方花键轴开模冷挤压的模具设计及工艺实验研究

性格最爱

方花键轴开模冷挤压的模具设计及工艺实验研究
3 K* h- J% {5 R0 z2 o# l摘要：针对125cc摩托车变速箱的方花键主轴，讨论了花键开模挤压的模具结构特点和影响花键成形的模具回弹问题，提出在开模挤压的可成形性范围内选择入模角，可以避免挤压时出现的入模口局部镦粗现象的发生。
9 _; v, p" }/ z! N  ^( D7 o关键词：花键轴；开模挤压；模具；局部镦粗
; s8 v3 o' E5 k1 u8 c' ], x
7 V# R4 \* I% z6 \# I4 X一、引言

目前采用开模冷挤压的方法成形花键轴已经在国内外得到普遍重视，这种先进的工艺具有节材、优质、高效等特点。这种工艺经过不断完善和发展，必将取代传统的切削加工方法。花键开模挤压时，其模具结构及入模口形状对其成形的影响很大。另外，在开模挤压时易出现入模口处坯料局部镦粗而使挤压无法进行的问题。对于此局部镦粗问题的讨论目前尚未见到报导，在工厂多采用试错的办法通过调整模具参数来解决。本文针对上述问题进行了实验研究，提出了开模挤花键的可成形性范围，以此来衡量是否出现局部镦粗。

二、花键轴开模挤压的模具结构［1，2］

图1为实验所采用的花键轴零件图，轴两端有尺寸相同的矩形花键，中间台阶为齿轮。

图1花键轴零件图

实验中采用两道工序分别完成中间台阶的自由镦粗和两端花键的挤出，为保证上、下花键的同轴度，采用两端同时挤压的办法，模具安装在上、下模板间先采用导柱、导套一级导向，再利用上下模套的模口二级导向，这样来保证成形时的导向精度。花键成形模具结构见图2。

图2花键成型模具结构

5 t7 B( B0 b9 y% |6 \3 B# o4 t) O( P1.花键模具的结构特点

图2所示花键成形模在变形开始部位必须要求有圆角，如不设计成圆角，就会造成齿宽变狭，而且还会出现齿顶充不满的现象。此外如果每个齿的圆角不均匀，则会引起齿形误差和在挤出部分产生弯曲。花键入模口形状有三种：船头形、尖头形和梯形。三种形状中，采用尖头形成形时，易划破磷化膜，使润滑不好，船头形和梯形则不会有上述问题，但梯形比船头形挤压力偏大。无论采用哪种方式，在棱角及过渡面处都要加工成圆角，使金属光滑流动。本实验中采用梯形入模口。
" R* {! |+ F" ^5 E
2.模具回弹量
- c. \1 k' `& E& W  }
在冷挤压时，由于模具所受单位挤压力很高，使模具产生弹性膨胀，这给制品的尺寸精度带来严重影响，尤其是冷挤压后不再机加工表面。关于金属体积成形时模具回弹量的计算还没有准确的公式，仅限于经验值。本实验由于单位挤压力较小，取回弹量为0.01mm，而实际测量结果如表1所示。从表中看出，实际的回弹量比实验中取的值大，由于模具型腔尺寸设计时选取了零件尺寸的下限，这样使得试件尺寸未超出零件尺寸公差范围，但这会使磨损量减小而影响模具寿命。从中我们可以看到回弹量的准确选取对制件尺寸及模具寿命的影响是十分显著的。

表1模具回弹量测量数据

- [td]齿根圆直径(mm) [td]齿顶圆直径(mm) [td]齿宽(mm)

模具尺寸 [td]16.635 [td]20.235 [td]4.835

挤压件尺寸 [td]16.683～16.689 [td]20.285～20.301 [td]4.845～4.850

模具弹性变形量 [td]0.048～0.054 [td]0.050～0.066 [td]0.010～0.015

3.挤压试件的硬度变化

坯料经冷挤压后，硬度会有所改变。冷作硬化使坯料硬度升高，变形程度不同时，硬度也会不同，变形量大的地方，硬度值高。在花键开模挤压过程中，挤花键前坯料的硬度是一个很重要的参数，因此对硬度的测量是十分必要的。图3为本文实验中退火热处理后坯料及两道工序中试件的硬度分布情况，由于试件对称只取四分之一进行测量，所取截面为零件轴杆部不同工序的同一处截面。由于坯料第一道工序为局部镦粗，其杆部未镦粗的部分变形极小，所以其硬度值变化也不大。但镦粗出的台阶部分硬度由于冷作硬化，硬度升高很多如图3c所示。花键成形后其截面的硬度分布情况如图3d所示，在齿根的圆角过渡处因其变形量大造成硬度值升高的最明显，而齿顶的硬度却变化不大，这是因为坯料半径R0与齿顶半径R1非常接近，此处变形不大所致。

, k( z+ w. r5 U/ r% V" _图3挤压过程中硬度的变化
(a)球化退火后坯料截面(b)镦粗后轴杆部截面
(c)镦粗后台阶部分截面(d)挤压成形后花键截面

5 D+ q' ~2 Q) L) b7 n1 A三、花键开模挤压的可成形性实验
! h- f2 e7 C* V
: s2 n# r- }- p3 h3 v+ v8 x1.可成形性的提出及计算

花键开模挤时在入模口处易出现局部镦粗的现象，这是由于坯料单位面积上的挤压力P大于材料的屈服强度σS造成的。影响P的主要因素是入模半角α，摩擦系数m，花键断面缩减率R.A%，坯料半径R0，其中最主要的可变影响参数为α。另外，σS值随硬度的变化而变化。这样要满足p≤σS，不出现局部镦粗现象，在硬度及其它条件一定时，α就会有临界值αcr，只有入模半角α在临界值范围以内时才可进行正常的开模挤压。

关于αcr值可通过上限法计算得到［3］，花键挤压可采用Yang［4］提出的任意截面三维挤压运动学允许速度场进行计算。对于图1中花键计算结果为αcr1＝4.48°，αcr2＝26.68°，即当αcr1≤α≤αcr2时，便可进行正常开模挤，而不出现局部镦粗。
4 m7 C; N& V3 p  {
2.可成形性实验

4 ?3 |! K+ a, T, ~4 y, ^本文对图1所示零件进行了开模挤压实验，材料为20CrMnTi钢，球化退火以后HB＝167，σS＝375.2MPa，为检验计算的值，实验中短端花键入模半角取为α＝30°，长端花键入模半角取α＝25°，坯料经磷皂化处理，挤压设备为YB32—100A四立柱液压机。挤压后试件如图4所示。观察试件，α＝25°一端在入模口处润滑膜完好无发亮现象，说明未出现局部鼓出，而且花键成形完好，这与计算结果相符。α＝30°一端，入模口上端有发亮区域，坯料有轻微凸起发生，由于花键右侧有轴杆部的直壁模限制，所以凸起部分贴模，使润滑膜脱落发亮，但花键仍能完好成形，从中看出α＝30°时已是临界状态。计算的临界值为αcr2＝26.68°，实际α＝30°也可完成开模挤，计算值与实验结果有一定误差，这主要是由于上限法计算p值偏大造成αcr2偏小引起的。由此可知，工程设计中取上限法计算值是可靠的。

5 S9 G4 f$ `# Z图4花键轴冷挤压件实物(两道工序)

四、结论

3 s5 z0 g9 }. \5 }: V- s(1)模具的导向精度对花键模挤压很重要，入模口形状直接影响花键成形质量，采用过渡圆角和船头形或梯形入模口对花键成形很有利。
. I8 w3 t! _, E(2)模具的弹性变形量直接影响制品尺寸精度及模具寿命，如何精确选取回弹量是个亟待解决的问题。
: C" ^# v8 U8 F8 q$ A, f# J( N: w' B(3)由于应变硬化的作用，使花键挤压后硬度产生变化，变形量大的地方，变形剧烈，硬度值升高得明显。
& \( V" S* r. C( |(4)提出了花键开模挤压时存在的可成形性范围，在此范围内可避免出现入模口处局部镦粗现象，并通过实验验证了可成形性范围提出的合理性及上限法计算的可靠性。
5 \5 m% O0 m% n; }2 @
作者单位：黄朝珲北京航空材料研究院(100095)
付沛福吉林工业大学