張 旭，孫建亮，韓 輝，徐利璞，尤 磊

( 1.燕山大學(xué)國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，河北 秦皇島 066004；2.中國重型機(jī)械研究院股份公司，陜西 西安 710032)

0 前言

鋁合金因其密度小、比強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、導(dǎo)熱性好、延展性好、易成型且回收率高而被廣泛應(yīng)用于航空航天和汽車領(lǐng)域[1]。在航天工業(yè)中，大型鋁合金筒節(jié)是重型發(fā)射器的關(guān)鍵基礎(chǔ)部件。大型筒節(jié)在服役過程中受力情況復(fù)雜，這無疑需要筒節(jié)具有非常高的尺寸精度和優(yōu)異的力學(xué)性能。國際上通常采用斷面焊接方法來制造大型筒節(jié)，該方法具有材料來源簡單、技術(shù)難度小等優(yōu)點(diǎn)。然而，同時(shí)也存在焊接接頭強(qiáng)度低、焊接變形和殘余應(yīng)力大、形狀和力學(xué)性能一致性低的缺點(diǎn)[2]。為了克服這些問題，很多研究人員開始采用環(huán)形軋制生產(chǎn)大型筒節(jié)。環(huán)形軋制具有生產(chǎn)效率高、服役壽命長、可靠性和可維護(hù)性好等優(yōu)點(diǎn)。目前，中國第一重型機(jī)械公司已經(jīng)自主研發(fā)了大型筒節(jié)軋機(jī)，能夠軋制大直徑、大高度、大厚度的筒節(jié)[3]。一般情況下，用于軋制的大型筒節(jié)坯料是自由鍛造而成的，原始坯料的尺寸很難精確控制，毛坯的內(nèi)圓和外圓沿軸線方向呈錐體狀，所以壁厚沿軸線方向分布不均勻。由于大型筒節(jié)兩端的直徑不同，導(dǎo)致在環(huán)軋過程中兩端的角速度不一致，工作一段時(shí)間后工作輥軸線與筒節(jié)軸線之間存在一定的夾角，其表現(xiàn)形式為筒節(jié)向一側(cè)偏移，因此，筒節(jié)在環(huán)軋過程中出現(xiàn)跑偏現(xiàn)象。事實(shí)上，在環(huán)軋過程中對(duì)筒節(jié)質(zhì)量控制的研究主要是通過控制筒節(jié)的導(dǎo)向機(jī)構(gòu)和圓度。李昶研究了導(dǎo)向輥對(duì)冷軋環(huán)圓度誤差的影響規(guī)律[4]。Wang等人研究了軋輥運(yùn)動(dòng)對(duì)大型鈦合金環(huán)的尺寸精度的影響[5]。Wang等人研究了各種導(dǎo)輥控制方式對(duì)環(huán)軋直徑變化規(guī)律的影響，并發(fā)明了一種基于光柵和PLC的可靠位移測量系統(tǒng)[6]。Li等人提出了一種基于液壓調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的導(dǎo)輥控制方法，并提供了該機(jī)構(gòu)的詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)，進(jìn)行了有限元模擬[7]。王澤武等人研究了600 MW核電蒸發(fā)器錐形環(huán)在徑向-軸向環(huán)軋機(jī)上的軋制情況，并通過有限元模擬驗(yàn)證了軋制技術(shù)的可行性[8]。Wang等人研究了虛擬圓錐環(huán)軋制工藝的關(guān)鍵技術(shù)[9]。 Han等人研究了臺(tái)階形狀的錐形環(huán)坯的尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)[10]。郭良剛等人研究了TC4鈦合金錐形環(huán)熱軋過程中應(yīng)變和溫度場對(duì)軋輥尺寸的影響[11-12]。孟文建立了近模圓錐環(huán)熱軋過程的熱機(jī)械耦合有限元模型，并可以實(shí)現(xiàn)圓錐環(huán)軋過程的穩(wěn)定性[13]。從以上分析可知，當(dāng)前研究主要集中在錐形環(huán)軋的有限元模擬上，對(duì)環(huán)形坯料錐度造成的軋制過程中跑偏的研究很少。因此，本文采用有限元模擬和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了帶錐度筒節(jié)軋制過程中的跑偏機(jī)理，并給出了控制跑偏的方法。

1 大型帶錐度鋁合金筒節(jié)的軋制工藝模型

1.1 有限元模型的建立

3 700 mm筒節(jié)軋機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。軋制大型鋁合金筒節(jié)時(shí)，筒節(jié)從上輥載入。在上輥和下輥的帶動(dòng)下，筒節(jié)的徑向厚度逐漸變小，直徑逐漸增大?？紤]到筒節(jié)鍛造過程中會(huì)不可避免的產(chǎn)生錐度，在商業(yè)化有限元軟件DEFORM中建立了筒節(jié)環(huán)軋過程有限元模型，如圖2所示。在環(huán)軋過程中，上輥與筒節(jié)的內(nèi)表面接觸，下輥與筒節(jié)的外表面接觸，導(dǎo)輥與筒節(jié)的外表面接觸。將上下軋輥與筒節(jié)的接觸均設(shè)置為剪切摩擦。導(dǎo)向輥是被動(dòng)輥，所以不承受摩擦力矩。

圖1 筒節(jié)軋機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 大型鋁合金筒節(jié)軋制過程的有限元模型

有限元模型考慮了由自由鍛造而形成的筒節(jié)坯料錐度，坯料錐度為筒節(jié)兩端的外表面直徑差與筒節(jié)寬度之比。建立了一系列的帶錐度筒節(jié)模型，大端和小端半徑分別定義為2 050/2 040 mm、2 060/2 040 mm、2 080/2 040 mm、2 100/2 040 mm、2 120/2 040 mm，即錐度1∶50、1∶25、1∶12.5、1∶8.33、1∶6.25。

將在熱機(jī)械模擬機(jī)Gleeble-3800上得到的變形抗力曲線導(dǎo)入Deform中。將圓柱體定義為彈塑性體，上輥、下輥和導(dǎo)輥均定義為剛性體。使用Deform軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格為四面體單元，并使用其自動(dòng)修正功能，當(dāng)仿真過程中發(fā)生變形或干涉時(shí)，軟件可以自適應(yīng)網(wǎng)格劃分。表1給出了有限元模擬時(shí)的工藝參數(shù)。

表1 有限元模擬時(shí)采用的工藝參數(shù)

1.2 6061鋁合金的變形抗力模型

本研究中使用的材料是6061鋁合金，材料主要化學(xué)成分見表2。壓縮試驗(yàn)在Gleeble-3800熱機(jī)械模擬機(jī)上進(jìn)行，溫度分別為250 ℃、 300℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃，應(yīng)變速率為0.001 s-1、0.01 s-1、0.1 s-1、1 s-1、10 s-1。由鍛件加工而成試樣幾何尺寸為Ф10 mm×15 mm，用砂紙打磨，用酒精清洗。在進(jìn)行壓縮試驗(yàn)之前，首先以10 ℃/s的速度將試樣加熱到500 ℃并保持5 min，然后以5 ℃/s的冷卻速度將其冷卻到變形溫度。在壓縮試驗(yàn)前，試樣在變形溫度下浸泡2 min，使溫度分布均勻，所有試樣都被壓縮到約0.7的真實(shí)應(yīng)變。變形后的試樣立即進(jìn)行淬火。

表2 6061鋁合金的化學(xué)成分 %

6061鋁合金的穩(wěn)定應(yīng)力可以表示為

(1)

基于一種新型流變應(yīng)力方程的變形抗力模型可表示為

(2)

圖3 6061鋁合金在不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2 模擬結(jié)果分析

2.1 跑偏現(xiàn)象及原因分析

圖4是具有不同錐度的大型筒節(jié)在軋制過程中的跑偏情況。如圖4所示，筒節(jié)左側(cè)為大直徑端，右側(cè)為小直徑端，筒節(jié)由于自身錐度的原因，在軋制過程中沿軋輥軸向出現(xiàn)跑偏現(xiàn)象。當(dāng)筒節(jié)錐度小于1∶25時(shí)，從圖4a和圖4b可以看出，筒節(jié)偏移現(xiàn)象不明顯；當(dāng)筒節(jié)錐度增大到1∶12.5時(shí)，從圖4c可以看出，缸體向小直徑端偏移；當(dāng)筒節(jié)錐度繼續(xù)增大時(shí)，從圖4d到圖4e可以看出，筒節(jié)偏移現(xiàn)象嚴(yán)重。

圖4 不同錐度的大型筒節(jié)的跑偏現(xiàn)象

圖5是不同錐度筒節(jié)的速度場云圖。速度場云圖直觀地反映了筒節(jié)的金屬流動(dòng)方向。從圖5a和圖5b可以看出，當(dāng)錐度為1∶50和1∶25時(shí)，金屬向負(fù)軸方向流動(dòng)，所以顯示出圓柱體的左偏現(xiàn)象，但由于錐度較小，偏離現(xiàn)象并不明顯。當(dāng)錐度為1∶12.5時(shí)，金屬流入和流出變形區(qū)的方向是相反的。流入變形區(qū)前，金屬沿負(fù)軸方向流動(dòng)，流出變形區(qū)后，金屬沿正軸方向流動(dòng)，總體趨勢向左偏離，但現(xiàn)象不嚴(yán)重，如圖5c所示。圖5d和圖5e表明，當(dāng)錐度為1∶8.33和1∶6.25時(shí)，金屬沿正軸方向流動(dòng)，所以圓柱體嚴(yán)重偏向右側(cè)。

圖5 不同錐度的大型筒節(jié)的速度場云圖

軸向力是影響筒節(jié)跑偏的關(guān)鍵因素。圖6顯示了上輥和下輥的五組筒節(jié)軸向力曲線。由于筒節(jié)坯料字身的錐度，在軋制過程中會(huì)出現(xiàn)不穩(wěn)定的軋制狀態(tài)，所以軸向力波動(dòng)較為嚴(yán)重。從圖6a～圖6c可以看出，當(dāng)缸體錐度小于1∶12.5時(shí)，下輥施加的筒節(jié)負(fù)方向軸向力較大。圖6d表明，當(dāng)錐度增大到1∶8.33時(shí)，筒節(jié)在軋制過程中會(huì)出現(xiàn)傾斜現(xiàn)象，下輥施加的軸向力方向由負(fù)逐漸轉(zhuǎn)為正，相應(yīng)地，上輥施加的軸向力方向由正逐漸轉(zhuǎn)為負(fù)，所以筒節(jié)有向右偏移的趨勢。

圖6 不同錐度的大型筒節(jié)的上輥和下輥軸向力與時(shí)間的關(guān)系

2.2 控制策略和控制效果

為了克服軋制過程中由于坯料錐度造成的筒節(jié)運(yùn)行跑偏問題，調(diào)整下輥的傾斜度是最有效的方法之一。所以在環(huán)輥軋機(jī)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中，將下輥設(shè)計(jì)成獨(dú)立可調(diào)。而傳統(tǒng)的軋輥軸向定位裝置是鎖緊板結(jié)構(gòu)，只允許軋輥的微小調(diào)整。為了滿足下輥的調(diào)整幅度，設(shè)計(jì)了軸向方向定位裝置的擺動(dòng)結(jié)構(gòu)。下部工作輥可以上下移動(dòng)，同時(shí)也可以實(shí)現(xiàn)任意擺動(dòng)，該裝置結(jié)構(gòu)可以滿足控制功能的要求。本文研究了軋制過程中筒節(jié)跑偏的控制問題，滾筒運(yùn)行跑偏的控制效果如圖7所示。

圖7a～圖7c分別顯示了傾斜輥5 mm、10 mm和15 mm值下的筒節(jié)運(yùn)行跑偏情況。根據(jù)圖4分析，在應(yīng)用錐度控制策略之前，筒節(jié)在軋制過程中具有向左側(cè)的跑偏趨勢。從圖7a～圖7c可以看出，通過調(diào)整軋制的傾斜度，筒節(jié)的跑偏得到了明顯的改善。根據(jù)圖7d，當(dāng)傾斜輥的數(shù)值過大或調(diào)整不合理時(shí)，就會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的跑偏現(xiàn)象。因此，通過調(diào)整傾斜輥可以有效地控制筒節(jié)的跑偏。

3 試驗(yàn)和討論

由于大型鋁制筒節(jié)尺寸巨大，工業(yè)實(shí)驗(yàn)將耗費(fèi)大量的材料和能源。為了驗(yàn)證通過調(diào)整軋輥傾斜度來調(diào)整筒節(jié)跑偏的效果，根據(jù)相似性原理，在小試樣上進(jìn)行了軋制實(shí)驗(yàn)。試驗(yàn)鋁環(huán)和軋機(jī)如圖8所示，表3為試驗(yàn)軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)和圓柱體軋制的工藝參數(shù)。

圖8 試驗(yàn)鋁環(huán)(左)和軋機(jī)(右)

表3 試驗(yàn)軋機(jī)的設(shè)備參數(shù)與筒節(jié)軋制的工藝參數(shù)

為了模擬環(huán)軋錐形毛坯時(shí)出現(xiàn)這種跑偏現(xiàn)象，將軋輥?zhàn)髠?cè)的減少率定義為15%，右側(cè)定義為10%。圖9顯示了錐形毛坯的試驗(yàn)條件和軋制試樣的跑偏。通過調(diào)整下層工作輥的傾斜度，降低工作輥?zhàn)髠?cè)的減速比，增加工作輥右側(cè)的減速比，試樣的軋制效果得到了改善。圖10顯示了軋制試樣的改善情況。

圖9 初始環(huán)件與軋制后產(chǎn)生跑偏的環(huán)件

圖10 初始環(huán)件與改進(jìn)后的軋制環(huán)件

綜上所述，坯料的錐度導(dǎo)致了滾筒兩端直徑的差異，并產(chǎn)生了跑偏現(xiàn)象。通過合理地調(diào)整輥?zhàn)拥膬A斜度，可以有效地控制筒節(jié)的跑偏。

4 結(jié)論

大型帶錐度的6061鋁合金在環(huán)軋過程中會(huì)產(chǎn)生跑偏。當(dāng)筒節(jié)的相對(duì)錐度較小時(shí)，下輥對(duì)筒節(jié)有較大的負(fù)軸向力，金屬向左流動(dòng)，筒節(jié)有向左跑偏的趨勢。當(dāng)錐度相對(duì)較大時(shí)，筒節(jié)受到較大的正軸向力，筒節(jié)有向右跑偏的趨勢。基于下工作輥的擺動(dòng)式結(jié)構(gòu)，提出通過調(diào)整下工作輥的傾斜度來控制筒節(jié)的跑偏。將這一理論應(yīng)用到有限元中，對(duì)環(huán)軋過程進(jìn)行了模擬，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明，適當(dāng)調(diào)整下工作輥的傾斜度可以有效地控制筒節(jié)的跑偏。