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内螺纹冷挤压成形扭矩的确定方法

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本发明公开了一种确定内螺纹冷挤压成形过程扭矩的力学模型，它是在内螺纹冷挤压成形机理和塑性力学理论基础上，通过假设及简化，从而得到的关于时间、挤压工件材料、挤压丝锥结构参数及挤压工艺参数的函数关系。试验数据表明，该力学模型计算得到的理论扭矩值与试验值有较好的吻合性，具有一定的工程研究价值。

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公开/公告号CN102728640A

专利类型发明专利
公开/公告日2012-10-17

原文格式PDF
申请/专利权人南京航空航天大学;
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申请/专利号CN201210194599.8
发明设计人黎向锋;左敦稳;黄小龙;缪宏;史大彬;康晓军;邱佳斌;
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申请日2012-06-14
分类号B21C23/00;
代理机构南京天华专利代理有限责任公司;
代理人瞿网兰
地址 210016 江苏省南京市白下区御道街29号
入库时间 2023-12-18 06:57:20

法律信息

法律状态公告日

法律状态信息

法律状态
2014-06-11

授权

授权
2012-12-12

实质审查的生效 IPC(主分类):B21C23/00 申请日:20120614

实质审查的生效
2012-10-17

公开

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说明书

技术领域

本发明涉及一种机械加工技术，尤其是一种内螺纹冷挤压加工技术，具体地说是一种用于预测内螺纹冷挤压所需扭矩，为确定加工设备工艺参数提供依据的内螺纹冷挤压成形扭矩的确定方法。

背景技术

众所周知，内螺纹冷挤压成形不同于传统的切削攻丝，是一种新的内螺纹成形工艺，它是利用挤压丝锥锥部棱齿对预制底孔的工件金属进行多次挤压，使之产生塑性变形从而形成内螺纹的工艺过程。内螺纹冷挤压成形过程中，由于工件与挤压丝锥在接触表面上存在的应力分布如法向接触应力与切向摩擦应力等的不连续性，对成形过程金属流动规律及挤压过程的扭矩等起着重要的影响作用，进而影响了成形螺纹的质量及挤压丝锥的使用寿命，因此研究内螺纹挤压成形过程的扭矩具有重要的意义。

据申请人所知，目前国内外对螺纹扭矩的力学模型已进行了一定的研究，为扭矩计算提供了理论依据：Pierre Stephan利用滑移线法建立了螺纹拧紧过程扭矩的模型，并得到了试验验证，E.J.A.Armarego则建立了丝锥切削过程中的挤压力及挤压扭矩模型，陈志同，张德远提出了一种描述回弹和重复切削次数的关系式，并在此基础上建立了振动攻丝最大扭矩的一般计算模型，唐艳丽建立了切削扭矩和摩擦扭矩的力学模型，缪宏通过合理假设建立了冷挤压内螺纹接触应力与挤压力的力学模型，但是他们均未获得扭矩关于时间、工件材料、工艺参数、丝锥结构参数等的准确函数关系，给进一步研究螺纹成形过程的机理造成一定的难度。因此，建立一个内螺纹冷挤压成形过程挤压扭矩的力学模型并以此为基础确定机床扭矩既是研究内螺纹挤压成形的当务之急，又是确保内螺纹成形质量的关键。

发明内容

本发明的目的是针对现有的内螺纹冷挤压扭矩计算中考虑因素较少，准确性差的问题，提供一种综合考虑了各种成形因素的内螺纹冷挤压成形扭矩的确定方法。

本发明的技术方案是：

一种内螺纹冷挤压成形扭矩的确定方法，其特征是它包括以下步骤：

首先，采集与内螺纹冷挤压成形相关的参数；

其次，将采集的参数代入以下公式中，确定所需的理论扭矩T：

$T = (\begin{matrix} 0 & 0 \leq t < t_{1} \\ (A_{1} σ_{s} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s}) \cdot R_{s} \cdot {(K_{a} Δt)}^{2} \cdot \frac{(t - t_{1}) (t - t_{1} + Δt) (2 t - 2 t_{1} + Δt)}{6 Δ t^{3}} & t_{1} \leq t < t_{2} \\ (A_{1} σ_{s} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s}) \cdot R_{s} \cdot {(K_{a} Δt)}^{2} \cdot \frac{(t_{2} - t_{1}) (t_{2} - t_{1} + Δt) (2 t_{2} - 2 t_{1} + Δt)}{6 Δ t^{3}} \\ + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s} \cdot R_{s} \cdot {K_{a}}^{2} \cdot {(t_{2} - t_{1})}^{2} \cdot \frac{zn (t - t_{2})}{60} & t_{2} \leq t < t_{3} \\ [\frac{(t_{2} - t_{1}) (t_{2} - t_{1} + Δt) (2 t_{2} - 2 t_{1} + Δt)}{6 Δ t^{3}} - \frac{(t - t_{3}) (t - t_{3} + Δt) (2 t - 2 t_{3} + Δt)}{6 Δ t^{3}}] \cdot \\ (A_{1} σ_{s} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s}) \cdot R_{s} \cdot {(K_{a} Δt)}^{2} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s} \cdot R_{s} \cdot {K_{a}}^{2} \cdot {(t_{2} - t_{1})}^{2} \cdot \frac{zn (t - t_{2})}{60} & t_{3} \leq t < t_{4} \\ [\frac{(t_{2} - t_{1}) (t_{2} - t_{1} + Δt) (2 t_{2} - 2 t_{1} + Δt)}{6 Δ t^{3}} - \frac{(t - t_{3}) (t - t_{3} + Δt) (2 t - 2 t_{3} + Δt)}{6 Δ t^{3}}] \\ (A_{1} σ_{s} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s}) \cdot R_{s} {\cdot (K_{a} Δt)}^{2} + \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s} \cdot R_{s} \cdot {K_{a}}^{2} \cdot {(t_{2} - t_{1})}^{2} \cdot \frac{zn (t_{3} - t_{2})}{60} & t_{4} \leq t < t_{5} \\ \frac{1}{\sqrt{3}} A_{2} σ_{s} \cdot R_{s} \cdot {K_{a}}^{2} \cdot {(t_{2} - t_{1})}^{2} \cdot \frac{zn (t_{6} - t)}{60} & t_{5} \leq t < t_{6} \end{matrix})$

其中，

$t_{2} = \frac{60 l_{1}}{Pn};$

$t_{3} = \frac{60 l}{Pn};$

$t_{4} = \frac{60 (l_{1} + l_{2})}{Pn};$

$t_{5} = \frac{60 (l_{1} + l)}{Pn};$

$t_{6} = \frac{60 (l_{1} + l_{2} + l)}{Pn};$

$A_{1} = \frac{2}{\sqrt{3}} (1 + \frac{π}{6}) \cdot \tan \frac{α}{2};$

$A_{2} = 4 \cdot \frac{2}{3 \sqrt{3}} (1 + \frac{π}{6}) \cdot \frac{\cos ξ}{\cos (α / 2)} \cdot (- 13.12 K^{3} + 33.07 K^{2} - 28.93 K + 9.46) .$

$(- 0.03 z^{3} + 0.7357 z^{2} - 6.569 z + 25.16) \cdot m$

角由公式求得

式中：R_s-挤压丝锥半径，mm；

R₀-工件半径，mm；

l₁-挤压锥部长度，mm；

l₂-校正部长度，mm；

-挤压锥角，°；

l-挤压工件高度，mm；

n-机床转速，r/min；

m-摩擦系数；

K-挤压丝锥铲背量，mm；

α-牙型角，°；

ξ-丝锥螺旋升角，°；

P-螺纹螺距，mm；

t-时间；

σ_S-屈服强度，MPa；

z-挤压丝锥棱齿数；

第三，根据成形机床转速对所得的理论扭矩T进行修正即可实际扭矩值，根据实际扭矩值最终选定机床的最大功率；

当机床的转速n=25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.1T之间；

当机床的转速大于25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.22T之间；

当机床的转速小于25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.18T之间。

所述的参数包括挤压工件材料参数、挤压丝锥结构参数及挤压工艺参数。

本发明的有益效果：

（1）本发明通过大量实验和反验证所得到的扭矩计算公式（即扭矩模型）可以得到整个内螺纹冷挤压成形过程的扭矩。

（2）本发明可以计算出不同工件材料的内螺纹冷挤压成形过程的扭矩。

（3）本发明可以计算出不同挤压工艺参数（工件底孔直径、工件转速、冷却润滑液类型）下内螺纹冷挤压成形过程的扭矩，为实现对冷挤压过程中挤压力的实时调整控制提供了依据。

（4）本发明可以计算出不同结构参数的挤压丝锥下内螺纹冷挤压成形过程的扭矩。有利于挤压丝锥的参数优化的研究。

（5）本发明为研究内螺纹冷挤压成形机理提供了理论依据。

（6）本发明对螺纹成形过程扭矩的研究具有很强的理论价值。

（7）本发明为冷挤压机床参数的确定提供了依据，有利于提高加工质量和速度。

附图说明

图1是根据本发明的计算公式计算得到的扭矩与试验扭矩曲线对照图。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明作进一步的说明。

一种内螺纹冷挤压成形扭矩的确定方法，它包括以下步骤：

首先，采集与内螺纹冷挤压成形相关的参数，如挤压工件材料参数、挤压丝锥结构参数及挤压设备工艺参数等；

其次，将采集的参数代入以下公式中，确定所需的理论扭矩T：

其中，

$t_{2} = \frac{60 l_{1}}{Pn};$

$t_{3} = \frac{60 l}{Pn};$

$t_{4} = \frac{60 (l_{1} + l_{2})}{Pn};$

$t_{5} = \frac{60 (l_{1} + l)}{Pn};$

$t_{6} = \frac{60 (l_{1} + l_{2} + l)}{Pn};$

$A_{1} = \frac{2}{\sqrt{3}} (1 + \frac{π}{6}) \cdot \tan \frac{α}{2};$

$A_{2} = 4 \cdot \frac{2}{3 \sqrt{3}} (1 + \frac{π}{6}) \cdot \frac{\cos ξ}{\cos (α / 2)} \cdot (- 13.12 K^{3} + 33.07 K^{2} - 28.93 K + 9.46) .$

$(- 0.03 z^{3} + 0.7357 z^{2} - 6.569 z + 25.16) \cdot m$

角由公式求得

式中：R_s-挤压丝锥半径，mm；

R₀-工件半径，mm；

l₁-挤压锥部长度，mm；

l₂-校正部长度，mm；

-挤压锥角，°；

l-挤压工件高度，mm；

n-机床转速，r/min；

m-摩擦系数；

K-挤压丝锥铲背量，mm；

α-牙型角，°；

ξ-丝锥螺旋升角，°；

P-螺纹螺距，mm；

t-时间；

σ_S-屈服强度，MPa；

z-挤压丝锥棱齿数；

第三，根据成形机床转速对所得的理论扭矩T进行修正即可实际扭矩值，

根据实际扭矩值最终选定机床的最大功率；

当机床的转速n=25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.1T之间；

当机床的转速大于25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.22T之间；

当机床的转速小于25转/分钟时，实际扭矩T_实介于T和1.18T之间。

实例一。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构，挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）9mm，校正部分长度（l₂） 15mm，挤压锥角4°50'，铲背量0.65mm。试验机床为6140车床。试验材料为Q460高强度钢，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为 925MPa，屈服强度（σ_s＝σ_0.2）为810MPa，伸长率（δ₅）为18.56%。加工工艺参数：工件高度20mm，底孔直径Φ21.25mm，机床转速25r/min，采用PDMS 聚二甲基硅氧烷冷却液对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论扭矩曲线（见图1）和理论扭矩的最大值（见表1）。

表1力学模型计算结果与试验结果对照表

实例二。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构，挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）9mm，校正部分长度（l₂） 15mm，挤压锥角4°50'，铲背量为0.65mm。试验机床为6140车床。试验材料为2A12铝合金，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为 460MPa，屈服强度（σ_s=σ_0.2）为360MPa，伸长率（δ₅）为16%。加工工艺参数：工件高度为20mm，底孔直径Φ21.25mm，机床转速25r/min，采用PDMS 聚二甲基硅氧烷冷却液对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论扭矩最大值（见表2）。

表2力学模型计算结果与试验结果对照

实例三。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构。挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）为9mm，校正部分长度（l₂）为15mm，挤压锥角为4°50'，铲背量为0.65。实验机床为6140 车床。试验材料为Q460高强度钢，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为925MPa，屈服强度（σ_s=σ_0.2）为810MPa，伸长率（δ₅）为18.56%。加工工艺参数：工件高度20mm，底孔直径分别为Φ21.15mm，Φ21.20mm， Φ21.30mm，Φ21.35mm，机床转速25r/min，采用PDMS聚二甲基硅氧烷冷却液对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论扭矩最大值（见表3）。

表3力学模型计算结果与试验结果对照表

实例四。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构，挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）9mm，校正部分长度（l₂） 15mm，挤压锥角4°50'，铲背量0.65mm。试验机床为6140车床。试验材料为Q460高强度钢，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为 925MPa，屈服强度（σ_s=σ_0.2）为810MPa，伸长率（δ₅）为18.56%。加工工艺参数：工件高度20mm，底孔直径Φ21.25mm，机床转速分别为16r/min， 20r/min，25r/min，32r/min，采用PDMS聚二甲基硅氧烷冷却液对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论挤压扭矩最大值（见表4）。

表4力学模型计算结果与试验结果对照

实例五。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构，挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）9mm，校正部分长度（l₂） 15mm，挤压锥角4°50'，铲背量0.65mm。试验机床为6140车床。试验材料为Q460高强度钢，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为 925MPa，屈服强度（σ_s=σ_0.2）为810MPa，伸长率（δ₅）为18.56%。加工工艺参数：工件高度20mm，底孔直径Φ21.25mm，机床转速25r/min，分别采用PDMS聚二甲基硅氧烷冷却液、10#机油、20#机油、30#机油对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论挤压扭矩最大值（见表5）。

表5力学模型计算结果与试验结果对照

实例六。

选用M35高速钢挤压丝锥，表面进行TiN涂层，结构为六棱封闭式圆锥棱齿结构，挤压丝锥结构参数：挤压锥部长度（l₁）7.5mm，校正部分长度（l₂） 13.5mm，挤压锥角4°50'，铲背量为0.75mm。试验机床为6140车床。试验材料为Q460高强度钢，室温下工件材料的力学参数：抗拉强度（σ_b）为925MPa，屈服强度（σ_s=σ_0.2）为810MPa，伸长率（δ₅）为18.56%。加工工艺参数：工件高度20mm，底孔直径Φ21.25mm，机床转速25r/min，采用PDMS聚二甲基硅氧烷冷却液对挤压丝锥进行润滑，则可通过式1的力学模型得到理论扭矩最大值（见表6）。

表6力学模型计算结果与试验结果对照

本发明未涉及部分均与现有技术相同或可采用现有技术加以实现。

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