非对称异形截面环件的冷辗扩成形力能参数与圆度影响规律研究

徐焕磊, 孙宝寿*, 袁佳耀, 徐永铭, 徐振威

非对称异形截面环件的冷辗扩成形力能参数与圆度影响规律研究

徐焕磊1,2, 孙宝寿1,2*, 袁佳耀1,2, 徐永铭1,2, 徐振威3

（1.宁波大学 机械工程与力学学院, 浙江 宁波 315211; 2.浙江省零件轧制成形技术研究重点实验室, 浙江 宁波 315211; 3.宁波雄狮机械制造有限公司, 浙江 宁波 315400）

以非对称异形截面环件高压油管连接套筒为研究对象, 采用对称冷辗扩工艺, 应用Simufact软件对冷辗扩成形过程进行了模拟分析, 研究了驱动辊转速和芯辊进给速度对冷辗扩过程中轧制力、轧制力矩和环件圆度误差的影响. 结果表明: 降低芯辊进给速度或增大驱动辊转速, 能有效降低两道次冷辗扩过程中的轧制力和轧制力矩; 驱动辊转速为12rad·s-1, 芯辊进给速度为1.0mm·s-1时, 第一道次冷辗扩定位凹槽(缩口)内外圈圆度质量最优, 圆度误差分别为0.1735mm和0.1864mm; 驱动辊转速为14rad·s-1, 芯辊进给速度为1.2mm·s-1时, 第二道次冷辗扩缩口内外圈圆度质量最优, 圆度误差分别为0.0849mm和0.1202mm.

冷辗扩; 非对称异形截面环件; 高压油管连接套筒; 轧制力; 轧制力矩; 圆度误差

高压油管连接套筒是高压油路的重要连接构件, 属于复杂的非对称异形截面环件. 目前工业界大多使用车削工艺制造高压油管连接套筒, 其材料利用率不到30%, 故迫切需要更为先进稳定的制造工艺, 以提高环件的成形质量和材料利用率.

另一方面, 冷辗扩工艺主要应用于无缝环件生产, 尤其在轴承套圈的制造上[1-4]. 对于冷辗扩工艺参数对环件成形质量的影响, 华林等[5-6]以矩形截面环件为研究对象, 在建立径轴向冷辗扩咬入条件的同时, 探究不同芯辊进给方式对冷辗扩轧制力和环件最终成形圆度质量的影响; 并提出在冷辗扩不同阶段需要使用不同进给方式的思想. Li等[7]使用有限元法分析了冷辗扩过程中驱动辊转速和芯辊进给方式对环件成形质量的影响. Guo等[8]和Yang等[9]分别探究了在冷辗扩过程中, 成形辊(驱动辊和芯辊)的径向尺寸和材料性能对环件成形质量的影响. 孙宝寿等[10]探索了工艺参数对高铁轴承内外圈冷辗扩过程中力能参数的影响, 并加以实验验证. 李华等[11]探索了环件毛坯的宽径比对环件冷辗扩宽展量的影响, 发现提高宽径比可以使环件端面的成形更加均匀. 杨合等[12]探索了2种阶梯形异形截面环件在冷辗扩过程中环件半径扩大行为与芯辊进给量之间的关系, 结果显示随着芯辊的压下量增加, 环件外圈和内孔的径向尺寸增大速度加快. 郭良刚等[13]通过三维数值模拟研究了几个重要的材料参数(硬化指数、屈服强度和弹性模量)对环件冷辗扩过程中环件端面质量、轴向宽展、辗扩力、辗扩力矩以及金属流动特性的影响规律. Ryttberg等[14]探究了冷辗扩对材料为100Cr6的矩形截面环件和异形截面环件的微观结构和金属纹理的影响. 综上可知, 已有的相关文献主要研究工艺参数对矩形截面或梯形截面环件冷辗扩成形质量以及材料微观组织性能的影响, 针对非对称异形截面环件的冷辗扩成形技术未见有深入研究的报道.

本文以提高材料利用率和成形质量为目的, 使用两道次对称冷辗扩, 实现了高压油管连接套筒的成形; 应用有限元软件对环件两道次冷辗扩进行模拟, 探究了驱动辊转速和芯辊进给速度对环件冷辗扩过程中轧制力、轧制力矩和圆度误差的影响, 为进一步在冷辗扩设备上进行实验提供了理论依据.

1 工艺方案与有限元模型

1.1 工艺方案的确定

高压油管连接套筒属于非对称异形截面环件, 其结构尺寸如图1所示. 使用冷辗扩工艺对此类环件进行加工, 需解决以下问题: (1)如何提高材料的利用率; (2)如何实现环件缩口的成形; (3)如何解决冷辗扩过程中轴向力过大而导致设备损坏; (4)由于环件内圈存在沟道, 可能出现金属流动性不佳而导致沟道金属填充不满.

图1 高压油管连接套筒成品结构尺寸(单位mm)

为解决上述问题, 采用以下措施: (1)为提高材料利用率, 选择Փ75等直径空心管作为毛坯; (2)通过对称冷辗扩解决轴向力过大问题; (3)通过预车削环件内孔, 解决环件内孔沟道填充不满问题.

套筒冷辗扩成形工艺流程如图2所示.

图2 高压油管连接套筒工艺流程

1.2 有限元模型的建立

套筒冷辗扩有限元模型及成品如图3所示. 套筒冷辗扩工艺分两道次进行, 故需要设计两套模具. 第一道次冷辗扩完成外圆定位凹槽和增大环件径向尺寸; 第二道次冷辗扩完成环件缩口的成形, 并使环件的径向尺寸达到产品要求.

图3 有限元模型及模拟轧制成品

考虑冷辗扩设备的主要技术参数, 计算确定最终模具的尺寸(表1).

表1 模具尺寸 mm

使用35号碳素结构钢作为冷辗扩套筒毛坯材料, 由Simufact软件导出真应力―真应变曲线(图4).

图4 真应力―真应变曲线

图4中泊松比为0.3, 密度为7.85×103kg∙m-3; 设置轧辊温度为20℃, 环件初始温度为20℃; 网格划分方式设置为Ringmesh, 单元类型选择为六面体. 为防止环件在轧制过程中出现不转动现象, 适当增加驱动辊与环件之间的摩擦系数可有效改善咬入条件, 故设置环件与驱动辊间的剪切摩擦为0.5, 其余轧辊间的剪切摩擦为0.1.

2 工艺参数对冷辗扩力能参数的影响

冷辗扩过程中轧制力和轧制力矩的最大值和波动幅度是衡量环件轧制过程是否稳定的重要指标. 芯辊进给速度和驱动辊转速是影响力能参数的重要因素, 因此, 首先研究这2个工艺参数对轧制力和轧制力矩的影响.

2.1 驱动辊转速对第一道次冷辗扩的影响

为探究驱动辊转速对第一道次冷辗扩的影响, 以芯辊进给速度为1.0mm·s-1, 驱动辊转速分别为6、8、10、12、14rad·s-1进行有限元模拟, 结果如图5所示. 根据图5轧制力曲线的变化规律, 将第一道次冷辗扩过程分为4个阶段: (1)外圆定位凹槽成形阶段, 轧制力在冷辗扩初期出现短暂的快速上升; (2)环件整体咬入阶段, 轧制力快速上升直到进入下一阶段; (3)稳定冷辗扩阶段, 轧制力随着冷辗扩进行而缓慢上升并达到峰值; (4)冷辗扩精整阶段, 芯辊停止进给运动, 轧制力开始快速下降直到加工完成.

图5 驱动辊转速对第一道次冷辗扩轧制力的影响

从图5可知, 随着驱动辊转速从6rad·s-1增至14rad·s-1, 轧制力在定位凹槽成形段和整体咬入阶段的变化不明显, 对应在稳定冷辗扩阶段的最大值分别为569、525、493、479、446kN, 呈现明显的随驱动辊转速增加而减小的趋势. 其主要原因为: 在固定芯辊进给速度下, 随着驱动辊转速增加, 环件每转一圈所受变形量减小, 从而导致轧制力下降.

图6为驱动辊转速对第一道次冷辗扩轧制力矩的影响. 从图6可知, 驱动辊转速从6rad·s-1增至14rad·s-1, 对应环件在冷辗扩过程中轧制力矩的最大值分别为3768、3275、2636、3156、2801N·m, 呈现先减后增再减趋势. 当轧制力矩波动幅度过大时, 不能仅通过对比轧制力矩最大值衡量冷辗扩过程的稳定性, 还需考虑轧制力矩的波动幅度.

图6 驱动辊转速对第一道次冷辗扩轧制力矩的影响

当驱动辊转速为10rad·s-1, 冷辗扩轧制力矩最大值最小, 时间从2s到2.1s轧制力矩波动幅度达到1047N·m; 当驱动辊转速为14rad·s-1, 冷辗扩最大轧制力矩相比转速为10rad·s-1时增大165N·m,但时间轧制力矩从1.8s到2.1s的波动幅度仅为315N·m, 更有利于第一道次冷辗扩的稳定轧制.

2.2 芯辊进给速度对第一道次冷辗扩的影响

以驱动辊转速为10rad·s-1, 芯辊进给速度为0.8、1.0、1.2、1.4、1.6mm·s-1进行有限元模拟, 结果如图7所示.

图7 芯辊进给速度对第一道次冷辗扩轧制力的影响

从图7可知, 随着芯辊进给速度从0.8mm·s-1升至1.6mm·s-1, 第一道次冷辗扩轧制力的峰值从455kN上升至546kN, 呈现增大趋势. 在固定驱动辊转速下, 随着芯辊进给速度的增大, 环件每转一圈所受变形量增加, 从而导致轧制力增加, 且随着进给速度的下降, 轧制力在稳定冷辗扩阶段的平均波动幅值从40kN降为15kN, 故进给速度的降低有助于环件冷辗扩的稳定进行.

图8为芯辊进给速度对第一道次冷辗扩轧制力矩的影响. 从图8可知: 芯辊进给速度从0.8 mm·s-1增至1.6mm·s-1, 对应环件在冷辗扩过程中轧制力矩的最大值分别为2776、2638、3009、3161、3347N·m, 呈现先减后增趋势. 当芯辊进给速度为0.8mm·s-1, 轧制力矩最大值相比于芯辊进给速度为1.0mm·s-1时增大138N·m, 但时间从2.3s到2.6s的轧制力矩波动幅度仅为587N·m, 更有利于冷辗扩的进行; 当芯辊进给速度为1.6mm·s-1时, 时间从1.2s到1.3s的轧制力矩变化幅度达到1064N·m, 表明在稳定冷辗扩阶段存在较大波动.

图8 芯辊进给速度对第一道次冷辗扩轧制力矩的影响

当芯辊进给速度为0.8mm·s-1, 轧制力矩最大值比进给速度为1.0mm·s-1时大. 其主要原因为: 芯辊进给速度的下降会导致环件轴向宽展量增 加[15], 由于锥辊的轴向限制从而引起轧制力矩的增大, 所以芯辊进给速度越小, 并不意味着越有利于第一道次冷辗扩的进行.

2.3 驱动辊转速对第二道次冷辗扩的影响

为探究驱动辊转速对第二道次冷辗扩轧制力的影响, 以芯辊进给速度为1.2mm·s-1, 驱动辊转速为8、10、12、14、16rad·s-1进行模拟, 结果图图9所示. 根据图9轧制力矩曲线的变化规律, 将第二道次冷辗扩过程分为5个阶段: (1)环件缩口咬入阶段, 轧制力出现短时间的快速上升; (2)缩口成形阶段, 轧制力整体处于较低水平; (3)环件整体咬入阶段, 轧制力快速上升; (4)稳定冷辗扩阶段, 环件轧制力继续增大; (5)冷辗扩精整阶段, 轧制力快速下降直到环件完成.

图9 驱动辊转速对第二道次冷辗扩轧制力的影响

从图9可知, 随着驱动辊转速从8rad·s-1增至16rad·s-1, 对应轧制力在第二道次冷辗扩过程中的最大值分别为556、539、502、491、464kN, 呈现减小趋势. 其主要原因为: 在固定的芯辊进给速度下, 随着驱动辊转速增大, 环件每转一圈所受的变形量减小, 从而导致轧制力下降. 其中缩口成形阶段和整体咬入阶段的轧制力受驱动辊转速的影响较小, 轧制力的变化主要出现在稳定冷辗扩阶段.

图10为驱动辊转速对第二道次冷辗扩轧制力矩的影响. 从图10可知, 随着驱动辊转速从8 rad·s-1增至16rad·s-1, 对应环件在冷辗扩过程中轧制力矩的最大值分别为4758、4457、3995、3759、3372N·m, 呈现减小趋势, 表明驱动辊转速的上升有利于减小第二道次冷辗扩过程中的轧制力矩.

图10 驱动辊转速对第二道次冷辗扩轧制力矩的影响

2.4 芯辊进给速度对第二道次冷辗扩的影响

以驱动辊转速12rad·s-1, 芯辊进给速度分别为0.8、1.0、1.2、1.4、1.6mm·s-1进行有限元模拟, 结果如图11所示.

图11 芯辊进给速度对第二道次冷辗扩轧制力的影响

从图11可知, 随着芯辊进给速度从0.8mm·s-1升至1.6mm·s-1, 对应第二道次冷辗扩过程中轧制力最大值分别为450、480、503、533、549kN, 呈现增大趋势, 但对缩口成形阶段的轧制力影响较小. 在实际制造过程中, 为提高生产效率可将缩口成形段的芯辊进给速度增大, 在稳定冷辗扩阶段的芯辊进给速度降低.

图12为芯辊进给速度对第二道次冷辗扩轧制力矩的影响. 从图12可知, 随着芯辊进给速度从0.8mm·s-1增至1.6mm·s-1, 对应环件在冷辗扩过程中轧制力矩的最大值分别为3363、3541、3995、4295、4954N·m, 呈现增大趋势. 当芯辊进给速度为0.8mm·s-1, 时间从5.9s到6.0s的轧制力矩波动幅度仅为241N·m; 当芯辊进给速度为1.6mm·s-1, 时间从2.9s到3.0s轧制力矩变化幅度达到763N·m, 轧制力矩的波动幅度相比芯辊进给速度为0.8mm·s-1时大, 故并不有利于冷辗扩过程的稳定性.

图12 芯辊进给速度对第二道次冷辗扩轧制力矩的影响

3 工艺参数对冷辗扩成品圆度误差的影响

为探究工艺参数对两道次冷辗扩圆度误差的影响, 运用Simufact后处理质点功能分别在第一道次冷辗扩定位凹槽部位(缩口)和第二道次冷辗扩缩口部位内外圈取80个测量点(图13), 并使用最小二乘圆法求出圆度误差[16].

图13 冷辗扩内外圈取点

3.1 驱动辊转速对圆度误差的影响

从图14驱动辊转速对第一道次圆度误差的影响曲线可知, 随着驱动辊转速增大, 环件定位凹槽部位内外圈的圆度误差呈现先减后增趋势; 当驱动辊转速为12rad·s-1时, 内外圈圆度误差最小, 分别为0.1735mm和0.1864mm. 表明适当增大驱动辊转速可提高环件的圆度质量, 但过度增加驱动辊转速反而会导致圆度误差增大.

图14 驱动辊转速对第一道次冷辗扩圆度误差的影响

从图15驱动辊转速对第二道次圆度误差的影响曲线可知, 随着驱动辊转速的增大, 环件缩口部位内外圈的圆度误差总体呈现先增后减趋势; 当驱动辊转速从10rad·s-1增至12rad·s-1, 内圈圆度误差分别从0.1888mm减至0.1070mm; 外圈圆度误差从0.2106mm减至0.1232mm. 而驱动辊转速从12rad·s-1增加至16rad·s-1, 内外圈圆度误差变化幅度仅为0.0184mm和0.0124mm. 表明适当增加驱动辊转速可有效降低第二道次冷辗扩圆度误差, 但随着转速继续增大, 对圆度误差的影响开始减弱.

图15 驱动辊转速对第二道次冷辗扩圆度误差的影响

3.2 芯辊进给速度对圆度误差的影响

图16为芯辊进给速度对第一道次冷辗扩圆度误差的影响. 从图16可知, 随着芯辊进给速度的增大, 环件定位凹槽部位内外圈的圆度误差呈现先减后增趋势, 表明过大或过小的芯辊进给速度都将降低环件的圆度质量. 当芯辊进给速度从1.2 mm·s-1增至1.6mm·s-1, 外圈圆度误差从0.2316 mm增至0.2801mm, 而内圈圆度误差变化幅度仅为0.0035mm. 表明定位凹槽外圈的圆度误差受芯辊速度变化的影响大于内圈.

图17为芯辊进给速度对第二道次冷辗扩圆度误差的影响.

图17 芯辊进给速度对第二道次冷辗扩圆度误差的影响

从图17可知, 随着芯辊速度的增大, 环件缩口部位内外圈的圆度误差总体呈现先增后减趋势, 且内外圈圆度误差变化规律呈现较好的一致性. 当芯辊进给速度为1.0mm·s-1, 环件缩口端内外圈圆度误差达到峰值, 分别为0.1350mm和0.1638 mm. 表明在设置第二道次冷辗扩芯辊进给速度时, 需要注意拐点问题, 在芯辊强度足够的条件下可适当增加进给速度, 从而保证环件的成形质量和生产效率.

4 结论

(1)增大驱动辊转速或减小芯辊进给速度, 可有效降低冷辗扩过程中轧制力与轧制力矩, 从而增加模具的使用寿命.

(2)设置冷辗扩工艺参数, 需要综合考虑轧制力与圆度误差的平衡. 第一道次冷辗扩每转进给量过大或过小都将影响环件圆度质量; 对于第二道次冷辗扩, 在保证圆度误差前提下, 应尽量减小环件每转的进给量.

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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.

宁波大学学报（理工版）网址: http://journallg.nbu.edu.cn/

国家自然科学基金（51975301）; 浙江省自然科学基金重点资助项目（LZ17E050001）; 宁波市2020年度“科技创新2025”重大专项（2020Z110）.

徐焕磊（1996－）, 男, 浙江宁波人, 在读硕士研究生, 主要研究方向: 塑性成形工艺与装备. E-mail: 2550706025@qq.com

孙宝寿（1960－）, 男, 江苏泰兴人, 副教授, 主要研究方向: 塑性成形工艺与装备. E-mail: sunbaoshou@nbu.edu.cn

（责任编辑 史小丽）