楔橫軋軋制螺旋齒形件力能參數(shù)的影響因素

閆華軍 ，劉晉平，胡正寰

(1. 北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京，100083；2. 河北科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河北 石家莊，050018)

螺旋齒形軸類件在工業(yè)生產(chǎn)中應(yīng)用廣泛，如典型的螺旋齒形軸類件(蝸桿軸)廣泛應(yīng)用于各類減速機(jī)、起重機(jī)以及運(yùn)輸與精密測(cè)量設(shè)備中。用于傳遞運(yùn)動(dòng)與動(dòng)力的螺旋齒形軸類件需要較高的尺寸精度，目前，該類產(chǎn)品多采用車(chē)削、銑削等機(jī)加工方法進(jìn)行生產(chǎn)，其缺點(diǎn)是加工過(guò)程復(fù)雜、生產(chǎn)效率較低[1]。滾壓和橫軋等方法廣泛用于生產(chǎn)螺紋中徑尺寸在3～20 mm之間的小直徑螺紋軸類件，由于該類軸件的尺寸小，承載強(qiáng)度小，精度要求低，只能用于緊固和連接。楔橫軋是一種高效、節(jié)材的金屬塑性成形技術(shù)，用其軋制的10余種軸類件在工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應(yīng)用[2]。但是，由于螺旋齒形件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對(duì)尺寸精度要求高，普通軸軋制理論不能完全描述螺旋齒形件軋制過(guò)程；而采用楔橫軋技術(shù)軋制精確的螺旋齒形軸類件需要進(jìn)行大量的理論和實(shí)驗(yàn)研究，國(guó)內(nèi)外對(duì)該技術(shù)的研究較少。楔橫軋技術(shù)研究一般包括模具孔型設(shè)計(jì)、金屬流動(dòng)規(guī)律、軋軋機(jī)設(shè)備的設(shè)計(jì)與選取等工作。軋制力和軋制力矩是確定軋機(jī)強(qiáng)度的基礎(chǔ)，正確計(jì)算、確定軋制力和軋制力矩對(duì)于設(shè)計(jì)和選用軋機(jī)設(shè)備具有重要意義[3]。一些研究者采用滑移線法、上限法以及密柵云紋法來(lái)分析楔橫軋變形過(guò)程，進(jìn)而計(jì)算相關(guān)的力能參數(shù)，但是，上述方法以不同簡(jiǎn)化方式為前提，研究結(jié)果與實(shí)際軋制結(jié)果存在偏差。隨著有限元軟件功能日益強(qiáng)大，有限元軟件通過(guò)復(fù)雜的迭代變換進(jìn)行模擬計(jì)算，能較準(zhǔn)確地反映楔橫軋成形過(guò)程，得到的力能參數(shù)也更加精確、可靠[4?9]。為此，本文作者采用DEFORM-3D有限元軟件模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法分析楔橫軋成形螺旋齒形件時(shí)幾個(gè)重要參數(shù)對(duì)其力能參數(shù)的影響規(guī)律，以便為楔橫軋成形螺旋齒形軸類件的研究提供參考依據(jù)[10]。

1 參數(shù)設(shè)置及力能參數(shù)分析

圖1所示是楔橫軋軋制梯形螺旋齒形軸類件的模型，模型中裝有模具型腔的上、下軋輥同向旋轉(zhuǎn)，帶動(dòng)軋件反向旋轉(zhuǎn)，軋輥旋轉(zhuǎn)1周成形1個(gè)梯形螺旋齒形軸。

1.1 參數(shù)設(shè)置

圖2所示為模具凸棱展開(kāi)圖，其中：圖2(a)和2(b)所示分別表示初始段及結(jié)束段模具凸棱橫截面尺寸，單位為mm。

楔橫軋軋制螺旋齒形件的力能參數(shù)受模具、軋機(jī)齒高變化率k間接反映模具長(zhǎng)度，k與模具長(zhǎng)度成反

圖1 楔橫軋螺旋齒形件模型Fig.1 Model of cross wedge rolling spiral tooth parts

圖2 模具凸棱截面Fig.2 Cross section diagram of die ridge

以及軋制條件等因素的影響，主要參數(shù)包括軋制溫度、齒高變化率k、軋制轉(zhuǎn)速v和軋輥基圓直徑D等。其中：軋制溫度為軋前坯料出爐溫度；齒高變化率k為模具凸棱齒形高度變化程度，用凸棱頂面與底面夾角δ的正切表示：

比；軋制速度為軋件成形速度，由軋輥的轉(zhuǎn)速表示；軋輥基圓直徑反映軋機(jī)類別特性。分析這4個(gè)參數(shù)中任何1個(gè)參數(shù)的影響規(guī)律時(shí)，只變化該參數(shù)，其他3個(gè)參數(shù)固定，由此得到表1所示的4種工況。

1.2 力能參數(shù)定義

楔橫軋中軋制力為軋件作用于軋輥上并通過(guò)壓下螺絲傳遞給機(jī)架的力，即軋件施加在軋輥接觸區(qū)反作用力的垂直分量Py；軋制力矩為上、下軋輥的軋制力與力臂的乘積[2]。

螺旋齒形軋制過(guò)程中模具凸棱的高度、側(cè)壁寬度逐漸增加，在凸棱擠壓作用下，軋件接觸區(qū)金屬沿軸向、橫向流動(dòng)，最終形成螺旋齒形。圖3所示為成形過(guò)程軋件接觸區(qū)受力示意圖，其中：圖3(a)所示為軋件空間受力圖，圖3(b)所示為3(a)中B點(diǎn)橫截面的受力圖。圖3中：T為摩擦力；P為軋件承受的載荷力。上、下軋輥提供的摩擦力相差很小，它們?cè)趚向形成1對(duì)力偶驅(qū)使軋件旋轉(zhuǎn)。

表1 軋制參數(shù)Table 1 Rolling parameters

根據(jù)幾何和運(yùn)動(dòng)關(guān)系得：

其中：?/2為成形區(qū)中心線與軋輥中心線的夾角；Z為單圈壓下量， Z = ( d0? d )/2；d0和 d分別為軋件初始直徑和變形后直徑；Pi為單位面積上的力；Si為面積單元；?i為微單元相對(duì)軋輥中心線的夾角；P為接觸區(qū)正壓力。

2 工藝參數(shù)對(duì)楔橫軋螺旋齒形軸類件力能參數(shù)的影響規(guī)律

按照表 1提供的參數(shù)設(shè)置 4種工況，采用DEFORM-3D有限元軟件模擬楔橫軋螺旋齒形軸類件成形過(guò)程，結(jié)合楔橫軋以及DEFORM-3D有限元軟件的特點(diǎn)，對(duì)軋制過(guò)程進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化：模具設(shè)為剛性體，其原因是楔橫軋模具材料的硬度極高，在軋制過(guò)程中模具變形很小，可以忽略不計(jì)，DEFORM-3D軟件對(duì)剛性體無(wú)需進(jìn)行網(wǎng)格劃分；軋件采用特殊四面體網(wǎng)格劃分(為了優(yōu)化成形效果，對(duì)軋件成形區(qū)采用局部網(wǎng)格細(xì)化，單元網(wǎng)格長(zhǎng)(或?qū)?控制在0.7～1.5 mm之間)；軋輥與軋件的接觸采用表面－表面接觸模型(STS)，接觸摩擦簡(jiǎn)化為庫(kù)侖摩擦。可以通過(guò)設(shè)置相關(guān)參數(shù)來(lái)控制軋件與模具、軋件與空氣之間的熱傳導(dǎo)、熱交換等能量損失。

圖3 軋件成形區(qū)受力圖Fig.3 Force diagrams of parts in forming section

軋件的基本參數(shù)如下：螺距中徑為45 mm，螺旋升角γ為5?，軋件材料為45號(hào)鋼。根據(jù)各工況模擬結(jié)果分析表1中4個(gè)參數(shù)對(duì)楔橫軋螺旋齒形軸類件力能參數(shù)的影響規(guī)律。

2.1 軋制溫度的影響規(guī)律

圖4所示為軋制溫度對(duì)楔橫軋螺旋齒形軸類件軋制力和軋制力矩的影響。從圖4可以看出：軋制溫度越低，軋制力與軋制力矩越大，軋制曲線隨時(shí)間變化越劇烈；隨著軋制溫度升高，軋制力和力矩逐漸減小，軋制曲線越平穩(wěn)。將800 ℃與1 150 ℃時(shí)的2種工況進(jìn)行比較，在800 ℃時(shí)軋制力和軋制力矩分別比1 150℃時(shí)的軋制力和軋制力矩增加150%和130%。

圖4 軋制溫度對(duì)力能參數(shù)的影響Fig.4 Influence of rolling temperature on mechanics parameters

由于軋制溫度對(duì)材料變形抗力的影響很大，一般在材料熔點(diǎn)范圍內(nèi)，隨著溫度的升高，金屬的塑性增加，金屬原子熱振動(dòng)的振幅增大，原子間的鍵力減弱，金屬產(chǎn)生塑性變形所需的能量減小，所以，軋件變形所需的軋制力和軋制力矩減小。反之，軋制溫度降低，材料變形抗力增加，軋制力和軋制力矩相應(yīng)增加。

2.2 齒高變化率k的影響規(guī)律

軋制同一軋件時(shí)，k與軋制所需模具長(zhǎng)度成反比。每個(gè)軋制過(guò)程都包括咬入、成形、卸載階段，故軋制力與軋制力矩曲線總是從0逐漸增大，而后又逐漸減小到0。分析不同k對(duì)軋制力和軋制力矩的影響，主要分析軋制力與力矩的極值及成形變化情況，而加載、卸載時(shí)分析力和力矩的變化無(wú)實(shí)際意義。圖5所示為齒高變化率k對(duì)軋制力和軋制力矩的影響規(guī)律。從圖5可以看出：齒高變化率k越小，軋制力和軋制力矩越小，力能參數(shù)相對(duì)穩(wěn)定階段越長(zhǎng)；k越大，軋制力和軋制力矩越大，軋制平穩(wěn)段越短。將k=0.010 6與k=0.005 3這2種工況進(jìn)行比較，前者軋制力最大值增加49.5%，軋制力矩最大值增加155%。

圖5 齒高變化率對(duì)力能參數(shù)的影響Fig.5 Influence of tooth height rate on mechanics parameters

因?yàn)辇X高變化率k越大，模具的單圈壓下量Z越大，成形區(qū)面積和單位壓力都增加，所以，成形區(qū)總載荷P增加較明顯；k越大，模具越短，成形過(guò)程越快，金屬的變形抗力越大，所以，軋制力、力矩都相應(yīng)增加[11]。由式(2)可知， (/2)cos? 隨Z增加而減小，該值減小量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于P增加量，所以，軋制力隨著齒高變化率的增加而增加。

2.3 軋制速度的影響規(guī)律

圖6所示為軋制速度對(duì)軋制力和軋制力矩影響規(guī)律。從圖6可以看出：軋制速度越大(軋輥轉(zhuǎn)速越大)，軋制時(shí)間越短，軋制力和軋制力矩越大，且軋制曲線變化越顯著。將轉(zhuǎn)速為1.5 rad/s與轉(zhuǎn)速為0.8 rad/s這2種工況進(jìn)行比較，前者軋制力提高31%，軋制力矩提高53.7%。

因?yàn)檐堓佫D(zhuǎn)速越大，軋件成形過(guò)程加快，成形區(qū)金屬的塑性降低，變形抗力增加，軋制力、軋制力矩相應(yīng)增大。當(dāng)軋輥轉(zhuǎn)速過(guò)高時(shí)，不但增大了軋制力和軋制力矩，同時(shí)，因?yàn)樽冃芜^(guò)程加快，模具凸棱的擠壓導(dǎo)致金屬流動(dòng)受阻嚴(yán)重，軋件成形效果變差；當(dāng)軋輥轉(zhuǎn)速過(guò)低時(shí)，接觸區(qū)摩擦力無(wú)法提供足夠大的旋轉(zhuǎn)力矩，出現(xiàn)模具與軋件打滑現(xiàn)象[12?13]。一般楔橫軋軋制速度設(shè)為10 r/min。

圖6 軋制速度對(duì)力能參數(shù)的影響Fig.6 Influence of rolling speed on mechanics parameters

2.4 軋輥直徑的影響規(guī)律

圖7 所示為軋輥基圓直徑對(duì)軋制力和軋制力矩的影響。從圖7可以看出：軋制力受軋輥直徑的影響較小，軋制力矩隨軋輥直徑增加而增加。將直徑為 800 mm與直徑為500 mm這工況進(jìn)行比較，前者軋制力提高16.7%，軋制力矩提高67%。

因?yàn)檐堓佒睆皆酱?，模具凸棱的斜率半徑越大，軋件成形區(qū)面積越大，而成形過(guò)程材料的塑性抗力基本不變，所以，軋制力和軋制力矩都變大。在式(2)和(3)中，軋輥直徑增加，則成形區(qū)面積增加，而單位面積平均力變化不大， c os(?/ 2 )和軋制力臂都隨軋輥直徑的增加而變大，所以，軋制力和軋制力矩隨軋輥基圓直徑的增加而增加。

圖7 軋輥直徑對(duì)力能參數(shù)的影響Fig.7 Influence of roller diameter on mechanics parameters

3 實(shí)驗(yàn)測(cè)試力能參數(shù)變化規(guī)律

實(shí)驗(yàn)測(cè)試的軋制力和軋制力矩真實(shí)地反映了軋制過(guò)程的力能參數(shù)。受實(shí)驗(yàn)條件限制，本文只對(duì)軋制溫度、齒高變化率和軋輥轉(zhuǎn)速3個(gè)參數(shù)進(jìn)行力能參數(shù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試。實(shí)驗(yàn)軋機(jī)為北京科技大學(xué)零件軋制中心的H630楔橫軋機(jī)，軋制力通過(guò)安裝在軋機(jī)支撐軸承座與壓下螺絲之間的壓力傳感器(北京瑞博華控制技術(shù)有限公司制造，型號(hào)為AD7202)測(cè)得。軋制力矩測(cè)量?jī)x器為美國(guó) Binsfeld-EngineeringInc公司制造的型號(hào)TorqueTrak9000扭矩儀。由于TorqueTrak9000扭矩儀具有無(wú)限自動(dòng)測(cè)量功能，軋制力矩通過(guò)固定在軋機(jī)聯(lián)軸器上的應(yīng)變測(cè)量?jī)x、發(fā)射機(jī)、接收機(jī)和信號(hào)放大器等系統(tǒng)采集扭矩信號(hào)。將壓力傳感器和扭矩儀獲得的信號(hào)輸入計(jì)算機(jī)，通過(guò)相關(guān)軟件轉(zhuǎn)化為力能參數(shù)值[14?15]。

圖8 實(shí)驗(yàn)中軋制溫度對(duì)力能參數(shù)的影響Fig.8 Influence of rolling temperature on mechanics parameters in test

圖8 所示為實(shí)驗(yàn)測(cè)試軋制溫度對(duì)力能參數(shù)的影響曲線，選用的工況參數(shù)為表1中工況1。從圖8和圖4可以看出：力能參數(shù)變化規(guī)律與采用有限元得到的規(guī)律一致，即溫度越高，軋制力和軋制力矩越小，其變化也越??；反之，力能參數(shù)(軋制力、軋制力矩)越大，則軋制力和軋制力矩變化越明顯。軋制初期軋制力和力矩幾乎為 0，這是實(shí)驗(yàn)中為了改善軋件咬入條件，在模具上添加引導(dǎo)楔入段，在軋制過(guò)程中該段受力基本為0。與圖4所示結(jié)果相比，實(shí)驗(yàn)測(cè)試的力能參數(shù)(軋制力、軋制力矩)略小于采用有限元得到的力能參數(shù)，但相對(duì)誤差均小于10%。該結(jié)論驗(yàn)證了采用有限元所得的分析結(jié)果是可靠的。

實(shí)驗(yàn)測(cè)試的齒高變化率和軋輥轉(zhuǎn)速工況對(duì)力能參數(shù)(軋制力、軋制力矩)的影響與采用有限元所得到的影響基本一致，相對(duì)誤差都小于 8%。所以，實(shí)驗(yàn)很好地驗(yàn)證了有限元分析結(jié)果的正確性。

4 結(jié)論

(1) 軋制力和軋制力矩隨著軋制溫度的增加而減小，隨著模具齒高變化率、軋制速度和軋輥直徑的增加而增加。

(2) 軋制溫度對(duì)軋制力和軋制力矩的影響最大，在不同的軋制溫度下，軋制力和軋制力矩分別相差150%和130%；軋制速度和模具齒高變化率的影響次之，軋輥直徑的影響最小。進(jìn)行軋機(jī)設(shè)備設(shè)計(jì)時(shí)，為了得到足夠的載荷余量，計(jì)算力能參數(shù)時(shí)，選擇較低的軋制溫度、較大的齒高變化率、較大的軋制速度和軋輥直徑。

(3) 在H630楔橫軋機(jī)上進(jìn)行力能參數(shù)測(cè)試實(shí)驗(yàn)，結(jié)果與采用有限元分析軟件DEFORM-3D所得結(jié)果一致，驗(yàn)證了有限元分析結(jié)果的正確性。

[1]王秀倫. 螺紋滾壓加工技術(shù)[M]. 北京: 中國(guó)鐵道出版社,1990.WANG Xiu-lun. The technology of screw rolling machining[M].Beijing: China Railway Press, 1990.

[2]胡正寰, 張康生, 王寶雨, 等. 楔橫軋零件成形技術(shù)與模擬仿真[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2004.HU Zheng-huan, ZHANG Kang-sheng, WANG Bao-yu, et al.Forming technology and simulation of crossing wedge rolling parts[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2004.

[3]樊旭平, 劉晉平, 閆華軍, 等. 斜軋錨桿軋制壓力影響因素實(shí)驗(yàn)分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2007, 32(5): 63?65.FAN Xu-ping, LIU Jin-ping, YAN Hua-jun, et al. Experimental analysis of rolling force influence factor of anchor rod skew rolling[J]. Forging & Stamping Technology, 2007, 32(5): 63?65.

[4]劉桂華, 徐春國(guó), 任廣升. 楔橫軋三維變形過(guò)程的有限元數(shù)值模擬研究[J]. 鍛壓技術(shù), 2001(6): 32?35.LIU Gui-hua, XU Chun-guo, REN Guang-sheng. Research on FEM numerical simulation of three dimension deformation of cross wedge rolling[J]. Forging & Stamping Technology, 2001(6):32?35.

[5]DONG Yan-ming, Kaveh A, Michael R. Analysis of interfacial slip in cross-wedge rolling: A numerical and phenomenological investigation[J]. Journal of Materials Processing Technology,2000, 97(1/3): 44?53.

[6]Pater Z. Determination of rolling radius and loads in cross-wedge rolling[J]. Scandinavian Journal of Metallurgy,1999, 28(3): 117?126.

[7]趙俊杰, 馬振海, 胡正寰. 斜軋螺紋過(guò)程的數(shù)值模擬[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào), 2002, 14(1): 22?25.ZHAO Jun-jie, MA Zhen-hai, HU Zheng-huan. Numerical simulation of skew rolling thread[J]. Journal of Iron and Steel Research, 2002, 14(1): 22?25.

[8]Pater Z. Theoretical and experimental analysis of cross wedge rolling process[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2000(40): 49?63.

[9]趙俊杰, 胡正寰. 斜軋管形零件的三維非線性有限元分析[J].塑性工程學(xué)報(bào), 2000, 7(2): 20?22.ZHAO Jun-jie, HU Zheng-huan. Three dimension nonlinear finite element analysis of skew rolling of tubular part[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2000, 7(2): 20?22.

[10]束學(xué)道, 邢希東, 胡正寰. 基于有限元法分析的楔橫軋多楔軋制力能參數(shù)規(guī)律[J]. 重型機(jī)械, 2004(6): 19?21.SHU Xue-dao, XING Xi-dong, HU Zheng-huan. Analyzing rules of parameters of force and energy about cross wedge rolling with multi-wedge basing on FEM[J]. Heavy Machinery, 2004(6):19?21.

[11]康永強(qiáng). 斜軋零件基本單元成形機(jī)理研究[D]. 北京: 北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 2003.KANG Yong-qiang. The study of deformation mechanism based on skew rolling element[D]. Beijing: School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing,2003.

[12]劉建中. 鋼管斜軋延伸的金屬變形研究及孔型設(shè)計(jì)[J]. 鋼管,2004, 33(5): 14?17.LIU Jian-zhong. Study on metal deformation of steel tube with cross-rolling elongation and related roll groove design[J]. Steel Pipe, 2004, 33(5): 14?17.

[13]楊翠蘋(píng), 胡正寰, 張康生, 等. 楔橫軋件軸向變形研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2004, 40(9): 80?83.YANG Cui-ping, HU Zheng-huan, ZHANG Kang-sheng, et al.Study on axial deformation of workpiece in cross wedge rolling[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2004,40(9): 80?83.

[14]趙靜, 魯力群, 胡正寰. 汽車(chē)半軸楔橫軋多楔成形力能參數(shù)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)[J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2008, 36(6): 184?188.ZHAO Jing, LU Li-qun, HU Zheng-huan. Numerical simulation experiment of mechanical parameters in forming automobile semi-axes with multi-wedge cross wedge rolling[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2008, 36(6):184?188.

[15]邢希東, 束學(xué)道, 胡正寰. 多楔楔橫軋位移實(shí)時(shí)在線測(cè)試系統(tǒng)研制[J]. 北京科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2004, 26(5): 548?550.XING Xi-dong, SHU Xue-dao, HU Zheng-huan. Real-time testing system of displacement of the end of workpieces in multi-wedge cross wedge rolling[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2004, 26(5): 548?550.