錐形端坯料輥切成形裝置設計與實驗

張歆研 王 英 胡鵬科 汪 銳

束學道寧波大學機械工程與力學學院，寧波，315211

0 引言

楔橫軋作為軸類零件的近凈成形加工工藝，因其生產效率高及材料利用率高而被加工制造業廣泛采用[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的問題，易導致零件端部出現凹心[4-6]，而將坯料端部加工成錐形，可有效抑制端部凹心[7-11]。

為實現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，運用一對表面具有楔形塊的上下軋輥繞自身軸線等速同向旋轉，同時沿徑向等速進給，并帶動坯料繞自身軸線反向旋轉，坯料在輥剪區域發生塑性變形，最終得到預制端部形狀。該工藝工作過程中坯料由上下軋輥帶動旋轉，由于同一時刻上下軋輥僅作用于坯料圓周的一個方向上，因此坯料在圓周方向上產生不對稱變形，該現象易造成坯料的質心不在其回轉軸上，引起坯料的不平衡轉動，最終造成端部成形時的局部缺陷，降低局部成形穩定性。為此，WANG等[15]提出熱剪切制坯工藝，在端部預成形時保持坯料固定不動，通過錐形盤狀刀具繞坯料周轉的同時沿徑向逐步進給成形所需端部形狀，該工藝刀具運動規律復雜，導致裝備結構也很復雜。WANG等[16]綜合以上兩種工藝，提出了輥切成形工藝，該工藝中對稱布置的輥刀繞坯料公轉的同時進行自轉，輥刀上的楔形刀刃逐漸旋轉壓入坯料成形所需端部形狀，刀具運動規律簡單，且成形效果穩定。但目前輥切成形工藝的研究僅存在于理論分析與仿真模擬階段，并沒有設計制造出實際可行的輥切裝備對該工藝進行實驗驗證。

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主要結構參數對成形質量的影響規律，獲取最佳輥刀結構參數，進而設計能實現輥刀運動規律的傳動機構，并完成輥切裝備整體結構設計與制造，最后，通過輥切實驗驗證輥切工藝的可行性及仿真結果的可靠性，同時驗證輥切裝置結構設計的合理性。

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坯料(加熱至輥切溫度1050 ℃)，對稱布置的輥刀繞坯料公轉，同時繞自身軸線自轉，楔形刀刃逐步旋轉并壓入坯料。在輥切區域坯料產生徑向壓縮、切向擴展和軸向延伸變形，最終得到預設端部形狀。當一端成形結束后，坯料在送料裝置的作用下沿軸向向前移動一定距離，重新開始另一端輥切成形，最終使得坯料兩端具有預制錐形端。所獲得的坯料通過送料裝置輸送到軋制生產線，進而實現連續生產。為減小輥刀所承受的載荷，輥刀繞坯料公轉多圈完成一次自轉，從而減小輥刀公轉一圈時坯料的楔入量。

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

輥刀結構如圖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(長度為L1)和精整段(長度為L2)，其結構參數由成形角α、展寬角β、楔高h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，使坯料在輥切區域不斷發生徑向壓縮、切向擴展和軸向延伸，當塑性變形達到一定值時，材料產生裂紋，進而發生斷裂，然后進入精整段。坯料進入精整段后，楔高和成形角不變，展寬角為0，坯料不再發生大量的軸向延伸，輥刀將端部圓整，使之成為預設錐形。通常在坯料與擋板之間預留一定間隙s，保證溢出金屬沿坯料軸向塑性流動，因此楔高h=r+s(r為坯料半徑)。楔形刀刃兩側的擋板用于促進輥切區溢出材料在軸向和切向的流動，防止其在端部大量堆積(堆料超過一定范圍會影響后續軋制的順利實施)，并保證成形質量。

(a)輥刀整體示意圖 (b)輥刀展開結構圖圖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 輥刀結構參數對成形質量的影響

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格式導入至Deform-3D有限元軟件中，然后將坯料設置為塑性體，輥刀設置為剛性體。由于坯料在輥切過程中僅可沿軸向自由移動，因此在軟件中通過設置邊界條件約束來實現，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 ℃。坯料輥切屬于連續局部大塑性變形，因此對坯料采用四面體相對網格方式劃分，最大網格尺寸為2.4 mm，最小網格尺寸為1.2 mm，網格總數為83 000，坯料與輥刀之間的接觸摩擦選用庫侖摩擦，摩擦因數為0.7[17-18]。坯料在斷裂時主要表現為韌性斷裂，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°的端部為研究對象，因此輥刀結構參數中的成形角為52°(目標坯料端部錐角的一半)，坯料及輥切工藝參數如表1所示。

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

輥切成形時，端部材料堆積及坯料在軸向力的作用下發生移動，使得輥切成形端部與預設端部產生偏差。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作為端部成形質量的綜合評價指標，其值越小，說明成形質量越好。為減小仿真及測量誤差，本研究均采用多次測量獲取端部相關尺寸，并計算出平均值。

2.2 擋板間隙對錐形端部成形質量的影響

不同擋板間隙的成形結果及其對成形質量的影響規律如圖6所示。可以看出，擋板間隙s對輥切處直徑D1的影響程度較大，隨著擋板間隙s的增大，輥切處直徑D1呈現逐漸增大的趨勢。產生該現象的原因是：擋板間隙s增大，擋板與溢出金屬接觸時間延后，對輥切區材料的抑制作用減弱，在一定輥切時間內，端部材料堆積越高使得輥切處直徑D1越大。錐形高度H主要與輥刀預設尺寸有關，預設尺寸一致時，擋板間隙s增大而錐形高度H基本保持穩定(由于變形不均勻及測量誤差，測得錐形高度H值略有變化)。斷口直徑d1隨擋板間隙s的增大，其變化呈現先小幅度增大后逐漸減小的趨勢。這是因為當坯料與擋板之間開始存在間隙時，溢出金屬在間隙內堆積并達到一定高度，一定時間內輥刀壓下量減小，在軸向力作用下坯料提前發生斷裂，這促使斷口直徑略微增大，而隨著擋板間隙s的不斷增大，相同時間內輥刀徑向切入量減小，使得輥切時間延長，促進了金屬的徑向塑性變形，從而斷口處直徑d1呈現逐漸減小的趨勢。

(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，錐形偏差K最小值為6.01%，且擋板間隙s過大或過小都會對成形質量產生較大的影響。這是因為擋板間隙為0時，輥切處材料受到擋板的限制作用而無法及時排開，隨著輥切的進行，材料在輥切區過度堆疊，從而產生較大的成形偏差。擋板間隙s由0增大到0.5 mm時，它對坯料的限制作用逐漸減小，輥切處材料可沿軸向及時排開，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，輥切處材料過度堆疊，使得成形偏差增大。考慮材料熱膨脹系數對塑性變形的影響[20]，坯料尺寸及后續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 輥刀基圓直徑對錐形端部成形質量的影響

輥刀不同基圓直徑下成形結果及其對成形質量的影響規律如圖7所示。可以看出，輥刀基圓直徑D對輥切處直徑D1的影響程度大于對端部錐形高度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呈現先小幅減小而后逐漸增大的趨勢，端部錐形高度H呈現先減小后趨于平穩的趨勢，斷口直徑d1呈現先增大后小幅減小的趨勢。

(a)不同基圓直徑下端部成形形狀

當輥刀基圓直徑D增大時，一方面楔形刀刃與坯料之間瞬時接觸面積增大，一定時間內輥切處瞬時排開金屬的體積增大，導致擋板與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呈現逐漸增大的趨勢。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，抑制了端部切向擴展的趨勢，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，刀刃瞬時徑向壓下量增大，使得坯料徑向作用力增強，在這兩者的綜合作用下錐形高度H呈現趨于平穩、斷口直徑d1略微減小的趨勢。

由表3可知，基圓直徑為150 mm時，錐形偏差值K為7.06%，相對較小。成形偏差隨輥刀基圓直徑的增大呈現逐漸增大趨勢。這是因為輥刀基圓直徑增大，坯料與輥刀的瞬時接觸面積增大，輥切處金屬流動的摩擦阻力增大，進而導致成形偏差增大。綜合考慮裝置整體尺寸及成形質量，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 展寬角對錐形端部成形質量的影響

不同展寬角的成形結果及其對成形質量的影響規律如圖8所示。可以看出，展寬角β對斷口處直徑d1的影響程度相對于輥切處直徑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整體保持穩定，而錐形高度H呈現逐漸減小的趨勢，斷口處直徑d1呈現先逐漸增大后減小的趨勢。這是因為展寬角β的改變不會影響擋板對堆料的抑制作用，因此輥切處直徑D1趨于穩定。而隨著展寬角β的增大，一定時間內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，坯料與刀刃接觸區金屬沿軸向流動的趨勢減弱，沿徑向方向流動的趨勢增強，從而錐形高度H有逐漸減小的趨勢，斷口處直徑d1有增大的趨勢。隨著展寬角β越來越大，一定時間內刀刃徑向壓入量相對較大，金屬的塑性變形能力增強，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°時錐形偏差最小值為4.93%，且成形偏差隨展寬角的增大呈現逐漸增大的趨勢。這是因為隨著展寬角增大，在一定時間內坯料與輥刀接觸面積增大，使得輥切處材料流動摩擦阻力增大，從而導致成形偏差逐漸增大。因此，在保證輥切成形質量及合理輥切時間的條件下，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 輥切成形裝置設計

3.1 傳動機構設計

為實現該工藝中輥刀既繞坯料公轉同時又繞自身軸線自轉的運動規律，本文采用差動輪系傳動結構，將電機轉動一方面轉化為行星架(輥刀支撐架)的轉動，實現輥刀繞坯料的公轉，另一方面轉化為行星輪繞自身軸線的自轉，驅動與其固連的輥刀轉動，實現楔形刀刃逐步切入坯料，具體結構如圖9所示。

1.空心筒 2-5，3-6.定軸輪系 7-8-10.差動輪系 4.主軸 8.行星架 9.齒輪軸 11.輥刀 12.夾具 13.坯料圖9 輥切傳動機構示意圖Fig.9 Schematic diagram of rotary-cutting mechanism

動力由電動機主軸4輸入，一方面由齒輪副3、6帶動殼體8轉動，殼體8帶動齒輪軸9轉動，驅動與其固連的輥刀11繞坯料13公轉；另一方面由齒輪副2、5，齒輪副7、10帶動齒輪軸9轉動，驅動與其固連的輥刀11繞自身軸線自轉，實現楔形刀刃逐步切入坯料，輥切后的坯料從空心筒1退出。該機構包括定軸輪系5-2，定軸輪系6-3和差動輪系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)，從動齒輪3與行星架8為同一構件，從動齒輪2、太陽輪7和空心筒1為同一構件。

定軸輪系2-5的傳動比i25為

(2)

式中，n5為主動齒輪5的轉速，且與電機轉速n4相等；n2為從動齒輪2的轉速。

定軸輪系3-6的傳動比i36為

(3)

式中，n6為主動齒輪6的轉速，且與電機轉速n4相等；n3為從動齒輪3的轉速。

差動輪系7-8-10的傳動比為

(4)

式中，n8為行星架8的轉速，滿足n8=n3；n7為主動齒輪7的轉速，滿足n7=n2；n10為從動齒輪10的轉速；Z7為齒輪7的齒數；Z10為齒輪10的齒數。

令齒輪7和齒輪10齒數相同，則

n10-n8=n8-n7

(5)

定義輥刀11繞坯料13公轉i圈后自轉1圈，即

(6)

由式(2)～式(5)得

(7)

由式(7)可以看出，通過合理設計i25與i36傳動比，即可實現輥刀繞坯料公轉多圈完成一次自轉，例如，當i36=7/6，i25=1時，i=7。

3.2 輥切成形裝置結構設計

輥切裝置的三維結構如圖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及自轉的作用下逐步旋轉并切入坯料，由于輥刀基圓直徑相對坯料直徑較大，為了減小輥切成形時輥刀自身質量及轉動慣量對成形過程的影響，本文將輥刀設計為孔板式結構(軸孔邊緣均布有六個減重孔)。

1.機架 2.驅動電機 3.差動輪系傳動機構 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 輥切實驗及結果分析

4.1 輥切成形裝備樣機

輥切成形裝置樣機如圖11所示，實驗所加工坯料直徑為10 mm，輥刀結構參數如表5所示。

(a)輥刀實物圖 (b)實驗加工狀態圖11 實驗裝置Fig.11 Device of experiment

表5 輥刀結構參數Tab.5 Basic parameters of rotary-cutting tool

4.2 實驗方案

實驗過程如下：①將常溫坯料裝夾規范，并測量擋板間隙，調試輥切設備；②將坯料加熱至1200 ℃左右(為了彌補環境中熱量散失，將坯料加熱至略高于輥切溫度(1050 ℃))；③為避免實驗結果的偶然性，本文進行3組實驗，測量其尺寸參數并計算平均值；④對預成形坯料進行測量并檢驗。

4.3 結果分析

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量相對較好。對于整個坯料而言，坯料從加熱爐中移至輥切設備夾具上時，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)發生了化學反應，在坯料表面上產生黑色物質(即氧化皮)，最終導致坯料表面不平整[21]。對于成形區域，在成形初始階段，擋板間隙使輥切堆起的金屬徑向流動基本無限制，堆料沿著錐形楔延伸堆疊，形成初期小堆料；在成形結束后，由于擋板對堆料的抑制作用，錐形端部出現明顯的一定寬度的堆料。

圖12 錐形端預成形結果Fig.12 Pre-forming effect of tapered end

(a)仿真錐形端 (b)實驗錐形端圖13 錐形端對比效果圖Fig.13 Comparison effect diagram of tapered end

輥切實驗和仿真得到的錐形端部對比如圖13所示，觀察成形結果可知，實驗所加工的錐形端與仿真錐形端外形及表面基本一致，說明本裝置可實現錐形端輥切成形。

為進一步驗證有限元仿真結果的準確性，對輥切加工所得3組坯料端部尺寸(輥切處直徑D1、錐形高度H、斷口直徑d1)進行測量并取平均值，根據式(1)計算端部成形偏差K，最終數據結果如表6所示。

表6 對比數據結果Tab.6 Comparison data results

其中實驗與仿真的坯料直徑偏差為3.10%，斷口直徑偏差為4.70%，實驗結果成形偏差為10.67%，仿真成形偏差為9.42%，而仿真與實驗結果偏差為1.25%，進一步驗證了仿真結果的可靠性。實驗與仿真存在偏差的原因是：在仿真模擬時，坯料保持恒溫(1050 ℃)，而輥切實驗時，坯料、輥刀受環境影響并與環境進行熱量交換，使得坯料輥切端部的塑性變形能力降低，因此實驗所得錐形端與仿真所得錐形端存在偏差。結果表明，輥切成形工藝可以用于錐形端坯料的無屑成形，也驗證了輥刀結構參數選擇的合理性，以及輥切成形裝置的可行性。

5 結論

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

(2)設計了差動輪系傳動機構，實現了輥切工藝要求的輥刀既繞坯料公轉同時又繞自身軸線自轉的運動規律，通過合理分配差動輪系輸入傳動比，可實現輥刀繞坯料公轉多圈自轉一圈。

(3)設計并制造了輥切成形裝置，進行了多組輥切成形實驗，對實驗得到的錐形端部與仿真錐形端部對比分析，得出了成形偏差在合理范圍的結論，從而驗證了輥切成形工藝的可行性以及輥切裝置結構設計的合理性。