張歆研 王 英 胡鵬科 汪 銳

束學(xué)道寧波大學(xué)機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院，寧波，315211

0 引言

楔橫軋作為軸類零件的近凈成形加工工藝，因其生產(chǎn)效率高及材料利用率高而被加工制造業(yè)廣泛采用[1-3]，但在成形過程中存在表層與心部金屬軸向不同步流動(dòng)的問題，易導(dǎo)致零件端部出現(xiàn)凹心[4-6]，而將坯料端部加工成錐形，可有效抑制端部凹心[7-11]。

為實(shí)現(xiàn)錐形端坯料無屑成形，柳傳等[12]、WEI等[13-14]基于楔橫軋工藝原理提出輥剪制坯工藝，運(yùn)用一對(duì)表面具有楔形塊的上下軋輥繞自身軸線等速同向旋轉(zhuǎn)，同時(shí)沿徑向等速進(jìn)給，并帶動(dòng)坯料繞自身軸線反向旋轉(zhuǎn)，坯料在輥剪區(qū)域發(fā)生塑性變形，最終得到預(yù)制端部形狀。該工藝工作過程中坯料由上下軋輥帶動(dòng)旋轉(zhuǎn)，由于同一時(shí)刻上下軋輥僅作用于坯料圓周的一個(gè)方向上，因此坯料在圓周方向上產(chǎn)生不對(duì)稱變形，該現(xiàn)象易造成坯料的質(zhì)心不在其回轉(zhuǎn)軸上，引起坯料的不平衡轉(zhuǎn)動(dòng)，最終造成端部成形時(shí)的局部缺陷，降低局部成形穩(wěn)定性。為此，WANG等[15]提出熱剪切制坯工藝，在端部預(yù)成形時(shí)保持坯料固定不動(dòng)，通過錐形盤狀刀具繞坯料周轉(zhuǎn)的同時(shí)沿徑向逐步進(jìn)給成形所需端部形狀，該工藝刀具運(yùn)動(dòng)規(guī)律復(fù)雜，導(dǎo)致裝備結(jié)構(gòu)也很復(fù)雜。WANG等[16]綜合以上兩種工藝，提出了輥切成形工藝，該工藝中對(duì)稱布置的輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)的同時(shí)進(jìn)行自轉(zhuǎn)，輥刀上的楔形刀刃逐漸旋轉(zhuǎn)壓入坯料成形所需端部形狀，刀具運(yùn)動(dòng)規(guī)律簡(jiǎn)單，且成形效果穩(wěn)定。但目前輥切成形工藝的研究?jī)H存在于理論分析與仿真模擬階段，并沒有設(shè)計(jì)制造出實(shí)際可行的輥切裝備對(duì)該工藝進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

本文基于輥切成形原理，分析輥刀擋板間隙、基圓直徑及展寬角三個(gè)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律，獲取最佳輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)，進(jìn)而設(shè)計(jì)能實(shí)現(xiàn)輥刀運(yùn)動(dòng)規(guī)律的傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，并完成輥切裝備整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與制造，最后，通過輥切實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證輥切工藝的可行性及仿真結(jié)果的可靠性，同時(shí)驗(yàn)證輥切裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

1 錐形端坯料輥切成形原理

輥切成形原理如圖1所示，中間為夾具夾持的圓柱形長(zhǎng)坯料(加熱至輥切溫度1050 ℃)，對(duì)稱布置的輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)，同時(shí)繞自身軸線自轉(zhuǎn)，楔形刀刃逐步旋轉(zhuǎn)并壓入坯料。在輥切區(qū)域坯料產(chǎn)生徑向壓縮、切向擴(kuò)展和軸向延伸變形，最終得到預(yù)設(shè)端部形狀。當(dāng)一端成形結(jié)束后，坯料在送料裝置的作用下沿軸向向前移動(dòng)一定距離，重新開始另一端輥切成形，最終使得坯料兩端具有預(yù)制錐形端。所獲得的坯料通過送料裝置輸送到軋制生產(chǎn)線，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)連續(xù)生產(chǎn)。為減小輥刀所承受的載荷，輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)多圈完成一次自轉(zhuǎn)，從而減小輥刀公轉(zhuǎn)一圈時(shí)坯料的楔入量。

(a)前視圖 (b)左視圖圖1 輥切示意圖Fig.1 The schematic diagram of rotary-cutting forming

輥刀結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由成形楔和擋板組成。其中成形楔刀刃分為兩段：楔入展寬段(長(zhǎng)度為L(zhǎng)1)和精整段(長(zhǎng)度為L(zhǎng)2)，其結(jié)構(gòu)參數(shù)由成形角α、展寬角β、楔高h(yuǎn)和基圓直徑D決定。輥切成形過程如圖3所示，在楔入段和展寬段，楔寬和楔高均不斷增大，使坯料在輥切區(qū)域不斷發(fā)生徑向壓縮、切向擴(kuò)展和軸向延伸，當(dāng)塑性變形達(dá)到一定值時(shí)，材料產(chǎn)生裂紋，進(jìn)而發(fā)生斷裂，然后進(jìn)入精整段。坯料進(jìn)入精整段后，楔高和成形角不變，展寬角為0，坯料不再發(fā)生大量的軸向延伸，輥刀將端部圓整，使之成為預(yù)設(shè)錐形。通常在坯料與擋板之間預(yù)留一定間隙s，保證溢出金屬沿坯料軸向塑性流動(dòng)，因此楔高h(yuǎn)=r+s(r為坯料半徑)。楔形刀刃兩側(cè)的擋板用于促進(jìn)輥切區(qū)溢出材料在軸向和切向的流動(dòng)，防止其在端部大量堆積(堆料超過一定范圍會(huì)影響后續(xù)軋制的順利實(shí)施)，并保證成形質(zhì)量。

(a)輥刀整體示意圖 (b)輥刀展開結(jié)構(gòu)圖圖2 輥刀示意圖Fig.2 Sketch of the rotary-cutting tool

圖3 輥切成形過程Fig.3 Process of rotary-cutting

2 輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成形質(zhì)量的影響

2.1 有限元模型的建立

在Creo5.0三維軟件中建立坯料、上下輥刀三維模型，以STL格式導(dǎo)入至Deform-3D有限元軟件中，然后將坯料設(shè)置為塑性體，輥刀設(shè)置為剛性體。由于坯料在輥切過程中僅可沿軸向自由移動(dòng)，因此在軟件中通過設(shè)置邊界條件約束來實(shí)現(xiàn)，最終建立的有限元模型如圖4所示。其中，坯料材料選用45鋼，彈性模量E=206 GPa，泊松比μ=0.3，溫度為1050 ℃。坯料輥切屬于連續(xù)局部大塑性變形，因此對(duì)坯料采用四面體相對(duì)網(wǎng)格方式劃分，最大網(wǎng)格尺寸為2.4 mm，最小網(wǎng)格尺寸為1.2 mm，網(wǎng)格總數(shù)為83 000，坯料與輥刀之間的接觸摩擦選用庫侖摩擦，摩擦因數(shù)為0.7[17-18]。坯料在斷裂時(shí)主要表現(xiàn)為韌性斷裂，因此在軟件中選擇正交化的Cockcroft &Latham模型[19]。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

本文選取錐角為104°的端部為研究對(duì)象，因此輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)中的成形角為52°(目標(biāo)坯料端部錐角的一半)，坯料及輥切工藝參數(shù)如表1所示。

表1 坯料及輥切工藝參數(shù)Tab.1 Parameters of rotary-cutting process

輥切成形時(shí)，端部材料堆積及坯料在軸向力的作用下發(fā)生移動(dòng)，使得輥切成形端部與預(yù)設(shè)端部產(chǎn)生偏差。如圖5所示，定義成形端部直徑偏差為δ，錐角偏差為ε，用錐形偏差K來描述端部成形質(zhì)量情況，即

圖5 錐形端部成形示意圖Fig.5 Schematic diagram of tapered end forming

K=0.5δ+0.5ε

(1)

式中，D0為坯料直徑；D1為輥切處最大平均直徑(測(cè)量輥切處截面圓周上10等分處直徑，并取最大值)；d1為斷口處直徑；H為端部錐形高度。

由式(1)可知，成形偏差K作為端部成形質(zhì)量的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)，其值越小，說明成形質(zhì)量越好。為減小仿真及測(cè)量誤差，本研究均采用多次測(cè)量獲取端部相關(guān)尺寸，并計(jì)算出平均值。

2.2 擋板間隙對(duì)錐形端部成形質(zhì)量的影響

不同擋板間隙的成形結(jié)果及其對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律如圖6所示?？梢钥闯觯瑩醢彘g隙s對(duì)輥切處直徑D1的影響程度較大，隨著擋板間隙s的增大，輥切處直徑D1呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是：擋板間隙s增大，擋板與溢出金屬接觸時(shí)間延后，對(duì)輥切區(qū)材料的抑制作用減弱，在一定輥切時(shí)間內(nèi)，端部材料堆積越高使得輥切處直徑D1越大。錐形高度H主要與輥刀預(yù)設(shè)尺寸有關(guān)，預(yù)設(shè)尺寸一致時(shí)，擋板間隙s增大而錐形高度H基本保持穩(wěn)定(由于變形不均勻及測(cè)量誤差，測(cè)得錐形高度H值略有變化)。斷口直徑d1隨擋板間隙s的增大，其變化呈現(xiàn)先小幅度增大后逐漸減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)楫?dāng)坯料與擋板之間開始存在間隙時(shí)，溢出金屬在間隙內(nèi)堆積并達(dá)到一定高度，一定時(shí)間內(nèi)輥刀壓下量減小，在軸向力作用下坯料提前發(fā)生斷裂，這促使斷口直徑略微增大，而隨著擋板間隙s的不斷增大，相同時(shí)間內(nèi)輥刀徑向切入量減小，使得輥切時(shí)間延長(zhǎng)，促進(jìn)了金屬的徑向塑性變形，從而斷口處直徑d1呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)。

(a)不同擋板間隙端部成形形狀

由表2可以看出，擋板間隙s為0.5 mm時(shí)，錐形偏差K最小值為6.01%，且擋板間隙s過大或過小都會(huì)對(duì)成形質(zhì)量產(chǎn)生較大的影響。這是因?yàn)閾醢彘g隙為0時(shí)，輥切處材料受到擋板的限制作用而無法及時(shí)排開，隨著輥切的進(jìn)行，材料在輥切區(qū)過度堆疊，從而產(chǎn)生較大的成形偏差。擋板間隙s由0增大到0.5 mm時(shí)，它對(duì)坯料的限制作用逐漸減小，輥切處材料可沿軸向及時(shí)排開，避免了過度堆疊，因此成形偏差逐漸減小。而擋板間隙大于0.5 mm時(shí)，輥切處材料過度堆疊，使得成形偏差增大?？紤]材料熱膨脹系數(shù)對(duì)塑性變形的影響[20]，坯料尺寸及后續(xù)軋制條件等綜合因素，本文選取擋板間隙s為0.5 mm。

表2 不同擋板間隙下端部成形偏差Tab.2 Deviation under different baffle clearances

2.3 輥刀基圓直徑對(duì)錐形端部成形質(zhì)量的影響

輥刀不同基圓直徑下成形結(jié)果及其對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律如圖7所示。可以看出，輥刀基圓直徑D對(duì)輥切處直徑D1的影響程度大于對(duì)端部錐形高度H及斷口尺寸d1的影響程度，隨著輥刀基圓直徑D的增大，輥切處直徑D1呈現(xiàn)先小幅減小而后逐漸增大的趨勢(shì)，端部錐形高度H呈現(xiàn)先減小后趨于平穩(wěn)的趨勢(shì)，斷口直徑d1呈現(xiàn)先增大后小幅減小的趨勢(shì)。

(a)不同基圓直徑下端部成形形狀

當(dāng)輥刀基圓直徑D增大時(shí)，一方面楔形刀刃與坯料之間瞬時(shí)接觸面積增大，一定時(shí)間內(nèi)輥切處瞬時(shí)排開金屬的體積增大，導(dǎo)致?lián)醢迮c坯料之間軸向位移增大，堆料受到擋板的抑制作用減小，從而輥切處直徑D1呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。另一方面，坯料與擋板之間接觸面積增大致使刀刃兩邊溢出材料所受摩擦阻力增大，抑制了端部切向擴(kuò)展的趨勢(shì)，因此錐形端高度H減小且斷口尺寸d1增大，隨著基圓直徑D的不斷增大，刀刃瞬時(shí)徑向壓下量增大，使得坯料徑向作用力增強(qiáng)，在這兩者的綜合作用下錐形高度H呈現(xiàn)趨于平穩(wěn)、斷口直徑d1略微減小的趨勢(shì)。

由表3可知，基圓直徑為150 mm時(shí)，錐形偏差值K為7.06%，相對(duì)較小。成形偏差隨輥刀基圓直徑的增大呈現(xiàn)逐漸增大趨勢(shì)。這是因?yàn)檩伒痘鶊A直徑增大，坯料與輥刀的瞬時(shí)接觸面積增大，輥切處金屬流動(dòng)的摩擦阻力增大，進(jìn)而導(dǎo)致成形偏差增大。綜合考慮裝置整體尺寸及成形質(zhì)量，本文選擇輥刀基圓直徑D為150 mm。

表3 不同基圓直徑下端部成形偏差Tab.3 Deviation under different diameters

2.4 展寬角對(duì)錐形端部成形質(zhì)量的影響

不同展寬角的成形結(jié)果及其對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律如圖8所示?？梢钥闯?，展寬角β對(duì)斷口處直徑d1的影響程度相對(duì)于輥切處直徑D1及錐形高度H的影響程度大。隨著展寬角β的增大，輥切處直徑D1整體保持穩(wěn)定，而錐形高度H呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，斷口處直徑d1呈現(xiàn)先逐漸增大后減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)檎箤捊铅碌母淖儾粫?huì)影響擋板對(duì)堆料的抑制作用，因此輥切處直徑D1趨于穩(wěn)定。而隨著展寬角β的增大，一定時(shí)間內(nèi)輥刀與坯料輥切處軸向接觸的面積增大，致使軸向摩擦阻力增大，坯料與刀刃接觸區(qū)金屬沿軸向流動(dòng)的趨勢(shì)減弱，沿徑向方向流動(dòng)的趨勢(shì)增強(qiáng)，從而錐形高度H有逐漸減小的趨勢(shì)，斷口處直徑d1有增大的趨勢(shì)。隨著展寬角β越來越大，一定時(shí)間內(nèi)刀刃徑向壓入量相對(duì)較大，金屬的塑性變形能力增強(qiáng)，使得斷口處直徑d1又趨于減小。

(a)不同展寬角下端部成形形狀

由表4可知，展寬角為2.5°時(shí)錐形偏差最小值為4.93%，且成形偏差隨展寬角的增大呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。這是因?yàn)殡S著展寬角增大，在一定時(shí)間內(nèi)坯料與輥刀接觸面積增大，使得輥切處材料流動(dòng)摩擦阻力增大，從而導(dǎo)致成形偏差逐漸增大。因此，在保證輥切成形質(zhì)量及合理輥切時(shí)間的條件下，本文選擇展寬角β為2.5°。

表4 不同展寬角下成形端部偏差Tab.4 Deviation under different angle

3 輥切成形裝置設(shè)計(jì)

3.1 傳動(dòng)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

為實(shí)現(xiàn)該工藝中輥刀既繞坯料公轉(zhuǎn)同時(shí)又繞自身軸線自轉(zhuǎn)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，本文采用差動(dòng)輪系傳動(dòng)結(jié)構(gòu)，將電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)一方面轉(zhuǎn)化為行星架(輥刀支撐架)的轉(zhuǎn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)輥刀繞坯料的公轉(zhuǎn)，另一方面轉(zhuǎn)化為行星輪繞自身軸線的自轉(zhuǎn)，驅(qū)動(dòng)與其固連的輥刀轉(zhuǎn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)楔形刀刃逐步切入坯料，具體結(jié)構(gòu)如圖9所示。

1.空心筒 2-5，3-6.定軸輪系 7-8-10.差動(dòng)輪系 4.主軸 8.行星架 9.齒輪軸 11.輥刀 12.夾具 13.坯料圖9 輥切傳動(dòng)機(jī)構(gòu)示意圖Fig.9 Schematic diagram of rotary-cutting mechanism

動(dòng)力由電動(dòng)機(jī)主軸4輸入，一方面由齒輪副3、6帶動(dòng)殼體8轉(zhuǎn)動(dòng)，殼體8帶動(dòng)齒輪軸9轉(zhuǎn)動(dòng)，驅(qū)動(dòng)與其固連的輥刀11繞坯料13公轉(zhuǎn)；另一方面由齒輪副2、5，齒輪副7、10帶動(dòng)齒輪軸9轉(zhuǎn)動(dòng)，驅(qū)動(dòng)與其固連的輥刀11繞自身軸線自轉(zhuǎn)，實(shí)現(xiàn)楔形刀刃逐步切入坯料，輥切后的坯料從空心筒1退出。該機(jī)構(gòu)包括定軸輪系5-2，定軸輪系6-3和差動(dòng)輪系7-8-10，其中齒輪7為太陽輪、齒輪10為行星輪、8為行星架(殼體)，從動(dòng)齒輪3與行星架8為同一構(gòu)件，從動(dòng)齒輪2、太陽輪7和空心筒1為同一構(gòu)件。

定軸輪系2-5的傳動(dòng)比i25為

(2)

式中，n5為主動(dòng)齒輪5的轉(zhuǎn)速，且與電機(jī)轉(zhuǎn)速n4相等；n2為從動(dòng)齒輪2的轉(zhuǎn)速。

定軸輪系3-6的傳動(dòng)比i36為

(3)

式中，n6為主動(dòng)齒輪6的轉(zhuǎn)速，且與電機(jī)轉(zhuǎn)速n4相等；n3為從動(dòng)齒輪3的轉(zhuǎn)速。

差動(dòng)輪系7-8-10的傳動(dòng)比為

(4)

式中，n8為行星架8的轉(zhuǎn)速，滿足n8=n3；n7為主動(dòng)齒輪7的轉(zhuǎn)速，滿足n7=n2；n10為從動(dòng)齒輪10的轉(zhuǎn)速；Z7為齒輪7的齒數(shù)；Z10為齒輪10的齒數(shù)。

令齒輪7和齒輪10齒數(shù)相同，則

n10-n8=n8-n7

(5)

定義輥刀11繞坯料13公轉(zhuǎn)i圈后自轉(zhuǎn)1圈，即

(6)

由式(2)～式(5)得

(7)

由式(7)可以看出，通過合理設(shè)計(jì)i25與i36傳動(dòng)比，即可實(shí)現(xiàn)輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)多圈完成一次自轉(zhuǎn)，例如，當(dāng)i36=7/6，i25=1時(shí)，i=7。

3.2 輥切成形裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

輥切裝置的三維結(jié)構(gòu)如圖10所示，其中，楔形刀刃分布于輥刀圓周上，它在輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)及自轉(zhuǎn)的作用下逐步旋轉(zhuǎn)并切入坯料，由于輥刀基圓直徑相對(duì)坯料直徑較大，為了減小輥切成形時(shí)輥刀自身質(zhì)量及轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)成形過程的影響，本文將輥刀設(shè)計(jì)為孔板式結(jié)構(gòu)(軸孔邊緣均布有六個(gè)減重孔)。

1.機(jī)架 2.驅(qū)動(dòng)電機(jī) 3.差動(dòng)輪系傳動(dòng)機(jī)構(gòu) 4.輥刀 5.夾具 6.坯料圖10 輥切裝置三維總裝圖Fig.10 Rotary-cutting device

4 輥切實(shí)驗(yàn)及結(jié)果分析

4.1 輥切成形裝備樣機(jī)

輥切成形裝置樣機(jī)如圖11所示，實(shí)驗(yàn)所加工坯料直徑為10 mm，輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)如表5所示。

(a)輥刀實(shí)物圖 (b)實(shí)驗(yàn)加工狀態(tài)圖11 實(shí)驗(yàn)裝置Fig.11 Device of experiment

表5 輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.5 Basic parameters of rotary-cutting tool

4.2 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)過程如下：①將常溫坯料裝夾規(guī)范，并測(cè)量擋板間隙，調(diào)試輥切設(shè)備；②將坯料加熱至1200 ℃左右(為了彌補(bǔ)環(huán)境中熱量散失，將坯料加熱至略高于輥切溫度(1050 ℃))；③為避免實(shí)驗(yàn)結(jié)果的偶然性，本文進(jìn)行3組實(shí)驗(yàn)，測(cè)量其尺寸參數(shù)并計(jì)算平均值；④對(duì)預(yù)成形坯料進(jìn)行測(cè)量并檢驗(yàn)。

4.3 結(jié)果分析

錐形端坯料輥切成形過程如圖12所示，錐形端坯料整體成形質(zhì)量相對(duì)較好。對(duì)于整個(gè)坯料而言，坯料從加熱爐中移至輥切設(shè)備夾具上時(shí)，其表層中的鐵和爐外的氧化性氣體(如氧氣、二氧化碳、水和二氧化硫等)發(fā)生了化學(xué)反應(yīng)，在坯料表面上產(chǎn)生黑色物質(zhì)(即氧化皮)，最終導(dǎo)致坯料表面不平整[21]。對(duì)于成形區(qū)域，在成形初始階段，擋板間隙使輥切堆起的金屬徑向流動(dòng)基本無限制，堆料沿著錐形楔延伸堆疊，形成初期小堆料；在成形結(jié)束后，由于擋板對(duì)堆料的抑制作用，錐形端部出現(xiàn)明顯的一定寬度的堆料。

圖12 錐形端預(yù)成形結(jié)果Fig.12 Pre-forming effect of tapered end

(a)仿真錐形端 (b)實(shí)驗(yàn)錐形端圖13 錐形端對(duì)比效果圖Fig.13 Comparison effect diagram of tapered end

輥切實(shí)驗(yàn)和仿真得到的錐形端部對(duì)比如圖13所示，觀察成形結(jié)果可知，實(shí)驗(yàn)所加工的錐形端與仿真錐形端外形及表面基本一致，說明本裝置可實(shí)現(xiàn)錐形端輥切成形。

為進(jìn)一步驗(yàn)證有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)輥切加工所得3組坯料端部尺寸(輥切處直徑D1、錐形高度H、斷口直徑d1)進(jìn)行測(cè)量并取平均值，根據(jù)式(1)計(jì)算端部成形偏差K，最終數(shù)據(jù)結(jié)果如表6所示。

表6 對(duì)比數(shù)據(jù)結(jié)果Tab.6 Comparison data results

其中實(shí)驗(yàn)與仿真的坯料直徑偏差為3.10%，斷口直徑偏差為4.70%，實(shí)驗(yàn)結(jié)果成形偏差為10.67%，仿真成形偏差為9.42%，而仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏差為1.25%，進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真結(jié)果的可靠性。實(shí)驗(yàn)與仿真存在偏差的原因是：在仿真模擬時(shí)，坯料保持恒溫(1050 ℃)，而輥切實(shí)驗(yàn)時(shí)，坯料、輥刀受環(huán)境影響并與環(huán)境進(jìn)行熱量交換，使得坯料輥切端部的塑性變形能力降低，因此實(shí)驗(yàn)所得錐形端與仿真所得錐形端存在偏差。結(jié)果表明，輥切成形工藝可以用于錐形端坯料的無屑成形，也驗(yàn)證了輥刀結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇的合理性，以及輥切成形裝置的可行性。

5 結(jié)論

(1)分析了輥刀擋板間隙、展寬角、基圓直徑對(duì)成形質(zhì)量的影響規(guī)律，當(dāng)坯料(45鋼)直徑為10 mm、輥切溫度為1050 ℃、錐形端成形角為52°時(shí)，最佳參數(shù)組合為：擋板間隙s=0.5 mm、輥刀基圓直徑D=150 mm、展寬角β=2.5°。

(2)設(shè)計(jì)了差動(dòng)輪系傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)了輥切工藝要求的輥刀既繞坯料公轉(zhuǎn)同時(shí)又繞自身軸線自轉(zhuǎn)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，通過合理分配差動(dòng)輪系輸入傳動(dòng)比，可實(shí)現(xiàn)輥刀繞坯料公轉(zhuǎn)多圈自轉(zhuǎn)一圈。

(3)設(shè)計(jì)并制造了輥切成形裝置，進(jìn)行了多組輥切成形實(shí)驗(yàn)，對(duì)實(shí)驗(yàn)得到的錐形端部與仿真錐形端部對(duì)比分析，得出了成形偏差在合理范圍的結(jié)論，從而驗(yàn)證了輥切成形工藝的可行性以及輥切裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。