帶外斜球道的汽車外星輪精鍛工藝開發

文／曾凡·上海納鐵福傳動系統有限公司

針對帶斜球道的萬向節外星輪，開發了一種可以直接鍛出其外斜球道的精鍛工藝。首先設計了彈性可開合的冷精整沖頭以及帶外側凸耳的溫鍛毛坯。然后構建了該零件所用材料的流動應力模型，并將該模型耦合進商用有限元軟件，建立了相應的數值模擬方案。隨后通過仿真模擬獲得了初始的冷精整坯料形狀尺寸，設計了初始的四道序溫鍛＋冷精整工藝方案。進一步的基于有限元模擬與現場試驗結果，對相關工藝參數與毛坯尺寸進行優化。優化方案小批量試制獲得的結果表明，該工藝穩定可靠，可以省去后續粗銑道序，鍛件材料重量由2360g 降低至2150g，具有良好的經濟效益。

萬向節是實現汽車傳動系動力傳輸的關鍵裝置，可實現兩根軸線不平行的轉軸間的轉速與扭矩傳遞，解決了汽車發動機與車輪軸向不在同一位置時的動力傳輸、適應轉向和汽車行駛時的上下跳動與角度變化問題，相當于汽車運動時的“關節”。VL 型萬向節是一種可伸縮型球籠式等速萬向節，如圖1 所示，該萬向節的外星輪通常具有兩組對向分布的外斜球道。若采用常規直球道外星輪溫鍛＋冷精整的方式鍛出外斜球道，沖頭沿軸向退出時將與零件干涉，不具備脫模條件。目前在大批量生產中，該外星輪零件通常采用熱鍛或溫鍛方式鍛出柄部和圓筒狀碗部，再采用銑削加工出外斜球道，加工效率相對較低。同時球道區域的金屬材料成為鐵屑廢料，降低了材料利用率。此外球道是工作時承受滾球運動載荷的主要區域，球道部分的金屬流線被機加工切斷，也降低了零件的使用壽命。因此，開發出一種直接鍛出外斜球道的工藝方法對于提升產品質量，降低生產成本具有重要的現實意義。

圖1 VL 型萬向節外星輪示意圖

近年來，隨著計算機技術和數值計算方法的不斷發展，有限元數值模擬的理論研究與技術積累逐步成熟。通過數值模擬，了解材料變形過程中的運動方式、應力分布、流線情況、填充情況以及成形載荷等。對于精鍛成形工藝和模具設計、坯料設計、設備選擇以及成形質量的控制等具有重要的現實意義。本文借助有限元數值模擬工具，與工程實踐相結合，給出了一種新型冷精整模具結構設計與相關工藝，以期實現帶外斜球道的VL 型萬向節外星輪鍛件的連續穩定生產。

冷精整工藝開發

現有冷精整模具結構

要采用精鍛方式鍛出球道，必須首先解決冷精整完成后沖頭的脫模問題。圖2 所示為本公司現有外星輪工藝的冷精整模具結構示意圖。對于球道精整變形量較小的節型，該結構可以順利實現坯料的冷精整。但將該結構用于VL 節型的冷精整時，沖頭的轉角連接處提前出現了裂紋，如圖2 所示標出的裂紋出現的位置。分析認為，鍛件成形過程中，沖頭轉角處下方受到朝外側的側向壓力；而脫模過程中，芯棒抽出后，同一位置受到了朝內側的側向壓力。每精整一個鍛件，該區域都將承受一次交變剪切應力。而VL 節型在冷精整時，變形量大，脫模時的彈性變形行程也更大，導致該交變剪切應力的值也更大，最終導致沖頭轉角連接處的金屬材料因疲勞發生了開裂。

圖2 SDS 現有冷精整沖頭結構

針對這一問題，日本Nichidai 公司開發了一種組合型冷精整模具結構，如圖3 所示。該方案將沖頭拐角處做了分塊處理，這一方案的優勢在于消除了沖頭拐角連接處的疲勞開裂風險。但該方案需要將沖頭頭部與工作部分進行裝配，對裝配精度的要求較高。同時脫模時通過氣動彈簧推動沖頭朝內部合攏實現脫模，模具結構相對復雜，且需要增加相應的工裝。

圖3 Nichidai 公司冷精整沖頭結構

優化后冷精整模具結構

為解決現有模具方案存在的問題，設計了一種彈性可開合的冷精整沖頭，如圖4 所示。該沖頭上部區域為薄壁直筒形狀，下部區域外側形狀與零件內腔一致，具有六個外斜球道特征，球道中心線與軸向夾角為16°，內側具有錐形通孔。為實現彈性脫模，沖頭的六個斜球道每兩兩之間開有一個矩形槽用于彈性脫模，槽寬t ≥(πdmax-πdmin)/6+1，其中dmax為所有球道輪廓的外切圓直徑，dmin為零件內腔圓筒面的直徑。沖頭內腔配有對應的芯棒和芯套，芯棒上部區域為圓柱形，下部區域為錐形，錐度與沖頭下部內孔匹配。芯套為筒形，內孔尺寸與芯套上部形狀匹配。芯棒與芯套的軸向相對位置可調。

圖4 優化的冷精整沖頭形狀

圖5 所示分別為變形前、變形后脫模前、脫模后的模具狀態。冷精整開始時，彈性可開合沖頭向下運動伸入溫鍛毛坯內腔，同時芯棒和芯套伸入并脹緊沖頭。然后沖頭繼續下壓完成冷精整變形，實現零件收口；隨后向上抽出芯棒和芯套，使沖頭可依靠材料彈性朝內側松開。最后向上拔出沖頭，完成脫模。

圖5 冷精整沖頭工裝示意圖

該方案的優勢在于，精整成形時側向力作用在芯棒與錐形通孔的區域，沖頭連接處幾乎不會受到剪切力的影響，從而降低了循環應力導致的疲勞開裂風險。同時沖頭仍保持整體式結構，結構簡單，制造和裝配方便，適合大批量自動化生產。

冷精整毛坯形狀設計

由圖1 可知，該零件的6 組球道中軸線兩兩之間交替呈“╱ ╲”和 “╲ ╱”形分布，由于冷精整毛坯由溫鍛鍛出，為保證溫鍛順利脫模，在毛坯的球道輪廓線上方均應確保沒有金屬材料。這就導致冷精整過程中“╲ ╱”形上方所需流入的材料要遠大于“╱╲”形。為了使冷精整過程中材料盡量沿徑向流動，減小材料沿周向穿流可能導致的裂紋風險，設計了一種具有外側凸耳的溫鍛毛坯。如圖6 所示，在“╲ ╱”形外側輪廓線設計了3 個凸出的部分，目的是使毛坯上部筒形區域的金屬材料沿周向預分布。與傳統具有圓形外輪廓線的毛坯相比，新設計冷精整過程中壁厚的減薄變形程度更均勻，有利于降低局部應力，減少因局部扭轉造成的裂紋風險，同時減少了材料沿周向的流動時與模具表面間產生的摩擦力，有利于降低總成形力。

圖6 具有凸耳的溫鍛毛坯

精鍛工藝設計與數值模擬方案的構建

為了確定具體的毛坯尺寸形狀與各工位工件形狀尺寸，減少模具調試的次數，考慮預先對該鍛件的精鍛過程進行有限元模擬，獲得充填飽滿與無折疊風險的毛坯形狀。

材料流動應力模型構建

金屬材料在塑性變形的過程中，變形抗力會隨著變形程度的增加不斷變化，這將直接影響材料的流動情況，進而決定成形結果。國際冷鍛組織2014 年發布的年度報告中指出，選擇合適的材料流動應力模型，準確描述材料流動應力行為，是有限元模擬成功的先決條件，直接影響最終的求解精度。因此，本文首先進行了所用材料流動應力數學模型的構建。

本文所開發外星輪使用的材料牌號為吉凱恩公司內部牌號UC1(類似國標55#中碳鋼)，材料成分見表1。

表1 試驗所用UC1 材料的化學成分(質量分數，%)

采用Gleeble 1500 熱模擬試驗機測定該材料在精鍛成形條件下的流變應力力學性能。試驗溫度范圍850℃～1000℃，應變速率范圍0.1s-1～10s-1。由于萬向節外星輪精鍛通常是在受壓條件下發生的復雜的體積塑性成形過程，本試驗選用坯料尺寸為φ8mm×12mm 的小圓柱，對其進行單道次高溫壓縮試驗，最大變形量控制在60%，變形時試件處于氬氣氣氛保護下，防止其表面產生氧化皮影響成形過程。

如圖7中的試驗數據所示，分別測量了材料在0.1 s-1，0.5s-1，1s-1，10s-1應變速率和850℃，900℃，950℃，1000℃溫度條件下的流動應力曲線。由圖中數據可以看出，在該變形條件范圍內，應變速率不變時，溫度越高，應力越小；溫度不變時，應變速率越快，應力越大；此外，隨著應變的增長，流動應力先逐漸增長，當應變累積到一定程度時，應力達到峰值，隨后逐步減低并趨于穩定。而在應變速率為10s-1時，曲線未出現明顯的穩態應力值。

圖7 不同變形條件下的熱壓縮試驗應力應變曲線

由熱壓縮試驗結果可知，該材料流動應力的大小受到變形過程中溫度、應變以及應變速率參數的影響。參考文獻中的建模方法，本研究通過Arrhenius 模型建立了各參數間的數學關系，將模型預測應力結果與試驗數據比較，如圖8 所示。

圖8 不同變形參數條件下的預測應力值與試驗測得應力值比較

使用相關系數(Correlation Coefficient, R)、均方根誤差(Root Mean Square Error, RMSE)以及平均絕對相對誤差(Average Absolute Relative Error ,AARE)評價模型結果的可靠性。通過計算得到R=0.927、RMSE=8.245MPa、AARE=4.768%，絕對值相對較小。誤差產生自建模時的線性擬合誤差以及試驗數據的測量誤差。可認為所得的材料流動應力Arrhenius 模型可靠性較好。

冷精整有限元模擬

將前文建立的材料流動應力模型導入DEFORM 3D 商用有限元模擬軟件，結合剛粘塑性有限元方法，構建了該零件冷精整過程的有限元分析模型。其中模擬過程中的關鍵模擬參數設置情況，如表2 所示。

表2 冷精整關鍵模擬參數

如圖9 所示，建立了冷精整過程的有限元模擬模型。為了提升運算效率，節省單個算例的計算時間，對模擬過程做了部分簡化。模具類型設置為剛體，工件設置為塑性體，不考慮其成形過程中的彈性變形。工件根據其幾何對稱特性選用1/6 模型，從而減少有限單元的數量。冷精整過程的仿真模擬主要是為了得到合理的冷精整坯料形狀，也就是獲得溫鍛件的形狀尺寸，同時得到合理的冷精整沖頭與凹模尺寸形狀。通過反復迭代優化計算，最終得到了工件充填飽滿的設計方案。

圖9 冷精整有限元模擬方案示意圖

溫鍛工藝設計與有限元模擬

根據之前獲得的優化后的溫鍛件形狀尺寸，設計了與之相匹配的四道序溫鍛工藝方案。溫鍛工步如圖10 所示，一工位到四工位成形工藝為分別擠小柄，擠大柄，內腔形狀預鍛成形，最終成形四步。通過以上分步成形的方式有效均布壓機載荷及滿足圓周跳動工藝要求。由于毛坯形狀較復雜且對外形尺寸有高精度要求，四工位模具設計采用封閉式模腔方案控制外形凸耳和內腔球道的充足程度以及分模面飛邊毛刺高度。分模面設計在凸耳邊緣最大截面處，有利于從模腔中順利取出零件，在分型面凸耳處沖頭與凹模之間留有2mm 間隙，有利于材料在沖頭拐角處充分流動充足，除凸耳以往的分型面處模具間隙控制在0.5 mm 以內有利于零件內腔與外圓跳動控制，卸料位置剛好在最大外圓凸耳毛刺部位。

圖10 溫鍛工步圖

基于前文建立的材料流動應力模型，結合剛粘塑性有限元方法，構建了該零件溫鍛過程的有限元分析模型。溫鍛過程的關鍵模擬參數如表3 所示。

表3 溫鍛關鍵模擬參數

圖11 展示了該鍛件四道序溫鍛過程的有限元模擬方案。根據模擬結果，調整了各工位的坯料形狀，使成形過程中材料流動合理，載荷分布均勻，充填飽滿，無折疊風險。同時根據第四工位的材料流動情況，在最后充填區域對應的模具位置處設置了相應排氣孔。

圖11 溫鍛有限元模擬方案

現場試驗驗證與工藝優化

根據前文所述的精鍛方案，進行了該產品的現場試生產。現場試驗發現，在變形量較大的耳部一側，鍛件出現了明顯的開裂，如圖12 所示。

圖12 凸耳一側開裂照片

通過分析有限元模擬結果發現，在冷精整過程中，該區域內腔的金屬材料出現了明顯受拉的情況。進一步的，以該區域金屬材料為研究對象，分析了其在冷精整過程中的損傷累積情況，如圖13 所示，該區域材料的損傷值最高達到0.5 以上，已超過該材料的斷裂閾值0.45。判斷該區域金屬成形過程中受到過大的拉應力是導致裂紋產生的原因。通過有限元模擬分析可知，初始方案冷精整凹模的起整點過低，導致內腔上部受到沖頭朝外的力，下部受到凹模朝內的力，中部區域金屬受剪切應力，導致損傷迅速增加。改進方案提高了冷精整凹模的起整點，如圖14 所述，改進后方案目標區域的損傷值降低到0.3 以下，消除了開裂風險。

圖13 優化前材料損傷值

圖14 優化后材料損傷值

使用優化后的方案進行了鍛件的試生產，如圖15 所示，得到的鍛件球道充填飽滿，未出現裂紋。以該方案進行200 件小批量試制，如圖16 所示，順利完成了自動化連線生產，得到的鍛件均滿足產品工藝要求。新工藝省去了后續的球道粗銑道序，同時材料重量由2360g 降低至2150g，具有良好的經濟效益。將該批鍛件進行后續機加工并裝配至總成，已完成并通過了實際使用前所需的功能與臺架試驗。

圖15 冷精整后鍛件照片

圖16 小批量200 件試制照片

結論

⑴采用彈性可開合冷精整模具可以實現VL/MB型萬向節外星輪的精鍛生產，具有外側凸耳的溫鍛毛坯設計解決了鍛件沿周向變形量分布不均的問題，有助于降低設備載荷，提高工藝的穩定性和可靠性。該工藝模具結構簡單，無需新增設備，可使用常規外星輪生產線，便于快速批產切換。

⑵通過調整冷精整凹模的起整點，可以解決VL外星輪冷精整過程中存在的剪切應力過大的問題，從而消除了裂紋產生的風險。利用優化后的工藝成功實現了鍛件的小批量連續生產，為產品后續大批量生產奠定了基礎。