李廣，包順毅，火紅巖，孫丹彤

(南京天馬軸承有限公司，南京 210031)

高速鐵路軸承作為高速列車(chē)上的重要零部件，是重要的動(dòng)力傳遞與支承機(jī)構(gòu)，其穩(wěn)定性和可靠性直接影響列車(chē)的運(yùn)行安全。目前國(guó)內(nèi)高速列車(chē)關(guān)鍵軸承主要依賴(lài)進(jìn)口，國(guó)產(chǎn)化進(jìn)程緩慢，因此，開(kāi)展高速鐵路軸承基礎(chǔ)研究至關(guān)重要，其中軸承套圈熱軋成形是保證后續(xù)工藝的關(guān)鍵，需要透徹了解套圈變形機(jī)理。

高速鐵路軸箱軸承多為雙列圓錐滾子軸承，其中內(nèi)圈為可分離的臺(tái)階形異形截面環(huán)件。異形截面環(huán)件[1]熱軋通過(guò)在熱態(tài)下連續(xù)的局部塑性變形，使環(huán)件壁厚減小，直徑增大，異形截面輪廓成形，從而生產(chǎn)出微觀組織好，流線完整，產(chǎn)品性能高的復(fù)雜截面環(huán)件。文獻(xiàn)[2]為了得到冷輾擴(kuò)高速鐵路軸承的最優(yōu)參數(shù)，以內(nèi)圈內(nèi)孔圓度作為指標(biāo)進(jìn)行了極差和方差分析，得出了最優(yōu)組合。文獻(xiàn)[3-4]研究了工藝參數(shù)對(duì)高速鐵路軸承外圈的端面成形質(zhì)量和力能參數(shù)的影響。文獻(xiàn)[5-6]對(duì)不同截面形狀的環(huán)件進(jìn)行了理論分析與設(shè)計(jì)，研究了其軋制條件和影響規(guī)律。文獻(xiàn)[7-8]針對(duì)環(huán)件的鍛透條件和成形行為進(jìn)行了詳細(xì)的研究。

現(xiàn)以高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈為研究對(duì)象，借助ABAQUS有限元分析軟件，建立軸箱軸承內(nèi)圈熱軋有限元模型，分析內(nèi)圈在熱軋成形過(guò)程中的變形行為。

1 軋輥尺寸和工藝參數(shù)的選取

為了更好控制端面的成形質(zhì)量，消除工藝參數(shù)對(duì)端面成形質(zhì)量的影響，采用完全閉式孔形設(shè)計(jì)。依據(jù)環(huán)件軋制的咬入鍛透條件，驅(qū)動(dòng)輥?zhàn)钚」ぷ髅嬷睆酱_定為400 mm，芯輥工作面直徑確定為55 mm，環(huán)件鍛件的最大外徑為177.7 mm，內(nèi)徑為128 mm，高度為68 mm，環(huán)件毛坯的最大外徑為137.1 mm，內(nèi)徑為60 mm，高度為68 mm。驅(qū)動(dòng)輥旋轉(zhuǎn)角速度為72 r/min，同時(shí)做圍繞自身旋轉(zhuǎn)軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和直線進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，直線進(jìn)給速度為3 mm/s，芯輥只圍繞自身旋轉(zhuǎn)軸做被動(dòng)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈軋制開(kāi)始和結(jié)束示意圖如圖1所示。

圖1 高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈軋制示意圖

2 軸承內(nèi)圈熱軋變形分析

2.1 有限元模型的建立及接觸面積分析

假設(shè)軋輥為剛體，在軋制過(guò)程中不考慮變形。環(huán)件坯料為變形體，材料為GCr15，初始軋制溫度為1 050 ℃。高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈熱軋有限元模型如圖2所示。

圖2 內(nèi)圈軋制有限元模型

內(nèi)圈軋制過(guò)程如圖3所示，經(jīng)歷了3個(gè)階段：第1階段，內(nèi)圈外表面臺(tái)階部分與驅(qū)動(dòng)輥首先接觸，臺(tái)階面完全成形；第2階段，內(nèi)圈外表面錐形面部分開(kāi)始與驅(qū)動(dòng)輥接觸，環(huán)件與驅(qū)動(dòng)輥接觸區(qū)域逐漸增加；第3階段，內(nèi)圈外表面與驅(qū)動(dòng)輥完全接觸，直至軋制完全結(jié)束。

圖3 內(nèi)圈熱軋過(guò)程示意圖

軋制過(guò)程中，軋輥與內(nèi)圈內(nèi)、外表面的接觸面積如圖4所示。由圖可知，芯輥與環(huán)件內(nèi)表面的接觸面積基本沒(méi)有變化，因?yàn)榄h(huán)件內(nèi)表面為圓柱面，芯輥從軋制開(kāi)始就與環(huán)件內(nèi)表面完全接觸；而驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件外表面的接觸面積則逐漸增加。到達(dá)第3階段后，軋輥與環(huán)件的接觸面積趨于穩(wěn)定并保持驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件的接觸面積比芯輥與環(huán)件的接觸面積大，到整圓階段時(shí)，軋輥與環(huán)件的接觸面積降低。

圖4 內(nèi)圈與軋輥接觸面積

由于軋輥與環(huán)件的接觸面積在軋制過(guò)程中的變化，引起軋制力能參數(shù)也經(jīng)歷了3個(gè)階段：快速增長(zhǎng)階段、平穩(wěn)階段和下降階段(圖5)。由圖可知，由于接觸面積的逐漸增加導(dǎo)致軋制力的快速增長(zhǎng)；當(dāng)接觸面積趨于穩(wěn)定時(shí)，軋制力到達(dá)平穩(wěn)階段；由于整圓階段接觸面積急劇減小軋制力進(jìn)入下降階段[9]。

圖5 軋制過(guò)程中力能參數(shù)變化

2.2 應(yīng)力場(chǎng)特征

軸箱軸承內(nèi)圈軋制進(jìn)程中等效應(yīng)力分布如圖6所示，整個(gè)軋制過(guò)程中最大等效應(yīng)力主要在驅(qū)動(dòng)輥和芯輥形成的軋制孔內(nèi)。

開(kāi)始軋制時(shí)，由于受到驅(qū)動(dòng)輥和芯輥的擠壓作用，首先在接觸部位發(fā)生軋制變形，環(huán)件外表面出現(xiàn)軋制應(yīng)力最大值為181 MPa，而其他部分應(yīng)力值較小(圖6a)。隨著軋制的進(jìn)行，環(huán)件與芯輥的接觸區(qū)域應(yīng)力值增加，達(dá)到186 MPa；根據(jù)咬入鍛透條件和滑移線理論，較薄的位置鍛透效果更好，因此形成的應(yīng)力也比較大；隨著環(huán)件直徑的增大，心部的低應(yīng)力區(qū)域逐漸縮小，應(yīng)力分布更加均勻(圖6b)。隨著環(huán)件與驅(qū)動(dòng)輥的完全接觸，在環(huán)件外表面處出現(xiàn)應(yīng)力極值(185 MPa)，如圖6c所示。在整圓階段，驅(qū)動(dòng)輥只發(fā)生旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)而不再有直線進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，環(huán)件的等效應(yīng)力分布逐漸均勻，坯料的等效應(yīng)力降低，最大應(yīng)力發(fā)生在環(huán)件與驅(qū)動(dòng)輥接觸的下部區(qū)域(圖6d)。

圖6 內(nèi)圈軋制成形過(guò)程中等效應(yīng)力云圖

2.3 等效應(yīng)變場(chǎng)特征

軸箱軸承內(nèi)圈軋制進(jìn)程中等效應(yīng)變分布如圖7所示。等效應(yīng)變從臺(tái)階外表面處逐漸向下擴(kuò)展，最大應(yīng)變一直位于環(huán)件臺(tái)階外表面區(qū)域，并隨著軋制的進(jìn)行逐漸增大，最大值達(dá)到3.99，最小應(yīng)變從環(huán)件的下層逐步移動(dòng)到環(huán)件的中間區(qū)域并逐漸增加，最大值為0.67。

圖7 內(nèi)圈等效應(yīng)變圖

由圖7可知，沿環(huán)件軸向外表面區(qū)域，大端臺(tái)階處的等效應(yīng)變最大，錐形面處等效應(yīng)變次之，環(huán)件小端處等效應(yīng)變最小。沿環(huán)件徑向，環(huán)件外表面等效應(yīng)變最大，內(nèi)表面次之，環(huán)件中間區(qū)域的等效應(yīng)變最小。

為了進(jìn)一步分析環(huán)件外表面在軋制過(guò)程中等效應(yīng)變的變化規(guī)律，在環(huán)件上取4個(gè)分析點(diǎn)(圖7d)，點(diǎn)1位于環(huán)件臺(tái)階外表面，點(diǎn)2位于環(huán)件臺(tái)階外表面與錐形面交界處，點(diǎn)3位于環(huán)件錐形面上，點(diǎn)4位于環(huán)件小端外表面。環(huán)件軋制過(guò)程中4個(gè)點(diǎn)的等效應(yīng)變?nèi)鐖D8a所示。由圖可知，4個(gè)點(diǎn)的等效應(yīng)變的變化趨勢(shì)有很大差異，點(diǎn)1和點(diǎn)2位于環(huán)件的上部，在軋制過(guò)程中等效應(yīng)變急劇升高并迅速達(dá)到最大值，并且點(diǎn)2處金屬變形最為劇烈，等效應(yīng)變一直處于最高水平。點(diǎn)3位于環(huán)件中間部分，隨著軋制的進(jìn)行逐漸與驅(qū)動(dòng)輥接觸，等效應(yīng)變先緩慢增加，后迅速增加，但等效應(yīng)變值略低。點(diǎn)4位于環(huán)件最下部，隨著軋制的進(jìn)行，在環(huán)件中間部分完全與驅(qū)動(dòng)輥接觸后，此部分才與驅(qū)動(dòng)輥接觸，其等效應(yīng)變隨著軋制的進(jìn)行緩慢增加，并一直處于最低水平。

環(huán)件中間部分外表面是與滾動(dòng)體直接接觸的位置，其性能直接影響軸承的使用壽命。在環(huán)件中間部分劃3條線(圖7d)，在這3條線上環(huán)件沿徑向的等效應(yīng)變分布如圖8b所示。由圖可知，中間部位環(huán)件外表面的等效應(yīng)變明顯高于其他部位，而中心位置應(yīng)變最低。

圖8 內(nèi)圈特定位置等效應(yīng)變

由軋制理論可知，在驅(qū)動(dòng)輥和芯輥的綜合作用下，環(huán)件的塑性變形是從表面向心部逐漸穿透，并隨著軋制的進(jìn)行，塑性區(qū)會(huì)穿透環(huán)件壁厚。文獻(xiàn)[10-11]發(fā)現(xiàn),在筒形件軋制過(guò)程中,環(huán)件的塑性穿透是沿徑向從內(nèi)表面向外表面穿透。對(duì)于高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈，塑性穿透過(guò)程不僅是從環(huán)件表面向心部穿透，而且是從環(huán)件的大端臺(tái)階處沿軸向向小端穿透。在軋制的第1階段，驅(qū)動(dòng)輥只與環(huán)件大端臺(tái)階處接觸，塑性穿透集中在環(huán)件的臺(tái)階部分，由于驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件的接觸面積比芯輥與環(huán)件的接觸面積小，環(huán)件臺(tái)階處的等效應(yīng)變要高于內(nèi)表面。隨著軋制進(jìn)入第2階段，驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件錐形面接觸，此時(shí)塑性穿透集中在環(huán)件的中間部分，但是驅(qū)動(dòng)輥與環(huán)件的接觸面積仍小于芯輥與環(huán)件的接觸面積，加之環(huán)件等效應(yīng)變的累積效應(yīng)，環(huán)件外表面的等效應(yīng)變會(huì)始終大于內(nèi)表面。因此，軸箱軸承內(nèi)圈鍛件會(huì)呈現(xiàn)：沿徑向外表面等效應(yīng)變高于內(nèi)表面等效應(yīng)變，外表面沿軸向大端臺(tái)階處等效應(yīng)變高于小端處的等效應(yīng)變。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈軋制過(guò)程如圖9所示，依據(jù)有限元模擬的尺寸和運(yùn)動(dòng)參數(shù)，軋制出的內(nèi)圈實(shí)物如圖9b所示。經(jīng)檢測(cè)，內(nèi)圈成形好，結(jié)構(gòu)尺寸符合要求，內(nèi)部組織均勻，符合標(biāo)準(zhǔn)要求，驗(yàn)證了內(nèi)圈熱軋方法的可行性和有限元模型的可靠性。

圖9 內(nèi)圈熱軋?jiān)囼?yàn)過(guò)程

4 結(jié)論

1) 建立了高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈的熱軋有限元模型，通過(guò)模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證了軸箱軸承內(nèi)圈熱軋的可行性。

2) 基于高速鐵路軸箱軸承內(nèi)圈軋制過(guò)程的接觸機(jī)制，分析了環(huán)件的應(yīng)力和應(yīng)變分布及演化規(guī)律，結(jié)果表明：軸箱軸承內(nèi)圈沿徑向外表面等效應(yīng)變高于內(nèi)表面等效應(yīng)變，外表面沿軸向大端臺(tái)階處等效應(yīng)變高于小端處的等效應(yīng)變。