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摘　要：風(fēng)電軸承是風(fēng)電裝備的關(guān)鍵零件，而套圈作為軸承的核心組件，對(duì)軸承服役壽命以及主機(jī)運(yùn)行可靠性至關(guān)重要。環(huán)件徑軸向軋制是制造各種大型無(wú)縫軸承套圈、回轉(zhuǎn)支承、法蘭環(huán)件的先進(jìn)回轉(zhuǎn)塑性成形工藝。目前，風(fēng)電裝備中應(yīng)用的各種球軸承，其套圈滾道均是通過(guò)切削加工成形，材料浪費(fèi)多，加工效率低，且滾道金屬流線(xiàn)分布差，削弱了套圈的力學(xué)性能。文章以典型的大型雙滾道風(fēng)電軸承套圈為對(duì)象，開(kāi)展其滾道軋制成形數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)

研究。通過(guò)環(huán)件軋制工藝?yán)碚摲治觯岢隽酥饕に噮?shù)設(shè)計(jì)方法；建立套圈徑軸向軋制熱力耦合有限元模型，通過(guò)模擬分析，對(duì)軋制進(jìn)給規(guī)程進(jìn)行優(yōu)化；根據(jù)模擬結(jié)果，開(kāi)展了軋制實(shí)驗(yàn)，成功軋制成形出合格的雙滾道軸承套圈。該文研究實(shí)現(xiàn)了大型風(fēng)電軸承套圈滾道直接軋制成形，為風(fēng)電以及其他領(lǐng)域用大型軸承套圈、回轉(zhuǎn)支承環(huán)件節(jié)能節(jié)材的先進(jìn)制造，提供了有效的工藝?yán)碚撝笇?dǎo)。

關(guān)鍵詞：風(fēng)電軸承；套圈；滾道；環(huán)件徑軸向軋制；數(shù)值模擬

引　言

      風(fēng)電軸承是風(fēng)電機(jī)組的關(guān)鍵零件，也是當(dāng)前風(fēng)電裝備國(guó)產(chǎn)化的瓶頸。作為軸承的核心組件，軸承套圈的性能對(duì)軸承服役壽命及主機(jī)安全可靠運(yùn)行至風(fēng)電軸承套圈為代表的直徑１ｍ 以上大型異形截面環(huán)件，其傳統(tǒng)的主要制造工藝為自由鍛擴(kuò)孔和切削加工，即先在壓力機(jī)上通過(guò)芯軸擴(kuò)孔制得矩形截面環(huán)鍛件，然后通過(guò)機(jī)械切削加工出截面輪廓。傳統(tǒng)制造工藝存在能耗高、材料利用率低、效率低、質(zhì)量性能差等諸多缺點(diǎn)，無(wú)法滿(mǎn)足風(fēng)電軸承市場(chǎng)提出的高效、低耗、優(yōu)質(zhì)生產(chǎn)制造需求。

      環(huán)件徑軸向軋制是一種制造大型無(wú)縫環(huán)件的塑性回轉(zhuǎn)成形新工藝［１］，其原理如圖１所示。驅(qū)動(dòng)輥?zhàn)髦鲃?dòng)旋轉(zhuǎn)；芯輥?zhàn)鲝较蛑本€(xiàn)進(jìn)給和被動(dòng)旋轉(zhuǎn)，兩輥構(gòu)成徑向孔型；上、下軸向錐輥?zhàn)髦鲃?dòng)旋轉(zhuǎn)和水平后退移動(dòng)，同時(shí)上錐輥?zhàn)鬏S向進(jìn)給，兩輥構(gòu)成軸向孔型；兩個(gè)導(dǎo)向輥在軋制過(guò)程中緊貼環(huán)件外表面，隨環(huán)件外徑擴(kuò)大作平動(dòng)運(yùn)動(dòng)，以保證軋制穩(wěn)定性和成形環(huán)件圓度；在上述軋輥的綜合作用下，環(huán)坯在回轉(zhuǎn)過(guò)程中反復(fù)進(jìn)入徑向和軸向孔型，經(jīng)過(guò)多轉(zhuǎn)連續(xù)局部塑性變形積累，使其直徑擴(kuò)大，壁厚和高度減小，截面輪廓成形。相比傳統(tǒng)工藝，環(huán)件徑軸向軋制具有低耗、高效、優(yōu)質(zhì)的顯著技術(shù)經(jīng)濟(jì)特點(diǎn)，已成為高性能大型無(wú)縫軸承套圈、齒圈、法蘭環(huán)不可替代的先進(jìn)成形制造技術(shù)。

      環(huán)件徑軸向軋制過(guò)程是一個(gè)多參數(shù)耦合作用下的動(dòng)態(tài)變形過(guò)程，軋制過(guò)程中徑向和軸向變形區(qū)相件徑軸向軋制變形規(guī)律，和為工藝設(shè)計(jì)提供有效科學(xué)指導(dǎo)，有關(guān)學(xué)者先后開(kāi)展了相關(guān)的理論研究。文獻(xiàn)［２］最早分析了環(huán)件徑軸向軋制過(guò)程變形特征；文獻(xiàn)［３］研究了環(huán)件徑軸向軋環(huán)機(jī)可軋區(qū)；文獻(xiàn)［４］比較了外溝槽截面回轉(zhuǎn)支承環(huán)件徑向軋制和徑軸向軋制工藝；文獻(xiàn)［５］研究了環(huán)件徑軸向軋制剛度條件；

      文獻(xiàn)［６－７］利用ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ動(dòng)力顯式有限元法，建立了環(huán)件徑軸向軋制三維熱力耦合有限元模型，并分析了軋制過(guò)程熱力學(xué)變形行為；文獻(xiàn)［８］開(kāi)展了帶涂層環(huán)件徑軸向軋制三維建模和成形參數(shù)優(yōu)化模擬分析；文獻(xiàn)［９］通過(guò)解析計(jì)算和數(shù)值模擬分析，提出了環(huán)件徑軸向軋制穩(wěn)定條件。然而，現(xiàn)有的環(huán)件徑軸向軋制研究大多集中于形狀簡(jiǎn)單的矩形或近矩形截面環(huán)件，對(duì)復(fù)雜截面環(huán)件研究較少。而對(duì)于異形截面環(huán)件，由于軋制過(guò)程中周向直徑擴(kuò)大與徑向截面充型并非同步進(jìn)行，金屬流動(dòng)和變形規(guī)律更復(fù)雜，給工藝設(shè)計(jì)與過(guò)程控制提出了更高難度。由于缺乏工藝?yán)碚撗芯恐笇?dǎo)，致使目前環(huán)件徑軸向軋制實(shí)際工藝應(yīng)用主要集中于矩形截面環(huán)件制造。如風(fēng)電裝備中典型的雙滾道軸承套圈，通常是先簡(jiǎn)單軋制獲得矩形截面環(huán)鍛件，然后再切削加工溝槽，不僅消耗大量材料和工時(shí)，而且無(wú)法獲得仿形的金屬纖維流線(xiàn)分布，產(chǎn)品力學(xué)性能差。

      本文以大型雙滾道面風(fēng)電軸承套圈為對(duì)象，開(kāi)展其徑軸向軋制成形工藝模擬和實(shí)驗(yàn)研究，以期實(shí)現(xiàn)其滾道直接軋制成形，為大型復(fù)雜截面環(huán)件徑軸向軋制工藝應(yīng)用提供科學(xué)指導(dǎo)。

１主要軋制參數(shù)合理的設(shè)計(jì)范圍

      １．１　軋制比和徑軸向變形量比值

      根據(jù)圖２所示初始環(huán)坯與軋制成形套圈鍛件的幾何關(guān)系，基于環(huán)件軋制工藝?yán)碚摵退苄宰冃误w積不變?cè)恚_定環(huán)坯尺寸計(jì)算公式為：

      由式（１）可知，在已知鍛件尺寸情況下，環(huán)坯尺寸取決于軋制比和徑軸向變形量比。文獻(xiàn)［１０］提出了環(huán)件徑軸向軋制不同變形情況下軋制比的設(shè)計(jì)方法。而環(huán)件徑軸向軋制中，為了抑制環(huán)件軋制過(guò)程中端面凹陷和表面折疊現(xiàn)象，環(huán)坯徑向和軸向變形量比值可根據(jù)鍛件的高厚比有效設(shè)計(jì)［１１］。由文獻(xiàn)［１０－１１］，并根據(jù)本文研究對(duì)應(yīng)的軋制變形模式，確定軋制比和徑軸向變形量比為：

      式中　Ｒｉ———芯輥工作半徑驅(qū)動(dòng)輥和芯輥工作半徑為保證大型環(huán)件徑軸向軋制的穩(wěn)定性，軋制線(xiàn)速度應(yīng)控制在０．４ｍ／ｓ～１．６ｍ／ｓ之間［１］。而當(dāng)軋環(huán)機(jī)設(shè)備確定后，軋環(huán)機(jī)主電機(jī)轉(zhuǎn)速ｎ、減速機(jī)減速比ｉ和驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速ｎｄ則為定值，且有ｎｄ＝ｎ／ｉ。根據(jù)上述條件可確定驅(qū)動(dòng)輥工作面半徑Ｒｄ范圍為：

１．３　進(jìn)給速度

      根據(jù)文獻(xiàn)［１２］可知，為了實(shí)現(xiàn)環(huán)坯順利咬入孔型并被塑性穿透產(chǎn)生連續(xù)軋制變形，芯輥徑向進(jìn)給速度ｖｒ應(yīng)滿(mǎn)足如下條件：

　    此外，軋制中為保證徑向軋制與軸向軋制同時(shí)完成，芯輥徑向進(jìn)給速度ｖｒ與上錐輥軸向進(jìn)給速度ｖａ之間應(yīng)滿(mǎn)足如下關(guān)系：

２　有限元建模與模擬分析

     ２．１　三維熱力耦合有限元建模

      以在Ｄ５３Ｋ－３５００ 數(shù)控徑軸向軋環(huán)機(jī)上軋制４２ＣｒＭｏ合金鋼材質(zhì)的風(fēng)電軸承雙滾道套圈為例，根據(jù)環(huán)件幾何尺寸和上述公式，結(jié)合實(shí)際軋環(huán)機(jī)設(shè)備參數(shù)和軋制工藝條件，確定相關(guān)軋制參數(shù)如表１所示。

      文獻(xiàn)［７］是本文的前期工作，開(kāi)展了４２ＣｒＭｏ合金鋼環(huán)件徑軸向軋制三維熱力耦合有限元建模研究，詳細(xì)描述了建模的關(guān)鍵技術(shù)，并在Ｄ５３Ｋ－３５００軋環(huán)機(jī)上對(duì)模型可靠性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)評(píng)定。本文基于前期建模研究基礎(chǔ)，根據(jù)表１中參數(shù)，在ＡＢＡＱＵＳ模擬軟件下建立雙滾道套圈徑軸向軋制三維熱力耦合有限元模型，如圖３所示。

      ４２ＣｒＭｏ合金鋼材料高溫本構(gòu)方程與熱力物理性能參數(shù)參照文獻(xiàn)［７］。模型采用動(dòng)力顯式有限元算法，以避免隱式算法求解非線(xiàn)性大變形問(wèn)題存在的時(shí)間消耗多和計(jì)算不收斂問(wèn)題［１２］。采用質(zhì)量縮放技術(shù)，確定有效的質(zhì)量縮放方法，并在保證計(jì)算精度的前提下提高計(jì)算效率［１３］。軋輥與環(huán)件之間接觸采用庫(kù)侖摩擦模型，摩擦系數(shù)為０．３５［７］。模型選用８節(jié)點(diǎn)六面體熱力耦合線(xiàn)性減縮積分單元（Ｃ３Ｄ８ＲＴ）進(jìn)行均勻網(wǎng)格劃分，采用ＡＬＥ自適應(yīng)網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，控制變形過(guò)程中的網(wǎng)格畸變。

      ２．２　模擬結(jié)果分析

     模型總單元數(shù)為２６３６４，整個(gè)模擬程序在ＨＰＺ８００工作站上運(yùn)行約４５ｈ。圖４ａ為軋制成形鍛件與初始環(huán)坯的俯視圖，可以看出，成形鍛件的圓度較好；圖４ｂ為成形鍛件沿對(duì)稱(chēng)面剖開(kāi)的截面等效應(yīng)變上下端面以及外表面的成形效果都較好，但是滾道區(qū)域填充不充分。

      圖５為軋制中鍛件截面成形過(guò)程，可以看出，初始時(shí)刻環(huán)坯內(nèi)表面僅滾道處與軋輥接觸，接觸位置在環(huán)坯軸向靠下位置，如圖５ａ所示；隨著上錐輥向變形，其內(nèi)表面上部先與芯棍接觸，接觸線(xiàn)從上至下呈現(xiàn)一定錐度，此時(shí)溝槽處金屬開(kāi)始填充，如圖５ｂ所示；軋制結(jié)束時(shí)，上滾道填充較好，而滾道中間區(qū)域和下滾道充填不太充分，如圖５ｃ所示。

      由模擬結(jié)果可知，鍛件主要成形問(wèn)題為滾道金屬填充不充分。分析其原因，可能與軋制過(guò)程中金屬軸向流動(dòng)行為有關(guān)。圖６分析了軋制徑向和軸向孔型中環(huán)坯金屬軸向流動(dòng)行為。從圖中可以看出，軋制一轉(zhuǎn)過(guò)程中，軸向孔型中，在上錐輥向下進(jìn)給作用下，金屬沿向下流動(dòng)，滾道的位置也會(huì)向下偏移，如圖６ｂ所示；徑向孔型中，由于滾道位置經(jīng)過(guò)軸向孔型后發(fā)生向下偏移，此時(shí)滾道上半部分金屬仍與芯輥溝球接觸，并受其擠壓而正常填充，但滾道下半部分金屬會(huì)偏離芯棍溝球，無(wú)法受其擠壓而正常填充，如圖６ａ所示。雖然滾道處金屬受溝球擠流，但如果向下分流的金屬不足以補(bǔ)充滾道下半部分的偏移損失，則滾道下半部分就不能完全充型。

     由上述分析可知，要消除滾道充型缺陷，需要減小滾道位置在軸向孔型向下偏移產(chǎn)生的不利影響，同時(shí)促進(jìn)滾道下半部分金屬在徑向孔型中的流動(dòng)填充，這就需要合理分配環(huán)坯徑向和軸向的變形量。當(dāng)環(huán)坯尺寸確定時(shí)，其徑向和軸向總變形量一定，則可以通過(guò)改變進(jìn)給規(guī)程來(lái)階段性調(diào)控軋制過(guò)程中環(huán)坯徑向和軸向變形量分配，如圖７所示。曲線(xiàn)ＡＣＢ 為初始模擬的進(jìn)給規(guī)程曲線(xiàn)。采用該進(jìn)給規(guī)程時(shí)，由于徑軸向變形量比值偏小，導(dǎo)致滾道下半部分不能完全充填滿(mǎn)。曲線(xiàn)ＡＤＢ 為改變后的進(jìn)給規(guī)程曲線(xiàn)，該進(jìn)給規(guī)程分為兩階段，即第一階段以軸向軋制為主，該階段徑軸向變形量比值較小，主要進(jìn)行環(huán)坯軸向高度的軋制；第二階段以徑向軋制為主，該階段徑軸向變形量比值較大，主要進(jìn)行環(huán)坯徑向壁厚的軋制。具體軋制進(jìn)給參數(shù)如表２所示。

      采用改進(jìn)的進(jìn)給規(guī)程進(jìn)行模擬分析，成形結(jié)果如圖８所示。由圖８ａ可以看出，成形環(huán)件的圓度仍然較好。由圖８ｂ可以看出，鍛件滾道充型較好，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的未充滿(mǎn)缺陷，從而說(shuō)明修改的進(jìn)給規(guī)程是有效的。分析其原因，修改后的進(jìn)給規(guī)程在第一階段增大軸向進(jìn)給量和進(jìn)給速度，以軸向軋制為

     主，使環(huán)坯軸向變形主要發(fā)生在滾道成形初期，從而削弱由于軸向變形引起的滾道偏移對(duì)滾道成形的影響；在第二階段增大徑向進(jìn)給量和進(jìn)給速度，以徑向軋制為主，使環(huán)坯金屬產(chǎn)生充分的徑向變形，從而促使金屬?gòu)较蛄鲃?dòng)填充孔型。因此，通過(guò)合理的階段性分配徑向和軸向變形量，促進(jìn)了滾道的充分成形。

３　軋制實(shí)驗(yàn)

      參照模擬軋制參數(shù)和修正后的軋制進(jìn)給規(guī)程，在成都天馬鐵路軸承有限公司Ｄ５３Ｋ－３５００數(shù)控徑軸向軋環(huán)機(jī)上，開(kāi)展了該風(fēng)電軸承雙滾道套圈軋制工藝實(shí)驗(yàn)。軋制過(guò)程和成形結(jié)果如圖９、圖１０所示。

      由圖１０可以看出，軋制成形鍛件外形無(wú)明顯缺陷，滾道成形充分，與芯輥孔型貼合度較好。表３比較了標(biāo)準(zhǔn)鍛件與模擬和實(shí)驗(yàn)鍛件尺寸。其中，模擬鍛件外徑、內(nèi)徑和高度為在鍛件外圓、內(nèi)圓和端面不同位置測(cè)量取平均值；實(shí)驗(yàn)鍛件尺寸通過(guò)紅外線(xiàn)測(cè)距儀和游標(biāo)卡尺測(cè)量。通過(guò)比較可知，第一次模擬由于滾道成形不充分，多余金屬沿周向流動(dòng)致使鍛件直徑偏大，而第二次模擬和實(shí)驗(yàn)所得鍛件外徑、內(nèi)徑和高度均滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)鍛件尺寸要求。從而證明了上述工藝的可行性。

４　結(jié)　論

      本文以大型雙滾道風(fēng)電軸承套圈為對(duì)象，開(kāi)展了其滾道軋制成形工藝模擬和實(shí)驗(yàn)研究。通過(guò)理論計(jì)算、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)試，提出了可靠的軋制工藝參數(shù)設(shè)計(jì)方法，分析了其軋制成形缺陷和原因，優(yōu)化了軋制進(jìn)給規(guī)程，最終軋制成形了滿(mǎn)足尺寸要求的雙滾道軸承套圈。本文研究結(jié)果可為大型風(fēng)電軸承套圈和回轉(zhuǎn)支承精確軋制成形制造提供有效的工藝?yán)碚撝笇?dǎo)。