域在水平方向擁有最大截面積，因此分模面設置在這個最大水平截面的上方;為了便于脫模，在分模面上方坯料給了3°～5°的拔模斜度，最終的鍛件設計如圖2所示。

圖1 泵體鍛件三維造型Fig.1 3D model of pump forging

圖2b部分尺寸精度為0.4 mm和0.5 mm，泵體鍛件為精密級鍛件，需采用摩壓機或機械壓機成形，根據車間設備情況，選用摩擦壓力機。鍛件總變形面積在垂直方向上的投影約為15 015 mm2，依據經驗公式［10］，摩擦壓力機噸位需求為924 t，故選用1000 t摩擦壓力機。

圖2 泵體鍛件Fig.2 Drawing of pump forging

依據鍛件幾何特點，初步設計的終成形模具主體結構如圖3所示，模具采用了“整體導向”方法，確保上下模錯移小于0.5 mm，并通過上下模套將成形模固定在壓機上。

圖3 模具主體結構Fig.3 Principal structure of dies

下面根據模腔尺寸確定坯料尺寸。從圖2中可以看出，按下模模腔尺寸，坯料外徑最大為 φ47 mm，那么高度為240 mm，高徑比超過了5.1，成形過程易失穩，所以采用直徑為φ47 mm的坯料不合理。若按上模尺寸，坯料外徑最大可為φ58 mm，考慮到晶粒異常長大等因素，需確保上模中坯料鐓粗變形量達到15%以上［11］，依此數值，確定坯料直徑為φ54 mm，等體積換算后，坯料長度為179.5 mm。如果將坯料拍方（尺寸約為（45～47）mm×（50～52）mm）后放置于凹模內，鐓粗變形的坯料高度約為180 mm，高徑比小于3.3，考慮到坯料外徑與上模模腔尺寸（圖2中的φ58 mm）接近，可避免鐓粗失穩。按照上述分析，坯料先要拍方后放置于凹模內進行鐓擠成形，因此泵體鍛件制備流程為:下料→加熱→預成形（拍方）→終鍛→切邊→其他后續處理。其中，由空氣錘完成預成形工序，由摩擦壓力機完成終鍛工序。

2 有限元模擬分析

對塑性成形過程進行數值分析是鍛造工藝設計的基礎［12］，根據成形過程的塑性流動過程特點［13］和相應的速度場、溫度場［14—15］等，初步優化和選擇合理的模具及鍛件預制坯幾何形狀。

2.1 有限元模擬模型

根據工藝流程，泵體成形有限元模型由2個部分組成，一是預成形，二是終成形。預成形主要是將坯料拍方，過程較為簡單，因此文中主要研究終成形過程的場參數分布。泵體成形有限元模擬主要參數設置:坯料材料為40CrMnMo，開鍛溫度為1150℃，預成形和終成形模具溫度為250℃，環境溫度為20℃;坯料與環境之間熱交換系數為2 W/（m2·K），成形時坯料與模具之間傳熱系數為8 kW/（m2·K）;摩擦壓力機打擊速度為0.8 m/s。

坯料需要拍方的長度初步定為100 mm，拍方后的坯料形狀通過預成形模擬獲得。終成形有限元模擬模型采用的模具、坯料幾何形狀如圖4所示。

圖4 終成形過程有限元模型Fig.4 FEM model of finial forging

2.2 模擬結果分析

2.2.1 坯料充型

圖5是下行行程分別為10，40，80，75 mm 時坯料流動速度矢量圖。變形開始時，坯料與模具有少量接觸，坯料主要以自由鐓粗變形為主，主要充填上模型腔，如圖5a所示;隨著上模繼續下壓，當行程為40 mm時，坯料自由變形區域仍以鐓粗變形方式為主，同時坯料與上模接觸面高度占據上模型腔高度的50%左右，如圖5b所示;當行程達到65 mm時，坯料已經充填上模型腔（凸臺除外），此時坯料充型方式由自由鐓粗變形轉為鐓擠充填下模型腔，同時，拍方形成的壓痕進入鐓擠變形區域，如圖5c所示的紅色部分;當行程達到75 mm時，拍方壓痕形成的折疊完全進入飛邊槽內，坯料繼續充填下模型腔，如圖5d所示，此時坯料水平方向的流動速度達到了1500 mm/s。當上下模接近打靠時（完全打靠時行程為83 mm），飛邊槽內坯料水平方向流動速度非常高，促使坯料在型腔內快速充型，如圖5e所示。并且從整個模擬過程來看，需要拍方的坯料長度應該限制在90～100 mm，這樣才能確保拍方壓痕形成的折疊流入飛邊槽內，該長度適合于生產現場空氣錘制坯。

圖5 典型行程下坯料的流動速度矢量圖（mm/s）Fig.5 Flowing velocity vector diagram of typical strokes

2.2.2 等效塑性應變

圖6是不同壓下量下坯料的等效應變分布云圖。在變形初期，等效應變最大值集中在坯料表面區域;隨著壓下量的增加，坯料由自由鐓粗變形轉為鐓擠充型，流入飛邊的坯料最大等效塑性應變達到了5.0，如圖6b，c，d所示;對鍛件沿著圖1中的2個R11圓心聯線的垂直剖面上的等效應變分布如圖6e所示;從圖6d，e中可以看出，鍛件本體最小等效塑性應變為0.24，恰好避免了晶粒異常長大的問題，表明設計的坯料尺寸合理。

圖6 典型行程下坯料的等效塑性應變Fig.6 Equivalent plastic strain diagram of typical strokes

2.2.3 溫度場

圖7 不同行程下坯料的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of typical strokes

圖7是不同壓下量下坯料溫度場分布圖。變形開始時，坯料上下表面最先與模具接觸，隨著接觸壓應力增加，坯料在接觸區域表面溫度急速下降，如圖7a，b，c，d所示;隨著變形量的增加，在坯料未接觸表面溫度迅速上升，最大溫度達到了1200℃，如圖7d所示;同時，隨著壓下量的增加，溫度分布不均勻程度增加（如圖7e所示（剖面位置同圖6e）），由于靠近毛邊鍛件等效應變增加，變形熱效應增加，導致坯料的最高溫度集中在鐓擠變形區附近，因此鍛件上下端溫度比鐓擠變形區附近低250℃。

2.2.4 成形力及打擊能量分析

圖8和9分別給出了成形力、打擊能量隨上模行程的變化曲線。從圖8和9可以看出，變形開始時，模具承受的載荷及耗費打擊能量隨模具壓下量的增加而緩慢增加。因為變形初期，坯料處于自由鐓粗階段，坯料和模具的接觸面積較小，所以變形力及所需的打擊能量較小;當自由鐓粗階段轉為鐓擠充型階段（即壓下量達到65 mm時），導致坯料和模具間接觸面積增大，并且坯料表面溫度下降較大，如圖7c所示，導致金屬流動困難，模具承受的載荷迅速增加;當壓下量達到75 mm時，坯料大量流入飛邊槽，由于受到毛邊槽的阻力作用，導致載荷和打擊能量急劇增加;有限元模擬獲得的最大載荷為1200 t，耗費的打擊能約為55 kJ。從成形力及打擊能量來看，選用1000 t螺旋壓力機滿足泵體成形需求。

圖8 成形力-行程曲線Fig.8 Forming force-stroke curve

圖9 打擊能-行程曲線Fig.9 Blow energy-stroke curve

3 工藝試驗

在工藝設計和模擬分析的基礎上，開展了泵體精密模鍛工藝試驗，試驗在1000 t螺旋壓力機上進行，模具結構及工藝參數與文中一致。坯料采用工頻感應加熱，考慮到燒損率，模擬獲得的坯料體積需增加1%。圖10為試驗獲得的泵體鍛件，鍛件沒有塌角、折疊等缺陷，非加工外表面的尺寸精度達到了圖紙要求，試驗結果與數值模擬結果一致。

圖10 泵體成品鍛件Fig.10 Forged part of pump body

4 結論

1）應用有限元技術分析坯料在變形過程中的速度矢量場，得出了坯料在自由鐓粗、鐓擠充型時的流動規律和變形機理。

2）分析了所設計坯料尺寸在終成形等效塑性應變分布，滿足了預定要求，根據成形載荷曲線，優選了成形設備。

3）經試驗驗證，精密熱模鍛工藝獲得的鍛件非加工外形面尺寸精度達到了零件要求，數值模擬結果與實驗結果一致。

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