徐煥磊, 孫寶壽*, 袁佳耀, 徐永銘, 徐振威

非對(duì)稱異形截面環(huán)件的冷輾擴(kuò)成形力能參數(shù)與圓度影響規(guī)律研究

徐煥磊1,2, 孫寶壽1,2*, 袁佳耀1,2, 徐永銘1,2, 徐振威3

（1.寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院, 浙江 寧波 315211; 2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 浙江 寧波 315211; 3.寧波雄獅機(jī)械制造有限公司, 浙江 寧波 315400）

以非對(duì)稱異形截面環(huán)件高壓油管連接套筒為研究對(duì)象, 采用對(duì)稱冷輾擴(kuò)工藝, 應(yīng)用Simufact軟件對(duì)冷輾擴(kuò)成形過程進(jìn)行了模擬分析, 研究了驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速和芯輥進(jìn)給速度對(duì)冷輾擴(kuò)過程中軋制力、軋制力矩和環(huán)件圓度誤差的影響. 結(jié)果表明: 降低芯輥進(jìn)給速度或增大驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速, 能有效降低兩道次冷輾擴(kuò)過程中的軋制力和軋制力矩; 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為12rad·s-1, 芯輥進(jìn)給速度為1.0mm·s-1時(shí), 第一道次冷輾擴(kuò)定位凹槽(縮口)內(nèi)外圈圓度質(zhì)量最優(yōu), 圓度誤差分別為0.1735mm和0.1864mm; 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為14rad·s-1, 芯輥進(jìn)給速度為1.2mm·s-1時(shí), 第二道次冷輾擴(kuò)縮口內(nèi)外圈圓度質(zhì)量最優(yōu), 圓度誤差分別為0.0849mm和0.1202mm.

冷輾擴(kuò); 非對(duì)稱異形截面環(huán)件; 高壓油管連接套筒; 軋制力; 軋制力矩; 圓度誤差

高壓油管連接套筒是高壓油路的重要連接構(gòu)件, 屬于復(fù)雜的非對(duì)稱異形截面環(huán)件. 目前工業(yè)界大多使用車削工藝制造高壓油管連接套筒, 其材料利用率不到30%, 故迫切需要更為先進(jìn)穩(wěn)定的制造工藝, 以提高環(huán)件的成形質(zhì)量和材料利用率.

另一方面, 冷輾擴(kuò)工藝主要應(yīng)用于無縫環(huán)件生產(chǎn), 尤其在軸承套圈的制造上[1-4]. 對(duì)于冷輾擴(kuò)工藝參數(shù)對(duì)環(huán)件成形質(zhì)量的影響, 華林等[5-6]以矩形截面環(huán)件為研究對(duì)象, 在建立徑軸向冷輾擴(kuò)咬入條件的同時(shí), 探究不同芯輥進(jìn)給方式對(duì)冷輾擴(kuò)軋制力和環(huán)件最終成形圓度質(zhì)量的影響; 并提出在冷輾擴(kuò)不同階段需要使用不同進(jìn)給方式的思想. Li等[7]使用有限元法分析了冷輾擴(kuò)過程中驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速和芯輥進(jìn)給方式對(duì)環(huán)件成形質(zhì)量的影響. Guo等[8]和Yang等[9]分別探究了在冷輾擴(kuò)過程中, 成形輥(驅(qū)動(dòng)輥和芯輥)的徑向尺寸和材料性能對(duì)環(huán)件成形質(zhì)量的影響. 孫寶壽等[10]探索了工藝參數(shù)對(duì)高鐵軸承內(nèi)外圈冷輾擴(kuò)過程中力能參數(shù)的影響, 并加以實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證. 李華等[11]探索了環(huán)件毛坯的寬徑比對(duì)環(huán)件冷輾擴(kuò)寬展量的影響, 發(fā)現(xiàn)提高寬徑比可以使環(huán)件端面的成形更加均勻. 楊合等[12]探索了2種階梯形異形截面環(huán)件在冷輾擴(kuò)過程中環(huán)件半徑擴(kuò)大行為與芯輥進(jìn)給量之間的關(guān)系, 結(jié)果顯示隨著芯輥的壓下量增加, 環(huán)件外圈和內(nèi)孔的徑向尺寸增大速度加快. 郭良剛等[13]通過三維數(shù)值模擬研究了幾個(gè)重要的材料參數(shù)(硬化指數(shù)、屈服強(qiáng)度和彈性模量)對(duì)環(huán)件冷輾擴(kuò)過程中環(huán)件端面質(zhì)量、軸向?qū)捳埂⑤殧U(kuò)力、輾擴(kuò)力矩以及金屬流動(dòng)特性的影響規(guī)律. Ryttberg等[14]探究了冷輾擴(kuò)對(duì)材料為100Cr6的矩形截面環(huán)件和異形截面環(huán)件的微觀結(jié)構(gòu)和金屬紋理的影響. 綜上可知, 已有的相關(guān)文獻(xiàn)主要研究工藝參數(shù)對(duì)矩形截面或梯形截面環(huán)件冷輾擴(kuò)成形質(zhì)量以及材料微觀組織性能的影響, 針對(duì)非對(duì)稱異形截面環(huán)件的冷輾擴(kuò)成形技術(shù)未見有深入研究的報(bào)道.

本文以提高材料利用率和成形質(zhì)量為目的, 使用兩道次對(duì)稱冷輾擴(kuò), 實(shí)現(xiàn)了高壓油管連接套筒的成形; 應(yīng)用有限元軟件對(duì)環(huán)件兩道次冷輾擴(kuò)進(jìn)行模擬, 探究了驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速和芯輥進(jìn)給速度對(duì)環(huán)件冷輾擴(kuò)過程中軋制力、軋制力矩和圓度誤差的影響, 為進(jìn)一步在冷輾擴(kuò)設(shè)備上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)提供了理論依據(jù).

1 工藝方案與有限元模型

1.1 工藝方案的確定

高壓油管連接套筒屬于非對(duì)稱異形截面環(huán)件, 其結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示. 使用冷輾擴(kuò)工藝對(duì)此類環(huán)件進(jìn)行加工, 需解決以下問題: (1)如何提高材料的利用率; (2)如何實(shí)現(xiàn)環(huán)件縮口的成形; (3)如何解決冷輾擴(kuò)過程中軸向力過大而導(dǎo)致設(shè)備損壞; (4)由于環(huán)件內(nèi)圈存在溝道, 可能出現(xiàn)金屬流動(dòng)性不佳而導(dǎo)致溝道金屬填充不滿.

圖1 高壓油管連接套筒成品結(jié)構(gòu)尺寸(單位mm)

為解決上述問題, 采用以下措施: (1)為提高材料利用率, 選擇?75等直徑空心管作為毛坯; (2)通過對(duì)稱冷輾擴(kuò)解決軸向力過大問題; (3)通過預(yù)車削環(huán)件內(nèi)孔, 解決環(huán)件內(nèi)孔溝道填充不滿問題.

套筒冷輾擴(kuò)成形工藝流程如圖2所示.

圖2 高壓油管連接套筒工藝流程

1.2 有限元模型的建立

套筒冷輾擴(kuò)有限元模型及成品如圖3所示. 套筒冷輾擴(kuò)工藝分兩道次進(jìn)行, 故需要設(shè)計(jì)兩套模具. 第一道次冷輾擴(kuò)完成外圓定位凹槽和增大環(huán)件徑向尺寸; 第二道次冷輾擴(kuò)完成環(huán)件縮口的成形, 并使環(huán)件的徑向尺寸達(dá)到產(chǎn)品要求.

圖3 有限元模型及模擬軋制成品

考慮冷輾擴(kuò)設(shè)備的主要技術(shù)參數(shù), 計(jì)算確定最終模具的尺寸(表1).

表1 模具尺寸 mm

使用35號(hào)碳素結(jié)構(gòu)鋼作為冷輾擴(kuò)套筒毛坯材料, 由Simufact軟件導(dǎo)出真應(yīng)力―真應(yīng)變曲線(圖4).

圖4 真應(yīng)力―真應(yīng)變曲線

圖4中泊松比為0.3, 密度為7.85×103kg?m-3; 設(shè)置軋輥溫度為20℃, 環(huán)件初始溫度為20℃; 網(wǎng)格劃分方式設(shè)置為Ringmesh, 單元類型選擇為六面體. 為防止環(huán)件在軋制過程中出現(xiàn)不轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象, 適當(dāng)增加驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件之間的摩擦系數(shù)可有效改善咬入條件, 故設(shè)置環(huán)件與驅(qū)動(dòng)輥間的剪切摩擦為0.5, 其余軋輥間的剪切摩擦為0.1.

2 工藝參數(shù)對(duì)冷輾擴(kuò)力能參數(shù)的影響

冷輾擴(kuò)過程中軋制力和軋制力矩的最大值和波動(dòng)幅度是衡量環(huán)件軋制過程是否穩(wěn)定的重要指標(biāo). 芯輥進(jìn)給速度和驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速是影響力能參數(shù)的重要因素, 因此, 首先研究這2個(gè)工藝參數(shù)對(duì)軋制力和軋制力矩的影響.

2.1 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)的影響

為探究驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)的影響, 以芯輥進(jìn)給速度為1.0mm·s-1, 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速分別為6、8、10、12、14rad·s-1進(jìn)行有限元模擬, 結(jié)果如圖5所示. 根據(jù)圖5軋制力曲線的變化規(guī)律, 將第一道次冷輾擴(kuò)過程分為4個(gè)階段: (1)外圓定位凹槽成形階段, 軋制力在冷輾擴(kuò)初期出現(xiàn)短暫的快速上升; (2)環(huán)件整體咬入階段, 軋制力快速上升直到進(jìn)入下一階段; (3)穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段, 軋制力隨著冷輾擴(kuò)進(jìn)行而緩慢上升并達(dá)到峰值; (4)冷輾擴(kuò)精整階段, 芯輥停止進(jìn)給運(yùn)動(dòng), 軋制力開始快速下降直到加工完成.

圖5 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力的影響

從圖5可知, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從6rad·s-1增至14rad·s-1, 軋制力在定位凹槽成形段和整體咬入階段的變化不明顯, 對(duì)應(yīng)在穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段的最大值分別為569、525、493、479、446kN, 呈現(xiàn)明顯的隨驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速增加而減小的趨勢(shì). 其主要原因?yàn)? 在固定芯輥進(jìn)給速度下, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速增加, 環(huán)件每轉(zhuǎn)一圈所受變形量減小, 從而導(dǎo)致軋制力下降.

圖6為驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響. 從圖6可知, 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從6rad·s-1增至14rad·s-1, 對(duì)應(yīng)環(huán)件在冷輾擴(kuò)過程中軋制力矩的最大值分別為3768、3275、2636、3156、2801N·m, 呈現(xiàn)先減后增再減趨勢(shì). 當(dāng)軋制力矩波動(dòng)幅度過大時(shí), 不能僅通過對(duì)比軋制力矩最大值衡量冷輾擴(kuò)過程的穩(wěn)定性, 還需考慮軋制力矩的波動(dòng)幅度.

圖6 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響

當(dāng)驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為10rad·s-1, 冷輾擴(kuò)軋制力矩最大值最小, 時(shí)間從2s到2.1s軋制力矩波動(dòng)幅度達(dá)到1047N·m; 當(dāng)驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為14rad·s-1, 冷輾擴(kuò)最大軋制力矩相比轉(zhuǎn)速為10rad·s-1時(shí)增大165N·m,但時(shí)間軋制力矩從1.8s到2.1s的波動(dòng)幅度僅為315N·m, 更有利于第一道次冷輾擴(kuò)的穩(wěn)定軋制.

2.2 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)的影響

以驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為10rad·s-1, 芯輥進(jìn)給速度為0.8、1.0、1.2、1.4、1.6mm·s-1進(jìn)行有限元模擬, 結(jié)果如圖7所示.

圖7 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力的影響

從圖7可知, 隨著芯輥進(jìn)給速度從0.8mm·s-1升至1.6mm·s-1, 第一道次冷輾擴(kuò)軋制力的峰值從455kN上升至546kN, 呈現(xiàn)增大趨勢(shì). 在固定驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速下, 隨著芯輥進(jìn)給速度的增大, 環(huán)件每轉(zhuǎn)一圈所受變形量增加, 從而導(dǎo)致軋制力增加, 且隨著進(jìn)給速度的下降, 軋制力在穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段的平均波動(dòng)幅值從40kN降為15kN, 故進(jìn)給速度的降低有助于環(huán)件冷輾擴(kuò)的穩(wěn)定進(jìn)行.

圖8為芯輥進(jìn)給速度對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響. 從圖8可知: 芯輥進(jìn)給速度從0.8 mm·s-1增至1.6mm·s-1, 對(duì)應(yīng)環(huán)件在冷輾擴(kuò)過程中軋制力矩的最大值分別為2776、2638、3009、3161、3347N·m, 呈現(xiàn)先減后增趨勢(shì). 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為0.8mm·s-1, 軋制力矩最大值相比于芯輥進(jìn)給速度為1.0mm·s-1時(shí)增大138N·m, 但時(shí)間從2.3s到2.6s的軋制力矩波動(dòng)幅度僅為587N·m, 更有利于冷輾擴(kuò)的進(jìn)行; 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為1.6mm·s-1時(shí), 時(shí)間從1.2s到1.3s的軋制力矩變化幅度達(dá)到1064N·m, 表明在穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段存在較大波動(dòng).

圖8 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響

當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為0.8mm·s-1, 軋制力矩最大值比進(jìn)給速度為1.0mm·s-1時(shí)大. 其主要原因?yàn)? 芯輥進(jìn)給速度的下降會(huì)導(dǎo)致環(huán)件軸向?qū)捳沽吭?加[15], 由于錐輥的軸向限制從而引起軋制力矩的增大, 所以芯輥進(jìn)給速度越小, 并不意味著越有利于第一道次冷輾擴(kuò)的進(jìn)行.

2.3 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)的影響

為探究驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力的影響, 以芯輥進(jìn)給速度為1.2mm·s-1, 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為8、10、12、14、16rad·s-1進(jìn)行模擬, 結(jié)果圖圖9所示. 根據(jù)圖9軋制力矩曲線的變化規(guī)律, 將第二道次冷輾擴(kuò)過程分為5個(gè)階段: (1)環(huán)件縮口咬入階段, 軋制力出現(xiàn)短時(shí)間的快速上升; (2)縮口成形階段, 軋制力整體處于較低水平; (3)環(huán)件整體咬入階段, 軋制力快速上升; (4)穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段, 環(huán)件軋制力繼續(xù)增大; (5)冷輾擴(kuò)精整階段, 軋制力快速下降直到環(huán)件完成.

圖9 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力的影響

從圖9可知, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從8rad·s-1增至16rad·s-1, 對(duì)應(yīng)軋制力在第二道次冷輾擴(kuò)過程中的最大值分別為556、539、502、491、464kN, 呈現(xiàn)減小趨勢(shì). 其主要原因?yàn)? 在固定的芯輥進(jìn)給速度下, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速增大, 環(huán)件每轉(zhuǎn)一圈所受的變形量減小, 從而導(dǎo)致軋制力下降. 其中縮口成形階段和整體咬入階段的軋制力受驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速的影響較小, 軋制力的變化主要出現(xiàn)在穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段.

圖10為驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響. 從圖10可知, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從8 rad·s-1增至16rad·s-1, 對(duì)應(yīng)環(huán)件在冷輾擴(kuò)過程中軋制力矩的最大值分別為4758、4457、3995、3759、3372N·m, 呈現(xiàn)減小趨勢(shì), 表明驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速的上升有利于減小第二道次冷輾擴(kuò)過程中的軋制力矩.

圖10 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響

2.4 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)的影響

以驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速12rad·s-1, 芯輥進(jìn)給速度分別為0.8、1.0、1.2、1.4、1.6mm·s-1進(jìn)行有限元模擬, 結(jié)果如圖11所示.

圖11 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力的影響

從圖11可知, 隨著芯輥進(jìn)給速度從0.8mm·s-1升至1.6mm·s-1, 對(duì)應(yīng)第二道次冷輾擴(kuò)過程中軋制力最大值分別為450、480、503、533、549kN, 呈現(xiàn)增大趨勢(shì), 但對(duì)縮口成形階段的軋制力影響較小. 在實(shí)際制造過程中, 為提高生產(chǎn)效率可將縮口成形段的芯輥進(jìn)給速度增大, 在穩(wěn)定冷輾擴(kuò)階段的芯輥進(jìn)給速度降低.

圖12為芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響. 從圖12可知, 隨著芯輥進(jìn)給速度從0.8mm·s-1增至1.6mm·s-1, 對(duì)應(yīng)環(huán)件在冷輾擴(kuò)過程中軋制力矩的最大值分別為3363、3541、3995、4295、4954N·m, 呈現(xiàn)增大趨勢(shì). 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為0.8mm·s-1, 時(shí)間從5.9s到6.0s的軋制力矩波動(dòng)幅度僅為241N·m; 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為1.6mm·s-1, 時(shí)間從2.9s到3.0s軋制力矩變化幅度達(dá)到763N·m, 軋制力矩的波動(dòng)幅度相比芯輥進(jìn)給速度為0.8mm·s-1時(shí)大, 故并不有利于冷輾擴(kuò)過程的穩(wěn)定性.

圖12 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)軋制力矩的影響

3 工藝參數(shù)對(duì)冷輾擴(kuò)成品圓度誤差的影響

為探究工藝參數(shù)對(duì)兩道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響, 運(yùn)用Simufact后處理質(zhì)點(diǎn)功能分別在第一道次冷輾擴(kuò)定位凹槽部位(縮口)和第二道次冷輾擴(kuò)縮口部位內(nèi)外圈取80個(gè)測(cè)量點(diǎn)(圖13), 并使用最小二乘圓法求出圓度誤差[16].

圖13 冷輾擴(kuò)內(nèi)外圈取點(diǎn)

3.1 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)圓度誤差的影響

從圖14驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次圓度誤差的影響曲線可知, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速增大, 環(huán)件定位凹槽部位內(nèi)外圈的圓度誤差呈現(xiàn)先減后增趨勢(shì); 當(dāng)驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速為12rad·s-1時(shí), 內(nèi)外圈圓度誤差最小, 分別為0.1735mm和0.1864mm. 表明適當(dāng)增大驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速可提高環(huán)件的圓度質(zhì)量, 但過度增加驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速反而會(huì)導(dǎo)致圓度誤差增大.

圖14 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響

從圖15驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次圓度誤差的影響曲線可知, 隨著驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速的增大, 環(huán)件縮口部位內(nèi)外圈的圓度誤差總體呈現(xiàn)先增后減趨勢(shì); 當(dāng)驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從10rad·s-1增至12rad·s-1, 內(nèi)圈圓度誤差分別從0.1888mm減至0.1070mm; 外圈圓度誤差從0.2106mm減至0.1232mm. 而驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速從12rad·s-1增加至16rad·s-1, 內(nèi)外圈圓度誤差變化幅度僅為0.0184mm和0.0124mm. 表明適當(dāng)增加驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速可有效降低第二道次冷輾擴(kuò)圓度誤差, 但隨著轉(zhuǎn)速繼續(xù)增大, 對(duì)圓度誤差的影響開始減弱.

圖15 驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響

3.2 芯輥進(jìn)給速度對(duì)圓度誤差的影響

圖16為芯輥進(jìn)給速度對(duì)第一道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響. 從圖16可知, 隨著芯輥進(jìn)給速度的增大, 環(huán)件定位凹槽部位內(nèi)外圈的圓度誤差呈現(xiàn)先減后增趨勢(shì), 表明過大或過小的芯輥進(jìn)給速度都將降低環(huán)件的圓度質(zhì)量. 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度從1.2 mm·s-1增至1.6mm·s-1, 外圈圓度誤差從0.2316 mm增至0.2801mm, 而內(nèi)圈圓度誤差變化幅度僅為0.0035mm. 表明定位凹槽外圈的圓度誤差受芯輥速度變化的影響大于內(nèi)圈.

圖17為芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響.

圖17 芯輥進(jìn)給速度對(duì)第二道次冷輾擴(kuò)圓度誤差的影響

從圖17可知, 隨著芯輥速度的增大, 環(huán)件縮口部位內(nèi)外圈的圓度誤差總體呈現(xiàn)先增后減趨勢(shì), 且內(nèi)外圈圓度誤差變化規(guī)律呈現(xiàn)較好的一致性. 當(dāng)芯輥進(jìn)給速度為1.0mm·s-1, 環(huán)件縮口端內(nèi)外圈圓度誤差達(dá)到峰值, 分別為0.1350mm和0.1638 mm. 表明在設(shè)置第二道次冷輾擴(kuò)芯輥進(jìn)給速度時(shí), 需要注意拐點(diǎn)問題, 在芯輥強(qiáng)度足夠的條件下可適當(dāng)增加進(jìn)給速度, 從而保證環(huán)件的成形質(zhì)量和生產(chǎn)效率.

4 結(jié)論

(1)增大驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速或減小芯輥進(jìn)給速度, 可有效降低冷輾擴(kuò)過程中軋制力與軋制力矩, 從而增加模具的使用壽命.

(2)設(shè)置冷輾擴(kuò)工藝參數(shù), 需要綜合考慮軋制力與圓度誤差的平衡. 第一道次冷輾擴(kuò)每轉(zhuǎn)進(jìn)給量過大或過小都將影響環(huán)件圓度質(zhì)量; 對(duì)于第二道次冷輾擴(kuò), 在保證圓度誤差前提下, 應(yīng)盡量減小環(huán)件每轉(zhuǎn)的進(jìn)給量.

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The impact of force parameters on roundness of cold ring rolling of asymmetric abnormal cross-section ring

XU Huanlei1,2, SUN Baoshou1,2*, YUAN Jiayao1,2, XU Yongming1,2, XU Zhenwei3

( 1.Faculty of Mechanical Engineering & Mechanics, Ningbo University, Ningbo 315211, China;2.Zhejiang Provincial Key Laboratory of Part Rolling Technology, Ningbo 315211, China;3.Ningbo Xiongshi Machinery Manufacturing Co. Ltd., Ningbo 315400, China )

The process of high-pressure oil pipe connecting sleeve of asymmetric abnormal cross-section ring is studied in this paper. The symmetrical cold ring rolling technology is adopted, and the cold ring rolling process is simulated and analyzed by Simufact software. The effects of driving roller’s rotation speed and mandrel feed speed on the rolling force, rolling torque and ring roundness error in cold ring rolling process of connecting sleeve are explored. The results show that the rolling force and rolling torque can be effectively reduced by decreasing the mandrel feed speed or increasing the driving roller’s rotation speed. When the driving roller’s rotation speed is 12rad·s-1and the mandrel feed speed is 1.0mm·s-1, the first pass cold rolling has the best roundness quality of inner and outer rings of the cold rolling locating groove (shrink mouth) and the roundness errors are 0.1735mm and 0.1864mm respectively. When the driving roller’s rotation speed is 14rad·s-1and the mandrel feed speed is 1.2mm·s-1, the second pass cold rolling has the best roundness quality of inner and outer rings of the cold rolling shrink mouth and the roundness errors are 0.0849mm and 0.1202mm respectively.

cold ring rolling; asymmetric abnormal cross-section ring; high pressure oil pipe connecting sleeve; rolling force; rolling torque; roundness error

TG335

A

1001-5132（2021）02-0061-07

2020?10?19.

寧波大學(xué)學(xué)報(bào)（理工版）網(wǎng)址: http://journallg.nbu.edu.cn/

國(guó)家自然科學(xué)基金（51975301）; 浙江省自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目（LZ17E050001）; 寧波市2020年度“科技創(chuàng)新2025”重大專項(xiàng)（2020Z110）.

徐煥磊（1996－）, 男, 浙江寧波人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 塑性成形工藝與裝備. E-mail: 2550706025@qq.com

孫寶壽（1960－）, 男, 江蘇泰興人, 副教授, 主要研究方向: 塑性成形工藝與裝備. E-mail: sunbaoshou@nbu.edu.cn

（責(zé)任編輯 史小麗）