張亞飛，鄧子玉，袁志剛

(沈陽(yáng)理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110159)

棗弧形零件板式楔橫軋應(yīng)力應(yīng)變分析

張亞飛，鄧子玉，袁志剛

(沈陽(yáng)理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110159)

根據(jù)棗弧形零件外形特征在ProE三維軟件中建立模具模型，通過(guò)有限元分析軟件DEFORM-3D對(duì)棗弧形零件板式楔橫軋進(jìn)行有限元模擬，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行軋件的軸向截面、徑向截面的應(yīng)力、應(yīng)變分析，同時(shí)分析軋制過(guò)程中軋件的始溫和軋制速度對(duì)軋件溫度和軋制力的影響；利用DEFORM-3D中的點(diǎn)追蹤功能就軋件徑向中心的應(yīng)力變化，分析軋件最可能產(chǎn)生裂紋缺陷的區(qū)域。結(jié)果表明；軋件內(nèi)部裂紋較容易出現(xiàn)在靠近軋件心部應(yīng)力發(fā)生交替變化的區(qū)域。

板式楔橫軋；有限元模擬；棗弧形零件

自20世紀(jì)60年代初期，原捷克首先將輥式楔橫軋技術(shù)應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)，而板式楔橫軋技術(shù)于60年代后期被東德首先應(yīng)用于汽車(chē)零件等產(chǎn)品的生產(chǎn)，之后楔橫軋技術(shù)就一直被應(yīng)用于軸類(lèi)零件的批量生產(chǎn)[1]。目前，楔橫軋技術(shù)在白俄羅斯、美國(guó)、中國(guó)、德國(guó)、波蘭、巴西、捷克、韓國(guó)等國(guó)都受到重視和廣泛研究[2-4]。與輥式楔橫軋相比，板式楔橫軋具有如下優(yōu)點(diǎn)：(1)模具制造簡(jiǎn)單、精度高、成本低;(2)軋件穩(wěn)定性好，無(wú)需導(dǎo)板加固;(3)零件軋制精度高;(4)模具耐用性好;(5)設(shè)備金屬用量少;(6)軋件軋制成本低;(7)軋機(jī)操作和調(diào)試簡(jiǎn)單;(8)新零件生產(chǎn)調(diào)整轉(zhuǎn)換快，生產(chǎn)過(guò)程完全自動(dòng)化[5]。板式楔橫軋的優(yōu)勢(shì)決定了板式楔橫軋技術(shù)在軸類(lèi)零件成型方面的應(yīng)用會(huì)更加廣泛。本文以板式楔橫軋加工模擬棗弧形零件，通過(guò)應(yīng)力應(yīng)變分析，找出易出現(xiàn)缺陷區(qū)域。

1 有限元模型的建立

圖1為所要加工模擬成型的零件圖，該棗弧形零件有三個(gè)外形特征，分別是頂端大弧形、中間腰部凹槽以及尾部錐面。由楔橫軋理論可知頂端大弧形是加工模擬的難點(diǎn)，因?yàn)榇髷嗝媸湛s率的軋件在成型過(guò)程中易出現(xiàn)內(nèi)部缺陷，如微觀疏松、宏觀裂紋和縮頸現(xiàn)象，并且如果采用單件楔橫軋成型會(huì)存在因軋制過(guò)程中軸向力不平衡而導(dǎo)致竄動(dòng)的現(xiàn)象，勢(shì)必影響整個(gè)模擬過(guò)程[6]。

根據(jù)零件外形特征，本文采用對(duì)稱(chēng)雙件軋制板式成型[7]，如圖2所示。

圖1 工件圖

圖2 對(duì)稱(chēng)軋制排列方式

根據(jù)金屬體積不變?cè)硪约八o棗弧形零件尺寸，通過(guò)ProE三維軟件建模，以STL格式導(dǎo)入DEFORM-3D進(jìn)行模擬[8]。由成型順序方案確定為先成型尾部錐面區(qū)域，完成后再成型頂端大弧形區(qū)域，當(dāng)大弧形區(qū)域進(jìn)入精整時(shí)，中間凹槽區(qū)域同時(shí)進(jìn)行精整成型，最終隨頂端大弧形區(qū)域同時(shí)卸載完成。模擬方法為剛塑形有限元分析法[9]，因此將軋件視為塑性體，板式模具定義為剛體。網(wǎng)格劃分的好壞直接影響模擬結(jié)果以及運(yùn)行模擬時(shí)間的長(zhǎng)短[10]，所以在保證模擬精度的前提下，要使運(yùn)行模擬時(shí)間盡可能地短。由于要研究熱傳遞過(guò)程，所以對(duì)軋輥和軋件進(jìn)行網(wǎng)格劃分[11]。在充分考慮軋件的尺寸和外形精度后，將軋件網(wǎng)格劃分為60000左右，并且就變形區(qū)域進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格處理。模具進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，如果網(wǎng)格劃定太少會(huì)出現(xiàn)模具顯示不完整，所以最終確定模具網(wǎng)格劃分為80000個(gè)。由于為溫軋，將軋件始溫設(shè)定為600°C到800°C，工件材料定義為45號(hào)鋼。對(duì)應(yīng)材料數(shù)據(jù)庫(kù)中的AISI.1045[20-1100c]，從材料庫(kù)中調(diào)用即可。板式模具設(shè)置速度為5mm/s，選擇上下板式模具與軋件的摩擦系數(shù)為2[12]，模擬總步長(zhǎng)為100步，每步運(yùn)行時(shí)間為0.4s，則總時(shí)間為40s，即板式模具走200mm長(zhǎng)度。由于在模擬過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)重新劃分網(wǎng)格的情況，所以很多時(shí)候運(yùn)行步數(shù)要大于所設(shè)定步數(shù)。至此有限元模型建立完成。圖3和圖4分別為理想零件三維圖及有限元模型定位圖。

圖3 理想零件三維圖

圖4 有限元模型定位圖

2 模擬結(jié)果應(yīng)力應(yīng)變分析

頂端大弧形區(qū)域?yàn)槌尚碗y點(diǎn)，對(duì)此段成型做如下應(yīng)力應(yīng)變分析。

圖5所示板式楔橫軋的頂端大弧形區(qū)域軸向應(yīng)力圖。由圖5可知，因?yàn)檐埣湍＞呓佑|的區(qū)域受到板式模具對(duì)軋件的下壓作用，其應(yīng)力值較大，大小約464～531MPa之間，離軋件中心越近，應(yīng)力越小，作用越不明顯；軋件與模具接觸區(qū)域軋制力較大，這是軸向拉伸作用和軋制力呈扇形向兩邊擴(kuò)散分布共同作用的結(jié)果。在軋件楔入階段，壓下量不斷加大，等效應(yīng)力隨之增大。等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在壓下量達(dá)到峰值的位置，最大值730MPa。

圖5 軋件軸向截面等效應(yīng)力分布圖

軋件大弧形區(qū)在楔橫軋過(guò)程中應(yīng)變變化最明顯，直接影響軋件的成型效果，為軋制過(guò)程中最重要的過(guò)程。軋件軸向橫截面等效應(yīng)變等值線(xiàn)圖如圖6所示。

由圖6可知，受到模具楔形擠壓的作用，軋件沿徑向向內(nèi)發(fā)生壓縮，金屬順軸向發(fā)生延伸，等效應(yīng)變對(duì)稱(chēng)分布。在楔入剛開(kāi)始時(shí)，楔形模具與軋件剛發(fā)生接觸，大弧形形變量小，等效應(yīng)變也較??；隨著軋制過(guò)程的繼續(xù)，楔形高度不斷增高，等效應(yīng)力不斷增加，楔形高度于軋制末期達(dá)到峰值，軋件的等效應(yīng)變也達(dá)到最大值，位置位于與模具楔形最高點(diǎn)的接觸處。以此位置為中心，等效應(yīng)變值向周?chē)郎p小，離中心區(qū)域距離越近等效應(yīng)變?cè)酱蟆?/p>

圖6 軋件軸向截面軸向應(yīng)變分布圖

圖7為軋件徑向截面等效應(yīng)力分布圖，等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在與楔形模具接觸點(diǎn)的位置。離軋件表面距離越近，其等效應(yīng)力值越大；離表面距離最遠(yuǎn)的中心區(qū)域，等效應(yīng)力值最小，但仍大于零，故不會(huì)有軋不動(dòng)的情況出現(xiàn)。

軋制初期，在軋件中心兩側(cè)，切向應(yīng)力分布對(duì)稱(chēng)。這說(shuō)明軋件所受的軋制力和旋轉(zhuǎn)處于平衡狀態(tài)。隨著變形程度的不斷增加，軋件應(yīng)變速率隨之增大，受楔形模具下壓作用的軋件表面接觸區(qū)域承載數(shù)值較大的切向壓應(yīng)力，約為399～464MPa。軋制中期和后期，楔形高度逐漸增高，軋件于徑向上的變形繼續(xù)增大，但由于變形量很小，此階段的切向應(yīng)力比楔入初期的應(yīng)力小，約為86～133MPa。

圖7 軋件徑向截面等效應(yīng)力分布圖

圖8所示的是軋件徑向截面等效應(yīng)變分布圖。其形狀大致呈圓形，這是因?yàn)樾M軋過(guò)程中在相同半徑上的各點(diǎn)受力相對(duì)軋制中心對(duì)稱(chēng)，等效應(yīng)變的大小基本保持不變。離軋制中心距離越遠(yuǎn)的位置，等效應(yīng)變數(shù)值越大，值為6.92。

圖8 軋件徑向截面等效應(yīng)變分布圖

3 影響軋制載荷和軋制過(guò)程的因素

3.1 軋件始溫對(duì)載荷的影響

軋件始溫決定軋件內(nèi)部變形抗力，軋件始溫越高，其內(nèi)部的變形抗力越小，即軋件本身的塑形越好，對(duì)其軋制的設(shè)備要求越低，這是因?yàn)榻饘賰?nèi)部微粒活動(dòng)活躍，微粒之間的結(jié)合力減小，所以對(duì)其軋制所需的軋制力明顯變?。幌喾窜埣紲卦降?，其內(nèi)部的變形抗力越大，軋件本身塑形越差，對(duì)其軋制的設(shè)備要求越高。

圖9所示軋件始溫分別為600℃、680℃、800℃時(shí)對(duì)Y方向軋制力變化曲線(xiàn)，從圖中看出，在600℃下軋件的最大軋制力達(dá)到50kN。

圖9 軋件始溫對(duì)載荷的影響

3.2 軋制速度對(duì)載荷的影響

軋制速度影響軋件內(nèi)部的變形抗力，軋制速度大，軋件在單位時(shí)間內(nèi)的變形加快，軋件內(nèi)部金屬位移受阻，產(chǎn)生金屬堆疊，軋機(jī)需要克服急劇增加的變形抗力使軋件成形；但軋制速度快影響軋制中心的溫度，速度快溫度高，金屬的塑形好，所需的軋制力就小。

圖10為在其他條件不變的前提下，軋制速度分別為5mm/s、10mm/s、20mm/s時(shí)對(duì)Y方向軋制力變化曲線(xiàn)。從圖10中可以看出，當(dāng)軋制速度為5mm/s時(shí)，軋制力最大可達(dá)50kN。

圖10 軋制速度對(duì)載荷的影響

上述分析發(fā)現(xiàn)，軋件始溫的大小對(duì)軋制力的影響小于軋制速度對(duì)軋制力影響，所以在不考慮軋件尺寸精度、表面粗糙度以及成型軋件內(nèi)部缺陷的情況下，應(yīng)該通過(guò)改變軋制速度來(lái)調(diào)節(jié)軋件所需軋制力的大小。

3.3 軋件始溫對(duì)軋制過(guò)程的影響

圖11為軋制速度5mm/s時(shí)，其他設(shè)定參數(shù)不變，改變軋件始溫分別為600℃、680℃、800℃情況下的模擬情況。

圖11 軋件始溫對(duì)軋制過(guò)程的影響

從圖11中可以觀察到，軋件的最高溫度均出現(xiàn)在模具與軋件接觸的區(qū)域處，這是因?yàn)槟＞吲c金屬表皮的劇烈摩擦引起的。頂端大弧形區(qū)域溫度低于周?chē)埣^(qū)域，因?yàn)檐堉颇┢谥行膮^(qū)域處于精整，變形量很小，同時(shí)軋件中心溫度會(huì)向周?chē)?，所以溫度?huì)低于周?chē)埣课?。軋制區(qū)溫度的升高勢(shì)必會(huì)使金屬的變形抗力減小，產(chǎn)生新的滑移系，推動(dòng)軋制加工的繼續(xù)進(jìn)行。軋件溫度呈階梯狀軸向延伸并逐漸減小。

600℃軋件始溫軋制最高溫度為617℃；680℃軋件始溫軋制最高溫度為684℃；800℃軋件始溫軋制最高溫度為801℃，其溫差分別為17℃、4℃、1℃?？梢钥吹诫S著軋件始溫的升高，溫差減小，這是因?yàn)檐埣紲氐纳邔?dǎo)致軋件本身的變形抗力減小，軋制所需的軋制力減小，則軋件溫度升高減緩。

3.4 軋制速度對(duì)軋制過(guò)程的影響

設(shè)定軋件始溫為600℃，其他相關(guān)模擬參數(shù)一定的情況下，軋制速度分別在5mm/s、10mm/s、20mm/s時(shí)進(jìn)行模擬，如圖12所示。

圖12 軋制速度對(duì)軋制過(guò)程的影響

由圖12觀察得知，軋制速度分別為5mm/s、10mm/s、20mm/s時(shí)軋制加工過(guò)程中的最高溫度分別為617℃、684℃、801℃，溫差分別為17℃、84℃、201℃。可以看出，在軋件始溫相同的情況下，軋件心部溫度隨軋制速度的增大而升高。這是因?yàn)檐堉扑俣仍龃?，金屬在單位時(shí)間內(nèi)的變形程度加劇，軋制區(qū)的金屬累積增加，為保證軋制繼續(xù)進(jìn)行，模具為克服金屬累積的變形抗力，會(huì)增大對(duì)金屬軋件的做工量，同時(shí)這種做工也將產(chǎn)生熱能，導(dǎo)致軋件溫度升高。

4 金屬內(nèi)部缺陷分析

研究軋件內(nèi)部缺陷對(duì)于確定軋件成形質(zhì)量，判斷模擬加工工藝的可行性，保證軋件的力學(xué)性能具有重要意義。軋件經(jīng)反復(fù)的切向應(yīng)變作用，在拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的共同作用下可能產(chǎn)生微觀裂紋，應(yīng)力繼續(xù)作用就會(huì)擴(kuò)展成宏觀裂紋，這不利于零件的實(shí)際應(yīng)用。圖13為確定的三個(gè)追蹤點(diǎn)，將圖13徑向截面上的三個(gè)研究點(diǎn)的切向應(yīng)力和平均應(yīng)力進(jìn)行分析。

圖13 中心橫截面上的追蹤點(diǎn)分布圖

P1點(diǎn)位于軋件表層，軋件和模具的接觸區(qū)域，所以變形程度大，其切向應(yīng)力大于遠(yuǎn)離表層金屬的P2點(diǎn)；而P3點(diǎn)位于軋件心部，故其切向應(yīng)力較小。但隨著軋制加工的繼續(xù)，心部軋件直徑越來(lái)越細(xì)，位于心部的P3點(diǎn)所處變形程度逐漸增大，即應(yīng)變速率變大，心部軋件直徑變化不大，即應(yīng)變變化較小，所以其所受的切向應(yīng)力變小。由于軋制楔形的高度增加，P1點(diǎn)和P2點(diǎn)從軋制區(qū)變?yōu)榕R界軋制區(qū)，此時(shí)P1點(diǎn)和P2點(diǎn)的應(yīng)力方向發(fā)生了變化，從壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力。在整個(gè)軋制加工過(guò)程中會(huì)反復(fù)發(fā)生上述應(yīng)力方向的改變。

應(yīng)力方向的交替變化使晶格易產(chǎn)生畸變、空穴等現(xiàn)象。圖14為追蹤點(diǎn)的切向應(yīng)力圖。圖15為追蹤點(diǎn)的平均應(yīng)力圖。

由圖14、圖15可知，P1點(diǎn)和P2點(diǎn)區(qū)域的拉應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致金屬內(nèi)部裂紋生成，同時(shí)該區(qū)域的壓應(yīng)力抑制裂紋的擴(kuò)展，所以交替變化的應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致裂紋。

圖14 追蹤點(diǎn)的切向應(yīng)力圖

圖15 追蹤點(diǎn)的平均應(yīng)力圖

5 結(jié)論

對(duì)棗弧形零件溫楔橫軋進(jìn)行了板式模擬研究，對(duì)軋件進(jìn)行了軸向和徑向的應(yīng)力應(yīng)變分析，同時(shí)對(duì)軋制載荷和軋件溫度的影響因素進(jìn)行了分析，得出如下結(jié)論：

(1)軋件在楔入初期楔形高度增加快，應(yīng)變大，應(yīng)力最大出現(xiàn)在模具和軋件接觸區(qū)域。離接觸區(qū)域越遠(yuǎn)則所受應(yīng)力越小。

(2)軋件始溫越高，所需軋制力越小，對(duì)軋制過(guò)程軋件中心溫度的溫差影響越小。軋制速度越大，所需軋制力越小，對(duì)軋制過(guò)程軋件中心溫度的溫差影響越大，軋制速度相較于軋件始溫對(duì)軋制過(guò)程的影響大。

(3)處于軋件接近心部的區(qū)域，由于交替的拉壓應(yīng)力，使軋件有可能產(chǎn)生裂紋或疏松等心部缺陷。

[1]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.

[2]Kozhevnikova G V.The development of theory and techolo-gies of forming axisymmetric stepped parts by cross rolling[C]//Publishing House “Belorusskaya nauka”.Minsk.2005.

[3]Liu Guihua,Ren Guangsheng,Xu Chunguo.Research on mechanism of Interior-hollow defect during the deformation of cross wedge rolling[J].Chinese Journal of Mechanical Engi-neering,2004,40(2):150-152.

[4]Shchukin V Y,Kozhevnikova G V,Kwon Se Her.Theory and practice of cross-wedge rolling[C]//Materials of Interna-tional Scientific-Technical Conference,Minsk,2006.

[5]瓦列里·雅科夫列維奇·休金.板式楔橫軋工藝及裝備[J].鍛壓技術(shù),2009,34(6):4-7.

[6]彭文飛,張康生,賈震,等.楔橫軋非對(duì)稱(chēng)軸類(lèi)件有限元模型分析[J].塑性工程學(xué)報(bào),2010,17(2):79-83.

[7]鄧子玉,施偉森.大斷面收縮率楔橫軋模具設(shè)計(jì)[J].鍛壓技術(shù),2014,39(10):118-121.

[8]王傳輝.空心件楔橫軋技術(shù)研究[D].沈陽(yáng):沈陽(yáng)理工大學(xué),2013.

[9]劉凡.星形套終鍛成形數(shù)值模擬及優(yōu)化[D].武漢:武漢理工大學(xué),2011.

[10]劉文科,張康生,王福恒,等.DEFOTM-3D在楔橫軋成形模擬中的應(yīng)用[J].冶金設(shè)備,2010(3):56-58.

[11]李文慧.回轉(zhuǎn)體楔橫軋成形工藝研究[D].沈陽(yáng):沈陽(yáng)理工大學(xué),2011.

[12]常龍.帶有錐臺(tái)及溝槽鋼芯溫楔橫軋成形分析[D].沈陽(yáng):沈陽(yáng)理工大學(xué),2012.

(責(zé)任編輯：趙麗琴)

Analysis of Stress and Strain of the Jujube Arc Parts During Plate Cross Wedge Rolling

ZHANG Yafei，DENG Ziyu，YUAN Zhigang

(Shenyang Ligong University，Shenyang 110159，China)

According to the shape feature of the Jujube arc part,the mold model was established by the three-dimensional software ProE，the Jujube arc part was simulated by DEFORM-3D finite element analysis software.The stress and strain in axial section and cross-section was analyzed during cross wedge rolling according to the simulation results.At the same time,the influences of initial temperature and rolling speed on the rolling temperature and the force were researched.The crack defect area was analyzed by using the point trace function of DEFORM-3D to look at the deformation of the area in the center of the workpiece.The results show that the internal crack is more likely to occur in the region where the stress changes alternately near the heart of the workpiece. Key words： plate cross wedge rolling;the finite element analysis；jujube-arc parts

2016-12-14

張亞飛(1990—)，男，碩士研究生；通訊作者：鄧子玉(1961—)，男，教授，研究方向：特種塑形成型技術(shù)。

1003-1251(2017)03-0021-06

TG335.19

A