胡鵬科，王 英，張歆研，汪 銳，束學道

(寧波大學 機械工程與力學學院，浙江 寧波 315211)

楔橫軋是一種軸類零件的回轉(zhuǎn)凈成形加工工藝，廣泛地應(yīng)用于各類軸類零部件的生產(chǎn)[1]，但端部凹心是制約楔橫軋工藝凈成形的常見缺陷之一[2-3]。基于此，國內(nèi)外學者從工藝參數(shù)優(yōu)化[4]、模具創(chuàng)新[5-8]、坯料端部形狀設(shè)計[9-13]的角度展開研究，發(fā)現(xiàn)改變坯料的端部形狀是目前最有效,且通用性最強的實現(xiàn)無料頭楔橫軋的方法。例如：Pater[11]提出了一種將坯料端部設(shè)計為錐形和圓臺形的組合結(jié)構(gòu)方法；Yang等[12]進一步分析了圓臺端部直徑和錐角對凹心的影響規(guī)律；Zeng等[13]研究發(fā)現(xiàn)，采用錐形和球面端部也能抑制軋件凹心，并總結(jié)了錐角和圓心角大小對凹心深度的影響規(guī)律。

針對傳統(tǒng)機加工方法預(yù)制異形端坯料帶來的材料損失，胡斌[14]、柳傳[15]、馬吉棟等[16]提出并研究了一種輥剪制坯塑性成形方法，由上下兩個錐形輥同向自轉(zhuǎn)并徑向進給，帶動棒料反向自轉(zhuǎn)，最終使其斷裂獲得錐形端部，但由于受棒料自重的影響，每次輥剪的棒料長度較短，無法實現(xiàn)較長棒料的高效連續(xù)加工。為此，榮權(quán)升等[17]提出了一種由上下兩個錐形刀具繞被固定的棒料同向公轉(zhuǎn)，并徑向進給的熱剪切成形方法，實現(xiàn)了長棒料的連續(xù)加工。但上述兩種方法在棒料成形過程中會在端部表面產(chǎn)生堆料。在此基礎(chǔ)上，Wang等[18]提出了用一對帶錐形楔的輥刀繞棒料做同向公轉(zhuǎn)并自轉(zhuǎn)的方法來獲得錐形端部，且在輥切過程中，輥刀擋邊始終貼合成形區(qū)表面，良好地抑制了堆料的徑向隆起，從而獲得較高的精密度和成形質(zhì)量。以上均是對錐形端坯料展開的研究，而目前關(guān)于球面端坯料成形的研究尚鮮有報道，且在上述方法中刀具與棒料之間均為滑動摩擦，影響刀具的使用壽命和最終的成形質(zhì)量。

因此，本文提出一種熱滾切成形球面端棒料的方法，通過分析球面端部成形過程中的應(yīng)變場、位移場變化規(guī)律，闡明球面端部熱滾切成形機理，并通過添加擋塊抑制滾切區(qū)端部堆料，最后通過楔橫軋仿真比較了熱滾切所得球面端坯料與理想球面端坯料的凹心抑制效果。

1 球面端坯料熱滾切成形工藝原理

球面端坯料熱滾切成形工藝是利用盤狀滾切刀具，采用滾動壓入的方法，將加熱至一定溫度的棒料切斷，并將滾切區(qū)域成形為球面狀。其工藝原理如圖1所示，一對直徑為D，弧刃角為α，刃高為h的刀具沿直徑為d的棒料上下對稱分布，以轉(zhuǎn)速ωH繞棒料公轉(zhuǎn)的同時以速度v徑向進給，且當?shù)毒吲c棒料接觸后，刀具在摩擦力的作用下繞自身軸線旋轉(zhuǎn)，實現(xiàn)在棒料表面的純滾動。隨著刀具的徑向進給，棒料發(fā)生塑性變形并最終斷裂，精整后獲得圓心角為2α的球面端坯料。由于滾切區(qū)域金屬的流動特性，滾切區(qū)表面會出現(xiàn)金屬堆積的現(xiàn)象，故在滾切區(qū)域兩側(cè)對稱布置擋塊，以與刀具相同的公轉(zhuǎn)速度繞棒料勻速旋轉(zhuǎn)，擠壓堆積的金屬促使其沿軸向流動，抑制其徑向隆起。

圖1 熱滾切制坯原理圖

為降低刀具所承受的載荷，刀具繞棒料公轉(zhuǎn)多圈完成1次徑向進給，從而減小刀具公轉(zhuǎn)1圈的徑向進給量。以上面的刀具為例，滾切過程中刀具中心點的運動軌跡方程為

(1)

式中：ωH為刀具繞棒料公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速；v為刀具徑向進給速度；L為刀具中心到棒料中心的距離；t為滾切運動時間。在周向運動和徑向運動的復合下其運動軌跡呈螺線狀，如圖2所示。

圖2 上刀具運動軌跡示意圖

2 球面端部熱滾切成形機理

2.1 有限元模型建立

在有限元軟件Simufact中建立如圖3所示球面端坯料熱滾切模型。其中，刀具(剛體)直徑D=42 mm，弧刃角α=90°，刃高h=5 mm，于棒料上下對稱分布；擋塊(剛體)為直徑2 mm的圓柱，于棒料左右對稱分布；棒料直徑d=10 mm，選用AISI-1045鋼材，設(shè)置為剛塑性體，材料的流動應(yīng)力應(yīng)變曲線可由軟件材料庫獲得，如圖4所示。棒料溫度設(shè)為1 050 ℃恒溫，與刀具、擋塊之間的摩擦條件均設(shè)為剪切摩擦，但考慮到實際為滾動摩擦，故設(shè)定摩擦系數(shù)為0.05[19]，棒料采用Simufact自動劃分的六面體網(wǎng)格，滾切區(qū)域網(wǎng)格細化等級為2級，總計網(wǎng)格數(shù)為28 750個。在熱滾切過程中，隨著刀具的切入，棒料發(fā)生明顯的拉伸形變,并由此最終發(fā)生韌性斷裂，故將棒料與左夾具設(shè)置為固定，與右夾具設(shè)置為無摩擦接觸，選擇Cockcroft-Latham韌性斷裂準則[20]，模型如式(2)所示，該準則認為材料的斷裂破壞主要與最大拉應(yīng)力有關(guān)，材料臨界破壞值C取3.6[21-22]。

圖3 熱滾切有限元模型

(2)

圖4 AISI-1045的應(yīng)力應(yīng)變曲線

2.2 熱滾切成形過程分析

球面端坯料的熱滾切成形過程如圖5所示。根據(jù)不同時刻棒料滾切區(qū)域金屬的變形特點，整個過程可以分為切入段、 延展段、 精整段3個部分。

在切入段，滾切區(qū)金屬只在表層圓周方向發(fā)生微弱的塑性變形。在延展段，隨著圓弧刃刀具的不斷切入，刀刃切入部分斜度不斷減小，滾切區(qū)金屬所受軸向擠壓作用增強，軸向流動程度增大，不斷發(fā)生徑向壓縮、切向擴張和軸向延伸。隨著滾切的進一步進行，滾切區(qū)心部金屬越來越少，棒料沿軸向移動的程度越來越大，直至斷裂。當滾切進入精整段時，滾切區(qū)金屬產(chǎn)生少量的軸向延伸和切向擴張。在整個過程中，棒料滾切區(qū)表層有金屬隆起，導致端部直徑略有增大，但隆起的金屬又在擋塊的周向滾壓作用下沿軸向流動，金屬隆起現(xiàn)象逐漸緩和，并最終得到抑制。

圖5 熱滾切成形過程

2.3 端部堆料的形成與抑制分析

球面端坯料的熱滾切成形過程包含了復雜的金屬流動和斷裂過程，由于棒料的等體積塑性變形和端部金屬的流動特性，隨著刀具逐步滾切入棒料，被排開的金屬會在端部表面隆起，形成堆料，為此，在棒料周向?qū)ΨQ布置了一組擋塊，始終繞棒料做周向滾壓運動，為更好地說明堆料的產(chǎn)生過程及抑制效果，以滾切區(qū)左側(cè)為例，通過如圖6所示的點追蹤方法，在棒料表面沿軸向等距取4個追蹤點進行觀察，獲得了如圖7、8所示的堆料軸向位移和徑向位移變化規(guī)律。

圖6 堆料點追蹤

圖7 堆料軸向位移

圖8 堆料徑向位移

在滾切初期(t=0～2.8 s)，4個追蹤點的軸向位移和徑向位移幾乎不發(fā)生變化；但是，隨著刀具的繼續(xù)切入(t=2.8～5.38 s)，表層金屬在徑向經(jīng)歷了隆起、抑制再隆起的周期性變化，且二次隆起高度逐漸增大，其中滾切區(qū)內(nèi)側(cè)金屬的徑向位移波動幅度大于外側(cè)金屬，且從t=4.8 s開始，P2點的徑向位移反超P1點。在軸向上，滾切區(qū)表層金屬總體沿-y方向流動，其中內(nèi)側(cè)金屬出現(xiàn)周期性的回流現(xiàn)象；在精整段(t=5.38～7 s)，堆料的二次隆起高度逐漸減小，金屬回流現(xiàn)象有所緩和，堆料得到抑制。

以上現(xiàn)象是由于在滾切初期刀具切入深度較小，刀刃切入部分的斜度較大，滾切區(qū)表層金屬受到較弱的軸向擠壓和切向擴張作用，只發(fā)生輕微的塑性變形；而隨著刀具的不斷切入，刀刃切入部分的斜度逐漸減小，表層金屬受到的軸向擠壓和切向擴張作用逐漸增大，其中表層金屬的軸向流動速度遠不及刀具進給速度，且金屬軸向流動還受到棒料遠端未變形金屬的限制，無法及時沿軸向排開，最終在端部表面堆積。

而在擋塊的約束和周向滾壓作用下，堆料發(fā)生徑向壓縮，軸向向兩側(cè)流動以及沿擋塊運動方向的周向流動，其中沿軸向向內(nèi)側(cè)流動的金屬會導致滾切區(qū)成形面前移，超過刀刃面，而刀具再次經(jīng)過該區(qū)域時，由于軸向擠壓和切向擴張作用，該部分金屬又流回堆料區(qū)并再度隆起，形成二次堆料，如圖9所示。

圖9 堆料流動過程

同時，由于此階段刀具仍在進給，仍有金屬因來不及沿軸向排開而在端部堆積，使得堆料隆起高度周期性增大。在精整段，由于棒料斷裂，不再產(chǎn)生新的金屬在端部堆積，主要以擋塊和刀具的周向滾壓作用為主，此過程下堆料逐漸沿軸向向外側(cè)排開，徑向高度逐漸減小，最終得到抑制。而且為了促進堆料的軸向流動，擋塊與棒料表層留有一定間隙，這使得最終獲得的球面端坯料端部直徑略有增大。

2.4 球面端部的位移場分析

為分析熱滾切過程中棒料球面端部的成形過程，在棒料滾切區(qū)的橫截面沿徑向等距取10個追蹤點，初始位置與最終位置如圖10所示，獲得如圖11～13所示的位移變化圖。

圖10 球面端點追蹤

圖11 球面端各點Y向位移

圖12 球面端各點X向位移

圖13 球面端各點Z向位移

從圖11所示的各點(P1～P10)Y向位移變化規(guī)律可知，由于外層金屬(P6～P10)相對內(nèi)層金屬(P1～P5)率先受到刀具的軸向擠壓作用，且隨著刀具的進給，軸向擠壓作用逐漸增大，滾切過程中外層金屬的軸向位移大于內(nèi)層金屬，軸向流速相對較快，其中最外側(cè)金屬(P10)靠近滾切區(qū)表層，受到擋塊滾壓作用明顯，金屬發(fā)生內(nèi)流，軸向位移出現(xiàn)周期性波動。由圖12、13中各點在X、Z方向的位移變化可知，外層金屬的位移量大于內(nèi)層金屬，且越接近心部，金屬的位移量越小，說明外層金屬受切向擴張作用更明顯。而外層金屬在滾切前中期沿-Z向流動程度較小，且點P10、P9在切向擴張作用下向棒料外側(cè)流動，+Z向位移略有增大；滾切后期，在擋塊和刀具的周向滾壓作用，外層金屬沿-Z方向的位移大幅增大。

為進一步分析球面端部的成形情況，將球面上各追蹤點的軸向坐標和徑向坐標投影至同一平面，并與理想球面端部的形狀曲線進行比較，獲得了如圖14所示的結(jié)果。由圖14可以看出，熱滾切所得坯料的球面與理想球面形狀基本一致，P1～P5點的位置略有偏差，這是由于此處金屬在刀具的擠壓作用下產(chǎn)生了軸向移動。

圖14 追蹤點最終位置投影

2.5 應(yīng)變場分析

為進一步闡明端部金屬流動的規(guī)律，說明在不同階段刀具與棒料間的相互作用導致棒料變形程度的大小，本文分析了熱滾切過程中棒料端部的應(yīng)變分布，結(jié)果如圖15所示。

圖15 熱滾切過程等效應(yīng)變分布圖

滾切開始至切入段，在刀刃的擠壓和摩擦作用下，棒料與刀具的接觸部分逐漸出現(xiàn)局部應(yīng)變。由于此階段刀刃切入部分斜度極大，可近似看作極薄的直刀片，故滾切區(qū)形變以徑向壓縮為主，軸向應(yīng)變較小，且心部金屬基本未發(fā)生變形。

在延展段，隨著刀具切入深度不斷增大，刀刃切入部分斜度逐漸減小，刀具對滾切區(qū)金屬的軸向擠壓作用增大，以及在擋塊的滾壓作用下滾切區(qū)表面的等效應(yīng)變逐漸沿軸向向外增大，同時成形面金屬不斷發(fā)生軸向延伸和切向擴張，成形面周向應(yīng)變逐漸增大；而且，隨著刀具的不斷進給，心部金屬受到拉力作用明顯，在心部產(chǎn)生拉應(yīng)變。當滿足所設(shè)置的韌性斷裂準則時，棒料自滾切區(qū)斷成兩段。

在精整段，成形面外層金屬繼續(xù)沿軸向流動，端部堆料金屬在擋塊周向滾壓作用下不斷發(fā)生徑向壓縮，切向和軸向流動，故端部表層等效應(yīng)變繼續(xù)沿軸向向外增大，成形面等效應(yīng)變逐漸趨于均勻。從整個應(yīng)變分布可以看出，金屬應(yīng)變主要發(fā)生在滾切過程中棒料與刀具的接觸部分。

3 楔橫軋仿真

基于對熱滾切所得球面端坯料端部金屬的位移場分析，其與理想球面端坯料存在形狀差異，為了比較這兩種坯料對凹心的抑制效果，本文進行了楔橫軋仿真，其有限元模型如圖16所示。根據(jù)楔橫軋軋制對稱軸零件的成形特點，本文只對模型的一半進行建模，軋輥成形角為36°，展寬角為6°，斷面收縮率為30%，結(jié)果如圖17所示。

在所設(shè)置的工藝參數(shù)下，熱滾切所得球面端坯料軋后凹心深度為0.569 mm，理想球面端坯料軋后凹心深度為0.378 mm，對比同體積平端面坯料所產(chǎn)生的凹心，二者的凹心抑制率分別達到79.17%和86.16%。研究表明，熱滾切所得球面端坯料與理想球面端坯料具有相近且良好凹心抑制效果。

圖16 楔橫軋有限元模型

圖17 不同坯料端部凹心尺寸對比

4 結(jié) 論

1)熱滾切成形球面端坯料過程中，滾切區(qū)金屬發(fā)生徑向壓縮、切向擴張和軸向延伸，形變范圍由滾切區(qū)表層向心部逐漸擴散，同時沿軸向向外側(cè)擴散，最終斷裂得到球面端坯料。

2)熱滾切成形過程中，滾切區(qū)表層金屬無法及時沿軸向排開，因而出現(xiàn)堆料現(xiàn)象；通過添加擋塊的方法能夠促進金屬的軸向流動，從而抑制堆料的形成，改善端部質(zhì)量。

3)熱滾切得到的球面端坯料具有與理想球面端坯料相近且良好的端部凹心抑制效果，為實現(xiàn)無料頭軋制提供了思路和理論支持。