不同變形量下軸承套圈冷軋殘余應(yīng)力演化規(guī)律研究

許 杰 胡 號(hào)

(1.武漢交通職業(yè)學(xué)院，湖北 武漢 430065；2.湖北青年職業(yè)學(xué)院，湖北 武漢 430079)

精密冷軋成形工藝是軸承套圈生產(chǎn)廣泛采用的加工方法之一。在體積不變的情況下，環(huán)形毛坯在軋制的過程中會(huì)呈現(xiàn)直徑逐漸變大和壁厚逐漸減薄的成形現(xiàn)象[1]。它具有加工精度高、成形質(zhì)量好和節(jié)省原材料等優(yōu)點(diǎn)，主要用來生產(chǎn)汽車和機(jī)床上的機(jī)械性能高且無縫的軸承套圈。

軸承套圈冷軋成形生產(chǎn)的一般工藝流程為：棒料——高速鍛——球化退火——精密冷軋——再結(jié)晶退火——車削——熱處理——后續(xù)加工。在精密冷軋過程中，由于變形的不均勻性會(huì)不可避免地在軸承套圈內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力，其在淬火過程中的釋放會(huì)導(dǎo)致軸承套圈尺寸的改變和裂紋的產(chǎn)生，對(duì)軸承套圈的幾何精度以及組織性能造成顯著影響，甚至使軸承套圈發(fā)生開裂而報(bào)廢[2]，故在冷軋過程中應(yīng)盡量減小殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。軸承套圈的殘余應(yīng)力分布受軋制變形量、軋制速度等軋制參數(shù)的影響，精密冷軋過程中的殘余應(yīng)力演化規(guī)律研究可為軸承套圈在精密冷軋及后續(xù)熱處理過程中的殘余應(yīng)力控制提供一定的理論依據(jù)。

目前對(duì)于軸承套圈精密冷軋成形的研究，大致可分為試驗(yàn)分析、解析計(jì)算和有限元模擬等三個(gè)方面。在試驗(yàn)分析方面，Hawkyard[3]對(duì)軋機(jī)的壓力輥性能進(jìn)行了優(yōu)化。Mamalis[4]等人開展了軸承套圈在軋制過程中的金屬變形及寬展變化的試驗(yàn)研究。孫寶壽[5]等人分別研究了毛坯的初始溫度、軋輥的轉(zhuǎn)速和進(jìn)給速度對(duì)軸承套圈成形質(zhì)量的影響。華林[6-10]對(duì)軸承套圈在軋制過程中的成形規(guī)律，軋制設(shè)備的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及設(shè)備加工產(chǎn)品的性能特點(diǎn)等開展了大量的試驗(yàn)研究。在解析計(jì)算方面，Ryoo[11]和Stahlberg[12]獲得了軋制過程各軋制模具的動(dòng)力學(xué)軌跡方程。Lugora[13]對(duì)軸承套圈的寬展變形進(jìn)行了理論研究。許思廣[14]將流函數(shù)法引入到軸承套圈軋制理論研究中，建立了軋制過程的空間速度場模型。在有限元模擬方面，解春雷[15]對(duì)軸承套圈冷軋制過程進(jìn)行模擬分析,揭示了各參數(shù)對(duì)軸承套圈成形指標(biāo)的影響規(guī)律。趙麗麗[16]等人通過建立軸承套圈軋制模型,對(duì)鋁板材冷軋后的殘余應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值仿真研究。羅曉東[17]等人建立了6061鋁合金軸承套圈的冷軋過程仿真模型，對(duì)軋制過程中金屬的流動(dòng)規(guī)律以及成形質(zhì)量進(jìn)行了探索。

對(duì)于軸承套圈精密冷軋過程中的殘余應(yīng)力演化規(guī)律的研究較少。關(guān)于軸承套圈精密冷軋過程中殘余應(yīng)力分布的研究，大多局限于有限元軟件模擬，此方法雖方便快捷但仍缺乏一定的可信度。因此，通過將實(shí)驗(yàn)測(cè)試與有限元模擬結(jié)合的方式，

對(duì)不同變形量下軸承套圈精密冷軋成形的殘余應(yīng)力演化規(guī)律進(jìn)行研究，不僅經(jīng)濟(jì)省時(shí)，而且具有較高的可信度，可為殘余應(yīng)力的控制提供一定的參考依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料及研究方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

軸承套圈的原材料為GCr15軸承鋼棒，用于冷軋實(shí)驗(yàn)的軸承套圈毛坯尺寸如圖1所示，其化學(xué)成分見表1。

圖 1 毛坯尺寸(單位：mm)

成分CSPMnSiCrMoCuNiFe含量(%)0.960.0060.0130.360.191.460.020.060.08余量

1.2 軸承套圈冷軋實(shí)驗(yàn)

軸承套圈毛坯在圖2中所示的D56G90型精密冷軋環(huán)機(jī)中進(jìn)行冷軋實(shí)驗(yàn)。軋環(huán)機(jī)的模具參數(shù)和工藝參數(shù)見表2。軸承套圈的變形量r通過公式(1)進(jìn)行計(jì)算[18]，其中h表示軸承套圈冷軋后的壁厚,h0表示軸承套圈初始壁厚。

(1)

圖 2 D56G90型精密數(shù)控冷軋環(huán)機(jī)

參數(shù)取值驅(qū)動(dòng)輥直徑Dg/mm216驅(qū)動(dòng)輥槽寬Wg/mm18驅(qū)動(dòng)輥槽深hd/mm3.2驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速n/(rad·s-1)15.2芯輥直徑di/mm25導(dǎo)向輥直徑Dg/mm20

1.3 軸承套圈冷軋過程有限元建模

不均勻塑性變形是殘余應(yīng)力產(chǎn)生的主要原因，借助有限元軟件模擬軸承套圈在不同變形量下的軋制過程，獲取軸承套圈的塑性應(yīng)變分布，以揭示殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。

采用Abaqus有限元軟件模擬軸承套圈冷軋過程，軸承套圈材料為GCr15，其彈性模量為209GPa，泊松比為0.3，采用六面體八節(jié)點(diǎn)單元(C3D8R)劃分網(wǎng)格。芯輥進(jìn)給速度設(shè)置為恒值0.9mm/s，進(jìn)行有限元建模與求解，來獲取軸承套圈在不同變形量下的塑性變形規(guī)律。軸承套圈軋制裝配圖如圖3所示，劃分網(wǎng)格后的軸承套圈如圖4所示。

1.4 殘余應(yīng)力測(cè)試

采用X射線衍射法對(duì)宏觀殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，主要通過獲得應(yīng)力和應(yīng)變之間的關(guān)系，得到殘余應(yīng)力值。測(cè)試所用的儀器為X-350A型X射線應(yīng)力測(cè)定儀，如圖5所示。測(cè)量采用側(cè)傾固定Ψ法，通過交相關(guān)法來進(jìn)行定峰，衍射晶面選取α-Fe(211)，X射線管的高壓設(shè)定為27kV，管電流設(shè)定為7mA，測(cè)試點(diǎn)位置選在軸承套圈外圓周表層中心線上，每隔60°分布一個(gè)點(diǎn)。分別對(duì)軸承套圈表面的軸向殘余應(yīng)力和切向殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量。軸承套圈的軸向及切向測(cè)試擺放位置分別如圖6(a)和6(b)所示。本測(cè)試中殘余應(yīng)力測(cè)量的誤差范圍均在10MPa以內(nèi)。

圖 3 軸承套圈軋制裝配圖

圖 4 劃分網(wǎng)格后的軸承套圈

圖 5 X-350A型X射線衍射儀

1.5 半峰寬(FWHM)測(cè)試

衍射峰最大強(qiáng)度一半處所占的角度范圍稱為衍射線半峰寬FWHM。由于材料的微觀殘余應(yīng)力是引起衍射線線形發(fā)生寬化的主要原因，因此對(duì)FWHM值進(jìn)行測(cè)試來表征軸承套圈的微觀殘余應(yīng)力分布特征。FWHM值與殘余應(yīng)力測(cè)試值同時(shí)得到，每個(gè)測(cè)試點(diǎn)在四個(gè)入射角進(jìn)行衍射，因此可分別得到四個(gè)FWHM值。圖中FWHM值為每個(gè)測(cè)試點(diǎn)得到的四個(gè)FWHM值的平均值。

圖 6 軸承套圈殘余應(yīng)力測(cè)試擺放位置

2 軸承套圈冷軋實(shí)驗(yàn)測(cè)試及有限元仿真分析

2.1 軸承套圈冷軋成形實(shí)驗(yàn)

完成冷軋實(shí)驗(yàn)后，不同變形量下的軸承套圈如圖7所示。通過測(cè)量，各軸承套圈的實(shí)際軋制變形量分別為0、14.7%、23.8%、34%、43%和51.2%。

2.2 冷軋軸承套圈宏觀殘余應(yīng)力分布

2.2.1 軸向殘余應(yīng)力分布

圖8為不同變形量下軸承套圈外圓周表層中心線的軸向殘余應(yīng)力分布曲線。由圖可知，經(jīng)過切削加工的軸承套圈毛坯，其外表面軸向殘余應(yīng)力呈拉應(yīng)力分布狀態(tài)。經(jīng)過冷軋加工后，其表面殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變成壓應(yīng)力分布狀態(tài)。隨著變形量的增大，軸向殘余應(yīng)力逐漸減??；當(dāng)變形量超過34%時(shí)，隨著變形量的增大，殘余應(yīng)力不再繼續(xù)大幅減小并呈現(xiàn)一定的波動(dòng)。

2.2.2 切向殘余應(yīng)力分布

圖9為不同變形量下軸承套圈外圓周表層中心線的切向殘余應(yīng)力分布曲線。與軸向殘余應(yīng)力分布規(guī)律類似，毛坯表面的切向殘余應(yīng)力呈拉應(yīng)力分布，經(jīng)軋制后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力分布。隨著變形量的增大，切向殘余應(yīng)力逐漸減小；當(dāng)變形量超過34%時(shí)，繼續(xù)增大變形量，殘余應(yīng)力不再繼續(xù)減小。當(dāng)變形量為43%時(shí)，切向殘余應(yīng)力波動(dòng)較大。

圖 7 不同變形量下的冷軋軸承套圈

圖 8 不同變形量下軸承套圈的軸向殘余應(yīng)力分布

圖 9 不同變形量下軸承套圈的切向殘余應(yīng)力分布

2.2.3 軸向殘余應(yīng)力與切向殘余應(yīng)力平均值分布對(duì)比

將不同變形量下的軸向殘余應(yīng)力及切向殘余應(yīng)力測(cè)試值進(jìn)行計(jì)算取其平均值，繪制成圖10所示曲線。由圖可知，切向殘余應(yīng)力整體比軸向殘余應(yīng)力小。

2.3 冷軋軸承套圈等效塑性應(yīng)變分布

殘余應(yīng)力是軸承套圈冷軋過程中的不均勻塑性變形導(dǎo)致，提取了不同變形量下的冷軋軸承套圈沿著軸向截面的等效塑性應(yīng)變分布，如圖11所示。軸承套圈的冷軋變形量分別為0、14.7%、23.8%、34.0%、43.0%和51.2%，與實(shí)驗(yàn)的實(shí)際變形量一致。

為了定量分析不同變形量下冷軋軸承套圈的等效塑性應(yīng)變分布情況，在有限元計(jì)算結(jié)果中提取了軸承套圈軸截面中心線的等效塑性應(yīng)變值，繪制成了圖12中的曲線。所提取的點(diǎn)位于軸承套圈軸截面沿著徑向的中心線上，即圖13中所標(biāo)注的黑點(diǎn)。

圖 10 不同變形量下軸承套圈的殘余應(yīng)力平均值分布

綜合圖11-13可得出如下結(jié)論：在不同變形量下，軸承套圈軸截面沿著徑向中心線上的等效塑性應(yīng)變幾乎呈現(xiàn)了相同的變化趨勢(shì)，都呈“U”型分布曲線，即表面的塑性變形大于芯部。變形量為14.7%、23.8%和34%時(shí)，較大塑性變形在軸承套圈表面周圍區(qū)域產(chǎn)生，芯部的塑性變形程度較小；當(dāng)變形量增大至43%時(shí)，軸承套圈芯部區(qū)域才發(fā)生較大的塑性變形。隨著變形量的增大，軸承套圈表面與芯部的相對(duì)變形越來越小，整體塑性變形越來越均勻。

圖 11 不同變形量下的軸承套圈軸截面等效塑性應(yīng)變分布

2.4 冷軋軸承套圈等效塑性應(yīng)變分布對(duì)宏觀殘余應(yīng)力的影響

Connor[19]和King等人[20-22]在其文獻(xiàn)中提到，進(jìn)行冷加工前的零件初始?xì)堄鄳?yīng)力狀態(tài)對(duì)零件冷成形后最終的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)影響較小。由于軸承套圈內(nèi)外表面比芯部的塑性變形大，軸承套圈作為一個(gè)整體，在表面和芯部間存在著相對(duì)變形，芯部材料會(huì)阻止軸承套圈表面材料變形，軸承套圈表面由于受到芯部材料的延伸阻止作用而呈現(xiàn)壓應(yīng)力分布狀態(tài)。

圖 12 不同變形量下的軸承套圈軸截面等效塑性應(yīng)變值分布

圖 13 軸承套圈軸向截面等效塑性應(yīng)變提取點(diǎn)

冷軋后殘余應(yīng)力的分布狀態(tài)與軋制變形量緊密相關(guān)。當(dāng)變形量為14.7%時(shí)，僅靠近軸承套圈外表面的區(qū)域沿著軸向及切向產(chǎn)生較大的塑性延伸，芯部材料產(chǎn)生的塑性變形較小，使軸承套圈表面和芯部之間的相對(duì)塑性變形較大。芯部材料會(huì)阻止表面沿著軸向及切向產(chǎn)生塑性延伸，因此在軸承套圈表面呈現(xiàn)出較大的軸向及切向殘余壓應(yīng)力分布狀態(tài)。隨著變形量的增大，芯部也產(chǎn)生一定的塑性變形，使芯部與表面之間的相對(duì)變形減小，芯部對(duì)表面的變形阻礙作用減弱，表面的軸向及切向殘余應(yīng)力隨著變形量的增大呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。當(dāng)變形量超過34%時(shí)，軸承套圈整體的塑性變形更均勻，隨著變形量的繼續(xù)增大，軸向及切向殘余應(yīng)力的減小幅度降低。由此可知，軸承套圈表面與芯部的相對(duì)變形越大其殘余應(yīng)力值也越大，而相對(duì)變形較小時(shí)，殘余應(yīng)力值隨之減小。

由于整個(gè)軋制過程持續(xù)時(shí)間短，省去了整圓過程，軸承套圈各區(qū)域的實(shí)際軋制變形時(shí)間難以保證完全一致，且殘余應(yīng)力測(cè)試存在一定誤差，外圓周表層中心線的軸向及切向殘余應(yīng)力分布存在一定波動(dòng)屬于正?，F(xiàn)象。

在軋制過程中，軸承套圈沿著圓周方向的塑性延伸所受的制約小，壁厚逐漸減薄，直徑逐漸擴(kuò)大，軸承套圈沿著周向的塑性變形均勻，相對(duì)變形較小，因此切向殘余應(yīng)力值較小。而軸承套圈沿著軸向的塑性變形受到驅(qū)動(dòng)輥槽的制約，使軸承套圈表面沿著軸向的塑性變形不均勻，因此軸向殘余應(yīng)力值比切向殘余應(yīng)力值大。

2.5 冷軋軸承套圈微觀殘余應(yīng)力分布

2.5.1 軸承套圈冷軋半峰寬(FWHM)分布

微觀殘余應(yīng)力是導(dǎo)致衍射線寬化的主要原因，因此分別繪制了圖14和圖15中不同變形量下外圓周表層中心線上的軸向半峰寬FWHM及切向半峰寬FWHM平均值分布曲線圖，來表征微觀殘余應(yīng)力的演化規(guī)律。FWHM值與殘余應(yīng)力同步測(cè)量得到，其測(cè)試點(diǎn)與殘余應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)相同，均位于軸承套圈外圓周表層中心線上，每隔60°分布一個(gè)點(diǎn)，共計(jì)6個(gè)點(diǎn)。

圖 14 不同變形量下軸承套圈的軸向FWHM平均值分布

由圖14和圖15可知，在軋制前軸承套圈表面的軸向及切向FWHM值均較大，而軋制后FWHM值均大幅下降。隨著變形量的增加，軸向及切向FWHM值均逐漸增加，即表面微觀殘余應(yīng)力逐漸增加。

圖 15 不同變形量下軸承套圈的切向FWHM平均值分布

2.5.2 微觀殘余應(yīng)力演化機(jī)理

微觀殘余應(yīng)力與位錯(cuò)周圍的應(yīng)力場以及原子的排列有關(guān)，冷軋后殘余應(yīng)力的降低源于微觀塑性變形所導(dǎo)致的位錯(cuò)扭曲場強(qiáng)度的降低以及產(chǎn)生的低位錯(cuò)密度[23]。冷軋加工后，高位錯(cuò)趨向于在發(fā)生較小扭曲的地方重新排列，使軸承套圈的整體位錯(cuò)場強(qiáng)度降低，F(xiàn)WHM值降低。

從微觀角度分析，晶格畸變是微觀殘余應(yīng)力產(chǎn)生的源頭[23]。在冷軋成形的過程中，由于變形量的增加，軸承套圈內(nèi)部出現(xiàn)了大量位錯(cuò)，發(fā)生較小扭曲的地方也出現(xiàn)了較高位錯(cuò)分布。在X射線衍射測(cè)試中，較高位錯(cuò)密度會(huì)導(dǎo)致衍射線譜的寬化，因此軸向和切向FWHM值均逐漸增大。同時(shí)，隨著變形量的增大，軸承套圈產(chǎn)生越來越嚴(yán)重的微觀塑性變形，晶粒內(nèi)部原子排列的周期性被破壞，引起晶格畸變、晶粒的堆積和晶粒尺寸的改變，晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)密度逐漸增加，微觀殘余應(yīng)力逐漸增大。當(dāng)變形量達(dá)到51.2%時(shí)，軸向及切向FWHM值略微降低。在此變形量下軸承套圈整體已經(jīng)形成了較高的位錯(cuò)密度分布，且軸承套圈內(nèi)部晶粒已重新排列組合，晶粒碎化，尺寸趨于均勻化，形成了新的較為穩(wěn)定的微觀應(yīng)力場分布，因此FWHM會(huì)表現(xiàn)出輕微的波動(dòng)。

從以上分析可以得出如下結(jié)論：冷軋后，由于位錯(cuò)場強(qiáng)度的降低，F(xiàn)WHM值急劇降低，即微觀殘余應(yīng)力大幅減小；隨著變形量的增大，晶粒大量碎化，位錯(cuò)密度逐漸增大，F(xiàn)WHM值逐漸升高，即微觀殘余應(yīng)力逐漸增大。

3 結(jié)論

(1)經(jīng)過切削處理后的毛坯表面呈殘余拉應(yīng)力分布，經(jīng)過冷軋加工后，表面殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力分布。

(2)變形量低于34%時(shí)，軸承套圈的塑性變形不均勻，出現(xiàn)較大殘余壓應(yīng)力分布狀態(tài)。隨著變形量的增大，軸承套圈整體塑性變形更均勻，殘余壓應(yīng)力逐漸減小。當(dāng)變形量繼續(xù)增大至43%時(shí)，整個(gè)軸承套圈都發(fā)生了較大的塑性變形，殘余應(yīng)力不再隨著變形量的增大而繼續(xù)減小。

(3)軸承套圈表面所測(cè)得的FWHM值表征了軸承套圈冷軋后的微觀殘余應(yīng)力分布。冷軋后，軸承套圈整體位錯(cuò)場強(qiáng)度降低，F(xiàn)WHM值大幅降低。隨著變形量的增大，F(xiàn)WHM值逐漸增大，即微觀殘余應(yīng)力逐漸增長。位錯(cuò)密度的增大是FWHM值增大的主要原因。

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