可控變形區法外齧合薄壁件鐓粗成形

鈑金成形(SBMF)是一種具有功能元件的複雜鈑金件的成型方法。在本研究中，研究了一個典型的帶外齧合薄壁構件的整個成形過程，包括薄板成形和塊體成形。在板材成型過程中製備深拉杯;隨後，在側壁上進行鐓粗以形成外部傳動裝置。所采用的鐓粗方法稱為可控變形區鐓粗(U-CDZ)。與常規鐓粗法相比，U-CDZ法采用了反力浮動反衝頭，使成形機理由變形區累積轉變為整個側壁變形。研究了反作用力和材料流動的影響，以了解其機理。提高了成形質量，即成形過程和有效應變分布，避免了高成形載荷。此外，為了防止在實驗過程中在內角處折疊，還使用了帶鎖珠的衝床。

輕量化策略可以用來創造低能耗和低氣體排放的環境友好型產品，特別是在運輸部門。正如Tekkaya等人所提到的。[1]，功能元素的集成是實現結構輕量化最有效的方法之一。對日益複雜的薄壁零件的淨形成形提出了更高的要求，如齒輪鼓和同步器環。因此，將大塊成形工藝與板料成形工藝相結合應用於鈑金上，被稱為鈑金大塊成形(SBMF)或平板鍛造。

Merklein等人審閱過。[2和森和中野[3.]， SBMF方法在製造功能部件時可以縮短工藝鏈，提高材料利用率。前田和荒木[4開發了一種典型的三級成形工藝，用於在圓形毛坯的外緣製造圓周齒輪;該工藝包括拉深、翻邊和鐓粗。Nakano [5]解釋說，與傳統棒材鍛造相比，平板鍛造在生產複雜截麵形狀的殼體件方麵具有更大的優勢。施耐德和默克萊因[6開發了一種將拉深和鐓粗相結合的單級工藝，擴展了SBMF方法在薄壁零件製造中的應用。與此同時，Isik等人[7]發現SBMF後孔隙體積分數降低，獲得了較好的力學性能。

盡管SBMF具有顯著的優點，但它也存在一些挑戰，包括屈曲、折疊[8，以及高成形載荷。因此，已經花費了大量的努力，如使用定製坯料，定製表麵，和振動輔助加載模式。在Merklein等人的研究中[9)，通過軌道成形生產的定製毛坯被用作半成品組件來製造齒輪組件。因此，消除了開槽和折疊。歐寶等[10提出了柔性軋製執行量身定製的毛坯，從而提高材料利用率和模具填充。另一種優化模具填充和幾何精度的方法是定製直接影響材料流動的摩擦學條件。Merklein等人[11]調查了齒輪擠壓過程中的物料流，並報告了在使用常規工具係統時填充不足是不可避免的。Löffler等。[12]研究了局部適應摩擦學條件的有效性，實驗結果表明，功能元件的最大高度至少提高了10%。除了使用定製的表麵，物料流動可以通過特定的衝壓運動的壓力機。Maeno等人[13，14]報道了負荷脈動對平板壓縮的應用，改善了生產具有更好尺寸精度產品的潤滑條件。類似地，Behrens等人[15，16，17開發了一種液壓執行機構，將振蕩疊加在組合熨燙和外部傳動成形過程中，以實現更好的成形質量。同時，Behrens等人[18]發現，對於有內外傳動裝置的板材件，帶鎖緊珠的模具在鐓鍛側壁時可以成功避免內鍛件重疊。此外，為了降低成形載荷，Sieczkarek [19，20.開發了一種創新的增量式SBMF工藝，以形成外部齒輪組件，然後將其應用擴展到混合齒輪組件的形成[21］．隨後，Wernicke [22，23，24優化刀具結構，並進行添加劑加熱，以提高零件的成形性;然而，不填充、折疊和開裂仍然存在。

為了更精確、更高效地製造具有功能元件的薄壁元件，本研究采用了一種替代的SBMF方法。複合成形過程包括兩個階段:片狀成形階段和塊狀成形階段。在前一階段，通過落料、拉深、定徑和切割生產杯坯。隨後，在後期進行可控變形區(U-CDZ)鐓粗，在杯壁上形成外齧合。對整個工藝鏈進行了實驗驗證。研究了拉深的效果，采用鎖緊珠防止內角處的折疊。與常規成形方法相比，U-CDZ成形方法顯著降低了成形載荷，提高了成形質量。通過數值計算分析了成形過程中的材料流動和有效應變分布。

目標幾何

本研究的目的是透過SBMF，從根本上了解功能元件薄壁元件的製造過程。目標幾何，如圖所示1，涉及使用外部傳動裝置作為功能元件。如圖所示1(b)，殼體構件側壁內徑，d₀= 28 mm，側壁高度為H₁= 13毫米。底部洞的直徑，d_b，為28毫米。底部的魚片(R)和底部厚度(t₀)直徑為2毫米。此外，34個漸開線齒均勻對稱地分布在側壁外表麵。數字1(c)展示了單個牙齒的放大視圖，以及本研究中使用的主要參數(命名方法如圖所示)1(a))的數目如下:(i)牙齒數目(n= 34)，模塊(米= 1)，節徑(d_p= 34毫米);(ii)附錄(h_一個= 0.8毫米)和針尖直徑(d_t= 35.6 mm);(iii)蒲公英(h_d= 0.9毫米)和根徑(d_r= 32.2 mm);(iv)齒尖半徑(r₁= 0.3 mm)及牙根半徑(r₂= 0.3 mm)。

過程鏈

數字2展示了從毛坯開始設計製造帶外齧合薄壁杯的完整工藝鏈，毛坯的初始厚度為2毫米。整個流程由兩個階段組成，其中七個步驟。

1. (1）

   第一成型階段包括落料，兩步拉深，三步上漿，以及隨後的切割。初始方坯的尺寸由體積恒定原理確定，其中同時考慮了拉深比。拉出後，進行上漿以獲得準確的外徑和底角。

2. (2)

   第二個成型階段是對側壁進行鐓粗，以生產功能元件。Zhu等人提出的U-CDZ方法[25]是整個流程鏈的核心。

U-CDZ法製造功能元件

板材成型工藝完成後，製備了杯狀預製件;隨後，通過鐓粗形成功能元件。數字3.展示了工具概念和鐓粗操作前後成形的示意圖。如圖所示3.(a)，一個從薄板坯料中抽出的深杯安裝在一個由四個核心部件組成的成形係統中:衝床、反衝床、芯棒和模具。芯軸和衝頭通過螺栓連接，以防止井壁鐓粗時井底變厚。該模具包含兩個腔，即成型腔和保持腔。成形腔內存在一個內齒輪腔。

第二成型階段，即側壁鐓粗，對確保整個SBMF工藝鏈的可行性至關重要。因此，在側壁鐓粗時，采用U-CDZ的成形理念，降低了成形載荷，提高了成形充填性。數字3.(b)顯示了U-CDZ方法的原理。最初，杯壁由模芯軸和模腔固定。由於衝床的進料，更多的材料被推入成型腔。這時，反衝頭受到反力的作用，使側壁翻倒，形成齒輪形狀。如果工件的內力超過了反力，那麼反衝頭就會縮回，就會有更多的空間，就會有更多的材料能夠流入成型腔內，增量地形成功能元件。因此，利用U-CDZ方法，可以將側壁整體鐓粗變形分割為增量變形。

為了更好地理解U-CDZ法的原理和優點，圖中給出了常規鐓粗操作的實例3.(c).總側壁安裝在成型腔內。與U-CDZ方法不同的是，反衝孔和模具是固定的。由於衝床進料，側壁高度降低;因此，材料流入齒輪腔的自由空間，導致杯壁增厚和齒形。

材料

堆棧壓縮試驗是目前唯一可靠的力學表征試驗，可用於獲得應力-應變曲線，直至SBMF中典型觀察到的高應變值[26］．本研究采用2mm厚的商用純鋁1060-O板材，通過堆疊壓縮試驗確定其流動曲線。

5個直徑12.5 mm，厚度2 mm的椎間盤被堆積起來。壓縮試驗在SANS CMT5305 (MTS)萬能試驗機上進行，應變速率為0.002 s⁻¹十字頭下速度為1毫米/分鍾。樣品在室溫下被壓在兩個平坦拋光，潤滑良好的平行壓板之間。由堆疊壓縮試驗得到的應力-應變曲線如圖所示4並使用Hollomon應變硬化模型進行近似，即σ= 122.6ε^0.233．

摩擦測試

通過銷擠壓試驗確定了摩擦因數。如Vierzigmann等人所示。[27]，該試驗結合了鐓粗和正向擠壓過程，這是典型的SBMF操作。該方法的原理如圖所示5(a)，其中銷是通過壓在試件上的上模形成的。一個直徑為1.5 mm，肩半徑為1.0 mm的空腔出現在下模的中心。摩擦力越高，流入腔體的材料量就越高。因此，可以用銷高來確定摩擦係數。本研究采用直徑為15.0 mm，厚度為2.0 mm的標本。試驗使用小鬆混合交流伺服壓力機H1F200進行，衝床的衝程定義為1.0 mm，速度為1 mm/s。采用TRANSVALOR Forge NXT 1.1對銷擠壓試驗進行了相應的模擬。對幾個摩擦因子進行模擬，得到擬合曲線，如圖所示5．實驗測得的引腳高度為1.83 mm(如圖所示)5(b))，得到摩擦係數為0.09。

實驗計劃

根據目標構件的尺寸參數如圖所示1根據體積恒定規律，理論坯料直徑最大應為55 mm。但是，考慮到拉深過程中板料毛坯的各向異性導致杯壁頂部的耳環，必須進行後續的切割才能獲得側壁的平麵端麵。因此，坯料直徑增大到62 mm，切割後的杯壁高度，H₀，為20毫米(圖3.)．板材成型過程中使用的核心參數與Zhu等人使用的相同。[28]用於工具設計，如圖所示6．在第一次和第二次拉深時，衝模間隙為2.2 mm。隨後，在外徑施膠過程中，間隙減少到2.0 mm。兩步定徑後，內底圓角由6毫米減小到2毫米。隨後進行切割，以在側壁和底孔上獲得一個平坦的端麵，以便連接芯棒和衝床。

杯坯完成後，對側壁進行加厚加工，製造功能元件。如圖所示7成型設備包括工裝、萬能試驗機、液壓單元和油缸。工具安裝在SANS CMT5305 (MTS)通用試驗機，十字頭速度為1 mm/s。該工具如圖所示7(b);主要的成型部件是芯棒、衝床、反衝床和模具。為了實現成型部件之間的運動，當上板向下移動時，使用能提供20千牛力的氣彈簧來固定模具。一台通用試驗機和一個液壓缸分別用來驅動衝床和反衝床，其中液壓缸提供所需的反力。在這項研究中，反作用力被設置為30,40,50,60kn。如圖所示7(c)，芯棒和衝床用一根螺紋組裝在一起，這樣在側壁鐓粗時底部保持不變。對衝床進行了優化，增加了鎖緊珠，以防止翻倒杯壁時的內折。另外，圖7(d)和(e)分別給出U-CDZ法和常規鐓粗法產生的岩心成形部件的相對位置。

在本研究中，硬脂酸鋅被用作潤滑劑。為了確定成形參數的影響，采用測量誤差為0.01 mm的ATOS型芯掃描設備對實驗工件進行掃描，獲得三維STL模型。一些樣品沿著中心軸鋸切，然後研磨拋光，以驗證斷麵成形。

模擬

通過數值模擬分析了新成形工藝的可行性，為研究材料流動和成形機理提供了依據。因此，使用TRANSVALOR Forge NXT 1.1進行了一係列模擬。在本研究中，所有的成形過程，包括板材成形和體塊成形過程都采用三維模組進行，並采用對應於單個齒輪全過程成形的1/34軸對稱模型，以減少計算量。因此，反力設置為30/34、40/34、50/34和60/34 kN。仿真所用的參數與實驗條件一致，如圖所示8．U-CDZ方法中衝床的衝程記為年代₁，在傳統方法中，年代₂．

決定成形質量的核心工序是大塊成形工序，之後進行切割操作以保持均勻的側壁高度。因此，本研究不強調各向異性。

畫的行為

基於體積恒定和考慮切削餘量，從初始厚度為2mm的薄板上裁掉了直徑為62 mm的圓盤。試件沿直徑垂直截麵的成形結果，包括實驗結果和數值結果如圖所示9．在每個切片上標出五個測量位置，用於光學顯微鏡檢測壁厚。測量點位於圓角處。在切點上有兩個測量點:圓角與側壁的切點和圓角與底部的切點。其餘兩點設置在側壁中部高度和底部中心位置，觀察拉拔結果。

剖麵剖麵的詳細測量數據表明，在薄板成形過程中，杯內的厚度分布是變化的。經證實，由於彎曲和拉伸，最大的變薄發生在圓角處。經過兩步拉深，魚角處的厚度，\ (T_{1}識別^ {3}\)，由最初的2毫米降至1.73毫米。底部中心的厚度，\ (T_{1}識別^ {5}\)，略微下降至1.93毫米。壁厚隨杯高的增加而增加，這是拉深成形的典型結果，受衝模拉深間隙的影響。杯壁中間的厚度，\ (T_{1}識別^ {1}\)，為2.10 mm。為了獲得均勻的側壁厚度，外徑尺寸是必要的。中間高度時的側壁厚度，\ (T_{2}識別^ {1}\)的形狀為1.99 mm，其他幾何參數基本不變。在最後兩個步驟中，對魚片進行分級。半徑從6毫米減少到4毫米，然後到2毫米。最後，觀察到在圓角處的厚度下降到1.67 mm。在上漿成形過程中應用反衝床，有利於形成扁平的底部，提高了鐳的上漿性能;但是，底部厚度的減小是不可避免的。底部中心的最終厚度，\ (T_{4}識別^ {5}\)，直徑1.84 mm。毛坯的各向異性導致了側壁上的耳環。板材成形後，杯體最小高度為23 mm，滿足下一道鐓粗成形工藝要求。

數字9(b)為通過三維模擬得到的代表性垂直截麵的有效應變分布和幾何形狀。在拉深模擬中，為了避免耳環的形成，采用各向同性硬化模型，並將初始毛坯直徑設為理論值，即55 mm。根據模擬結果，最大應變值出現在側壁頂部。此外，由於在魚角施膠過程中使用了反衝床，在底部發生了輕微的變形。

鎖緊珠在衝床上的應用

在完成板材成型過程後，進行切割以去除耳環，並獲得具有均勻側壁高度的杯子。為了固定杯底，在芯棒和衝床連接時需要開一個孔。此外，模擬得到了均勻的側壁高度;因此，在有限元模擬中不需要切割側壁。實驗杯坯切割後的高度與仿真高度一致，即H₀= 20毫米。半成品工件如圖所示10(a).以模具設計和20%衝程為典型力矩，比較成形結果，如圖所示10(b)和(c)。

如前所述，最大的變薄發生在角落。通常，衝床是平的，沒有鎖珠。當對側壁進行鐓粗時，材料首先流向工件與凸模之間的間隙，圍繞圓角。如數值和實驗結果所示(見圖)，在沒有任何支撐的情況下，圓角的外表麵形成了內鍛件搭接10(b))。該現象可能會縮短部件的使用壽命。為了製造鍛造圈，在衝床上集成了鎖緊珠。鎖緊珠的設計如圖所示10(c).考慮到目標組件的幾何形狀，高度設置為20 mm。在芯棒和鎖緊珠的支撐下，當對側壁進行鐓粗時，圓角處的材料幾乎沒有變形。實驗結果與數值計算結果吻合較好，均證明了在凸模上加裝鎖緊珠能有效地消除鍛件搭接現象。

用U-CDZ法形成外部傳動裝置

在拉深杯外齒輪的製造中，最重要的核心工序是側壁鐓粗，因為它決定了最終的成形質量。為了了解U-CDZ的形成機理，詳細的應變速率分布和截麵剖麵對比如圖所示11對於幾種衝程，即20%、40%、60%、80%和100%衝程。

反力為60 kN時，U-CDZ法得到的應變速率分布如圖所示11(b)在這種情況下，由於衝床進料，材料被從保持腔推入成型腔。反衝床收縮並提供更多的空間，同時翻轉材料以形成一個外部齒輪。當應變速率為零時，可以認為材料在某一時刻不發生塑性變形。由此可見，在形成空腔與保持空腔之間的分界線附近的非零應變率區形成了穩定變形區。而在常規鐓粗法中，非零應變率區貫穿整個杯壁，這意味著整個杯壁發生了塑性變形，如圖所示11(c).實驗過程中外齧合齒輪的變形過程(如圖所示)11(a))體現在對形成機理的數值分析中，其中常規鐓粗法的整個側壁變形轉化為U-CDZ鐓粗法增量變形的累積。

圖中顯示了U-CDZ方法中占總衝程60%時工件應變率分布的放大視圖12(c).工件可分為三個區域:區域1，為未變形區;第2區，是變形區;第三區，變形區。衝床將物料從1區推至2區，在反力作用下，2區物料發生塑性變形。變形後的材料不斷向3區傳播，反衝頭逐漸縮回，從而促進了外齒輪的形成。傳統的鐓粗方法是沿軸向鐓粗材料，通過徑向流動填充成形腔，如圖所示12(a).由於不同的物質流動方式，力-位移曲線的演化和最終的幾何結果表現出完全不同的特征。如圖所示12(e)，在U-CDZ法中，成形載荷可分為穩定變形建立前和建立後兩個階段。最初，材料被推入以填充模具間隙。在這一階段，成形載荷迅速增加以克服反力，直到反衝頭被收回。一旦建立穩定的變形，成形載荷幾乎保持不變。而在傳統的鐓粗方法中，成形載荷呈不斷增大的趨勢，難以完全填充模腔，這是封閉模鍛工藝的特點。數字12(b)和(d)顯示成形後的工件，包括使用ATOS光學掃描儀獲得的齒尖的數字模型和垂直截麵。結果表明，與傳統鐓粗方法相比，U-CDZ方法在較低的成形載荷下獲得了精度更高的外齒輪。

除了高尺寸精度外，U-CDZ方法還能產生具有均勻性質的最終組分。通過分析成形後的有效應變分布(如圖所示)13)時，觀察到底部孔周圍出現了小的塑性變形;這是因為在側壁進行鐓粗時，存在一些空隙來填充這些區域。在鎖緊珠的支撐下芯棒和衝孔，底部其他材料幾乎保持不變，幾乎發生塑性變形。

由於穩定變形的累積，齒尖垂直截麵即H-H截麵表明有效應變沿軸向分布均勻。有效應變在靠近齒尖的位置較高。A-A、B-B、C-C和D-D段在不同側壁高度處分布趨勢相同。結果表明，高有效應變主要集中在齒外表麵，有利於提高齒輪傳動的疲勞壽命。但是，值得注意的是，在H-H節觀察到一個缺陷。它是在穩定變形區建立的那一刻開始的;根據前人的研究，可以通過采用優化的模具和衝頭結構來消除這種現象[29］．

反作用力的影響

穩定變形區決定了成形質量和成形載荷[30.]，為了分析實驗核心參數的影響，在研究案例中測試了30、40、50和60 kN的幾種反力。

如圖所示14，以60%衝程為典型力矩，比較了不同反力作用下的應變率分布，給出了實驗結果。

很明顯，反力決定了變形區高度，隨著反力的增加，變形區高度從10.78 mm下降到4.23 mm。此外，反衝頭是至關重要的鐓粗的材料被推入成型腔。當反力足夠大時，變形區內的材料完全填滿齒輪腔。因此，這些材料的變形轉化為剛性運動而不是塑性變形。隨後，可以建立一個穩定的變形，如第2節所述。4.３．使用ATOS掃描儀獲得的實驗工件齒尖處的數字模型和垂直截麵如圖所示14支持上述猜想。在30千牛的反力下，由於反力不足以使材料翻倒形成外部齒輪，側壁發生了輕微的塑性變形。隨著反力的增加，補牙效果明顯改善。在60千牛的反作用力下形成了一個健全的外部傳動裝置。

SBMF是一種低成本、高效率製造具有功能元件的複雜薄板元件的新方法，尤其適用於汽車傳動係統中不同厚度的雙圓柱元件和帶內鼓的離合器支架等。在本研究中，U-CDZ鐓粗在杯壁上形成外部齒輪，通過板材成形半成品。研究結論如下。

1. (1）

   整個工藝鏈包括拉拔和鐓粗。實驗和數值結果表明，U-CDZ方法可以用於製造外齧合齒輪結構。

2. (2)

   在U-CDZ法中，材料從保持腔逐漸被推入成形腔內，成形機理由整個側壁的形成轉變為變形區的堆積。因此，U-CDZ方法可以形成精度高、有效應變分布均勻、成形載荷低的外齧合齒輪。

3. （3）

   反力是U-CDZ法形成外齧合齒輪的關鍵工藝參數。反力越大，變形區越小，填充率越高。

4. （4）

   在鐓粗過程中，內底圓角處易發生鍛件重疊現象。為了優化材料流動，采用了一種經實驗證明能有效防止內鍛件重疊的鎖珠結構。

不適用。

國家自然科學基金項目(51875351,51475296)資助。

作者和隸屬關係

1. 上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所，上海，200030

   莊新村，梁美樂，朱盛發，朱茵，趙震

2. 上海交通大學模具CAD國家工程研究中心，上海200030

   甄趙

貢獻

XZ和ZZ設計實驗工作，組織分析工作，協調文章的撰寫。ML和YZ進行了實驗工作，並對得到的結果進行了評價。SZ進行文獻複習，分析U-CDZ結果。所有作者閱讀並批準了最終稿件。

作者的信息

莊新村，1980年生，現任北京大學教授上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所．他獲得了博士學位上海交通大學，中國2008年。主要研究方向為板體成形加工和材料力學行為。

梁美樂，1997年生，目前在北京大學攻讀博士學位上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所．他獲得了材料成型和控製工程學士學位重慶大學，中國在2019年。

朱盛發，1991年生，現為清華大學博士研究生上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所．

朱尹，1995年生，碩士研究生上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所．

趙震，1972年生，現任北京大學教授上海交通大學材料科學與工程學院成形技術與裝備研究所．他獲得了博士學位上海交通大學，中國2002年。主要研究方向為板體成形加工和材料力學行為。

相應的作者

對應到甄趙．

相互競爭的利益

作者聲明沒有競爭的經濟利益。

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