航空發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪軸穿軋一體化成形工藝及其數(shù)值模擬與分析

陳 潛 ,束學(xué)道* ,李依蔓 ,李子軒 ,徐海潔

（1.寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院,浙江 寧波 315211;2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,浙江 寧波 315211）

作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)核心傳動(dòng)零件的渦輪軸,是一種帶臺(tái)階的深長(zhǎng)空心軸,具有斷面收縮率較大的外表面和等徑內(nèi)孔,在實(shí)現(xiàn)機(jī)體輕量化的基礎(chǔ)上,還能承受更大的扭矩[1-2].目前渦輪軸的加工方式以鍛造成形軸坯后深加工內(nèi)孔技術(shù)為主[3],不僅制造工序冗長(zhǎng),而且內(nèi)部金屬流線被切斷,在惡劣的工作環(huán)境下極易出現(xiàn)各種失效[4].

斜軋工藝常用于管材和軸類件的制造,近年來(lái)在空心軸領(lǐng)域研究成果較多.束學(xué)道等[5]利用Simufact 有限元軟件,分析了高速列車空心車軸帶芯棒的三輥斜軋成形過(guò)程的可行性.Xia 等[6]提出將三輥斜軋運(yùn)用到多臺(tái)階空心軸的制造,并得到了最優(yōu)轉(zhuǎn)速組合.李勝祗等[7]利用有限元工具探究了三輥斜軋過(guò)程中送進(jìn)角對(duì)定徑減徑量的影響.Gryc 等[8]利用有限元工具探究了三輥斜軋過(guò)程中工藝參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響.Pater 等[9-11]對(duì)卡車和汽車車軸進(jìn)行了有限元仿真和實(shí)驗(yàn)研究,并開發(fā)了一臺(tái)數(shù)控斜軋機(jī).王付杰等[12]首次介紹了無(wú)縫鋼管的斜連軋工藝及特點(diǎn),并研制了一臺(tái)斜連軋實(shí)驗(yàn)機(jī)組.隨后,陳建勛等[13]和毛飛龍等[14]在該機(jī)組上開展實(shí)際軋制實(shí)驗(yàn),并結(jié)合有限元仿真應(yīng)力變化分析,驗(yàn)證了無(wú)縫鋼管的斜連軋工藝的可行性.牛旭等[15]進(jìn)一步對(duì)工藝參數(shù)進(jìn)行修正,得到斜連軋各輥組之間的轉(zhuǎn)速關(guān)系.但是三輥斜軋工藝主要集中于封閉螺旋孔型中較短回轉(zhuǎn)體或等截面回轉(zhuǎn)體的成形,并且在加工時(shí)要求使用空心軸坯,導(dǎo)致工序仍然冗長(zhǎng).斜連軋工藝雖然減少了工序,但是只能成形空心管材,無(wú)法成形階梯軸.

本文提出了運(yùn)用多輥系斜軋技術(shù)的空心軸穿軋一體化成形新工藝,并以航空渦輪軸坯為研究對(duì)象,對(duì)穿軋一體化成形過(guò)程中金屬流動(dòng)進(jìn)行仿真模擬,研究了成形過(guò)程中軋件應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)、力能參數(shù)的變化規(guī)律,以期為航空渦輪軸穿軋一體化成形提供理論支持.

1 穿軋一體化成形原理

穿軋一體化成形是指初始軸坯在經(jīng)過(guò)多道次斜軋連續(xù)變形的同時(shí)進(jìn)行穿孔,從而最終得到所需的空心階梯渦輪軸,其原理如圖1 所示.考慮到渦輪軸大斷面收縮率的要求以及材料難加工的特性,整個(gè)軋制過(guò)程分3 部分: 穿孔段、一道次減徑段、二道次減徑段.其中穿孔成形是使用2 個(gè)送進(jìn)角α(軋輥軸線與軋件軸線偏轉(zhuǎn)角度,圖1(a))的桶形軋輥分布在軋件兩側(cè),并以相同的速度繞自身軸線同向旋轉(zhuǎn),軋件在被軋輥咬入后利用兩者之間的摩擦進(jìn)行軸向運(yùn)動(dòng)和自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),再配合頂桿完成內(nèi)孔成形.減徑成形使用3 個(gè)送進(jìn)角α的盤形軋輥,其在空間上相對(duì)軋件軸線呈120°對(duì)稱分布,在盤形軋輥?zhàn)赞D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)通過(guò)軋輥成形角β(圖1(c))對(duì)軋件的作用,不僅能減徑延伸成形階梯外表面,還能提供軋件軸向運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力,以加快軋制速度.在軋制過(guò)程中,相鄰2 組軋輥乃至3 組軋輥同時(shí)作用于軋件形成連續(xù)軋制關(guān)系,以實(shí)現(xiàn)穿軋一體化.軋制過(guò)程的運(yùn)動(dòng)分2 部分: (1)3 組軋輥繞自身軸線同向自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)(圖1(b));(2)軋件與頂桿的相對(duì)運(yùn)動(dòng).

圖1 穿軋一體化成形原理圖

2 有限元模型建立

2.1 軋輥設(shè)計(jì)與建模

結(jié)合已有的軋輥尺寸[16],各輥組參數(shù)見表1.

表1 各輥組的尺寸參數(shù)

本文選取1:3 航空渦輪軸坯作為研究對(duì)象,尺寸如圖2 所示.根據(jù)等體積原則計(jì)算后,選用外徑50 mm、長(zhǎng)度250 mm 的坯料進(jìn)行軋制.同時(shí),為了方便穿孔,坯料芯部經(jīng)過(guò)預(yù)處理保留5 mm 的內(nèi)孔.

圖2 1:3 航空渦輪軸(單位: mm)

為使2 組減徑輥組同時(shí)作用在軋件上時(shí)能夠有效配合,D2、D3、M2和M3須滿足以下要求:

通過(guò)限定階梯軸段與對(duì)應(yīng)道次減徑輥組的直徑關(guān)系,可以有效防止各減徑輥組3 個(gè)軋輥在徑向上的干涉.通過(guò)優(yōu)化軋輥的尺寸,不僅可以提高渦輪軸的成形質(zhì)量,降低次品率,還能夠減小生產(chǎn)設(shè)備的尺寸,大大降低加工難度和生產(chǎn)成本.有限元模型如圖3 所示.

圖3 穿軋一體化成形的有限元模型

2.2 材料屬性及網(wǎng)格劃分

渦輪軸材料采用鎳基高溫合金GH4169,該材料的本構(gòu)方程為[17]:

查閱已有資料[18]得到有限元仿真中需要提供的材料參數(shù)有: 鎳基高溫合金GH4169 的泊松比v為0.29,密度ρ為8 190 kg·m-3,熱膨脹系數(shù)α為1.3×10-5K-1,熱導(dǎo)率λ為11.4 W·(m·K)-1,比熱容c為0.435 J·(g·K)-1.

在Simufact 軟件中,選用六面體單元類型對(duì)軋件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,考慮到目標(biāo)軸的最小壁厚尺寸,將網(wǎng)格單元尺寸設(shè)置為2.5 mm,將內(nèi)表面粗糙水平設(shè)置為1,最終創(chuàng)建初始網(wǎng)格單元20 736 個(gè).

2.3 初始條件和邊界條件

在穿軋一體化過(guò)程中軋件主要發(fā)生塑性變形,彈性變形量較小,因此將軋件定義為塑性體.將3組軋輥、頂桿、定位環(huán)和推塊等模具定義為剛性體.

在實(shí)際生產(chǎn)中,為了更順利完成軋制過(guò)程,需要增大軋件和軋輥之間的摩擦力,通常會(huì)選擇在軋輥表面打出細(xì)小的凹坑來(lái)減小相對(duì)滑動(dòng),所以在模擬設(shè)置時(shí)可適當(dāng)增大摩擦比例因子來(lái)表示類似措施的效果.摩擦類型選擇自動(dòng)模式,軋件與3組軋輥之間的摩擦比例因子均設(shè)置為0.9,與頂桿、定位環(huán)和推塊之間的摩擦比例因子均設(shè)置為0.1.

軋件的初始預(yù)熱溫度設(shè)置為1 050 ℃,各模具的初始溫度均為150 ℃,環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃.

3 有限元仿真結(jié)果與分析

3.1 仿真過(guò)程及結(jié)果對(duì)比

渦輪軸穿軋一體化過(guò)程中軋件主要變形階段的應(yīng)變?nèi)鐖D4 所示.在推塊的勻速推動(dòng)下,軋件得到一定初速度,并在定位環(huán)的約束中沿著自身軸線進(jìn)行軸向運(yùn)動(dòng),直至與穿孔輥組和頂桿接觸(圖4(a)).與軋輥的摩擦力為軋件克服頂桿阻力積累足夠的軸向力,推動(dòng)軋件旋轉(zhuǎn)前進(jìn),軋件芯部金屬受頂桿施加的軸向和徑向的擠壓,沿著頂桿表面流向軋輥與頂桿之間,在軋件長(zhǎng)度變長(zhǎng)的同時(shí),軋件的壁厚逐漸變薄(圖4(b)).在順利突破通過(guò)穿孔輥組后,軋件以穩(wěn)定的軸向速度和圓周速度進(jìn)入第一道次減徑輥組中,此時(shí)穿孔輥組與第一道次減徑輥組同時(shí)作用在軋件上形成連續(xù)變形,軋件外徑進(jìn)一步減小,實(shí)現(xiàn)第一道次減徑(圖4(c)).隨著軋件繼續(xù)軸向運(yùn)動(dòng),與第二道次減徑輥組接觸,此時(shí)3 組軋輥同時(shí)作用在軋件上形成多輥系連軋,軋件外徑進(jìn)一步收縮,實(shí)現(xiàn)第二道次減徑(圖4(d)),實(shí)現(xiàn)短流程效果.在第三階梯軸段的長(zhǎng)度滿足要求后,第二道次減徑輥組離開軋件,此時(shí)再次出現(xiàn)穿孔輥組與第一道次減徑輥組同時(shí)作用在軋件上的情況(圖4(e)).內(nèi)孔完全成形后,穿孔輥組離開軋件,第一道次減徑輥組繼續(xù)加工第二階梯軸段(圖4(f)).當(dāng)完全滿足目標(biāo)軸尺寸后,第一道次減徑輥組離開軋件,即可得到所需目標(biāo)軸.

圖4 渦輪軸穿軋一體化成形過(guò)程

仿真結(jié)果與目標(biāo)軸形狀對(duì)比如圖5 所示,整體形狀尺寸均符合目標(biāo)軸設(shè)計(jì)要求,軋件沒(méi)有出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)、斷裂、塌陷等缺陷,表明穿軋一體化成形擁有良好的成形效果.

圖5 仿真結(jié)果與目標(biāo)軸形狀對(duì)比

作為一個(gè)新工藝,也存在一些不盡完美的地方,如在仿真結(jié)果中可見,第二階梯軸段外表面存在輕微堆料,頭部?jī)?nèi)孔存在不等徑,尾部存在凸起,這些都將是穿軋一體成形后期需要去除的加工余量.

對(duì)于第二階梯軸段外表面的堆料問(wèn)題進(jìn)行受力分析,結(jié)果如圖6 所示.在三輥組階段(圖4(d))時(shí),該處金屬受到第一道次減徑輥組的推力F1向左流動(dòng),而穿孔輥組阻擋了金屬進(jìn)入成形區(qū),向左流動(dòng)的金屬在遇到穿孔輥組后受到向右的阻力F2,同時(shí)軋件芯部存在頂桿的阻力F3,金屬無(wú)法向內(nèi)流動(dòng).在3 個(gè)力的共同作用下,金屬向外表面凸起,出現(xiàn)堆料現(xiàn)象.

圖6 第二階梯軸段受力示意圖

對(duì)于頭部?jī)?nèi)孔不等徑和尾部凸起的問(wèn)題,對(duì)內(nèi)孔及軋輥進(jìn)行受力分析,結(jié)果如圖7 所示.穿孔時(shí),軋件芯部受到頂桿的沖擊向內(nèi)發(fā)生變形,由于頂桿直徑遠(yuǎn)小于軋件外徑,在軋件芯部出現(xiàn)了應(yīng)力集中,并且由內(nèi)向外逐漸減小,導(dǎo)致軋件頭部金屬變形伸長(zhǎng)量不同,形成一個(gè)“喇叭狀”的凹坑(如圖4(b)軋件最右端面所示),該凹坑有利于頂桿錐部對(duì)準(zhǔn)軋件中心,減小壁厚不均問(wèn)題.當(dāng)凹坑接觸減徑軋輥時(shí),軋件外表面金屬受到壓力F4被逐漸壓下,被壓下的金屬沿徑向流動(dòng),而軋件內(nèi)表面金屬在頂桿摩擦的作用下受到推力F5沿軸向流動(dòng),在2 個(gè)力的作用下凹坑先后2 次變大,直至形成軋件頭部?jī)?nèi)孔不等徑問(wèn)題(圖4(c)和(d)).同理,當(dāng)軋件完成內(nèi)孔成形時(shí),軋件內(nèi)表面金屬在推力F5的作用下軸向流動(dòng),導(dǎo)致只在尾部芯部出現(xiàn)凸起問(wèn)題,不影響外徑的尺寸.

圖7 內(nèi)孔及軋輥受力示意圖

3.2 應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布

在整個(gè)穿軋一體化過(guò)程中,三輥組階段是最能體現(xiàn)成形特點(diǎn)的階段,因此專門對(duì)該階段進(jìn)行分析.

三輥組同時(shí)軋制時(shí),軋件的縱截面以及變形區(qū)各典型變形橫截面的應(yīng)力場(chǎng)分布如圖8 所示.

在穿孔時(shí)(截面1-1),軋件與穿孔輥組以及頂桿錐部同時(shí)接觸,接觸應(yīng)力分別從外表面的輥組與軋件接觸點(diǎn)向內(nèi)滲入,以及從內(nèi)表面向四周擴(kuò)散,此時(shí)呈現(xiàn)對(duì)向的徑向壓應(yīng)力與單一的軸向壓應(yīng)力.隨著軋件離開穿孔輥組(截面2-2),應(yīng)力值逐漸減小,內(nèi)表面應(yīng)力減小至幾乎為0,外表面相對(duì)穩(wěn)定,維持在193 MPa 上下.在軋件進(jìn)入第一道次減徑輥組后(截面3-3),接觸應(yīng)力從軋件外表面與輥組接觸的3 個(gè)點(diǎn)向內(nèi)滲入,軋件內(nèi)表面則受到頂桿的影響產(chǎn)生向外的阻力以保證內(nèi)孔尺寸不變.軋件繼續(xù)軸向前進(jìn)(截面4-4),軋件內(nèi)外表面應(yīng)力維持在70 MPa 上下,且軸壁中心應(yīng)力極小.在軋件進(jìn)入第二道次減徑輥組后(截面5-5),情況與截面3-3 類似,但內(nèi)表面應(yīng)力會(huì)隨著壓下量的增加而變大.截面6-6 為完全脫離模具部分,其應(yīng)力逐漸變小直至為0.總體看,穿軋一體化過(guò)程中應(yīng)力集中分布在穿孔段和兩段減徑段的變形區(qū)內(nèi),與軋輥和頂桿同時(shí)工作的接觸變形區(qū)的應(yīng)力大于其他自由變形區(qū),各階段的最大應(yīng)力值出現(xiàn)在軋輥成形區(qū)拐角處.

三輥組同時(shí)軋制時(shí),軋件的縱截面以及變形區(qū)各個(gè)重要橫截面的應(yīng)變場(chǎng)分布如圖9 所示.在第一階梯軸段上(截面1-1 和截面2-2),應(yīng)變從外表面開始逐漸向內(nèi)滲入,內(nèi)表面應(yīng)變較小,整體應(yīng)變量基本一致;在第二階梯軸段上(截面3-3 和截面4-4),外表面應(yīng)變隨減徑變形而快速變大,應(yīng)變達(dá)到4.60后不再繼續(xù)增大,內(nèi)表面由于頂桿的阻力導(dǎo)致變化過(guò)程相對(duì)緩慢;在第三階梯軸段上(截面5-5 和截面6-6),外表面應(yīng)變繼續(xù)變大達(dá)到最大值15.34,而內(nèi)表面應(yīng)變保持不變.總體看,穿軋一體化過(guò)程中外表面應(yīng)變比內(nèi)表面大,說(shuō)明在軋制時(shí)金屬由外表面向內(nèi)流動(dòng),減徑段應(yīng)變比穿孔段應(yīng)變大,且軋件橫截面應(yīng)變呈較為規(guī)則的環(huán)狀分布.

3.3 力能參數(shù)變化

穿軋一體化成形過(guò)程中,各輥組軋制力與頂桿軸向力的變化曲線如圖10 所示.當(dāng)只進(jìn)行穿孔成形時(shí)(2～25 s),穿孔輥組的軋制力在80～100 kN范圍內(nèi),頂桿軸向力在40 kN 上下,且兩者在成形初始階段都是線性增大.當(dāng)軋件進(jìn)入第一道次減徑輥組時(shí)(25～44 s),穿孔輥組的軋制力受到減徑輥組的影響出現(xiàn)減小趨勢(shì),減徑輥組的軋制力維持在105 kN 上下;同時(shí)由于減徑輥組對(duì)軋件的徑向壓力,使得軋件與頂桿的摩擦變大,頂桿軸向力也隨之增大至57 kN.在三輥組同時(shí)軋制時(shí)(44～80 s),穿孔輥組的軋制力再次減小至80 kN,而第一道次減徑輥組的軋制力增加至110 kN,遠(yuǎn)大于第二道次減徑輥組的軋制力(85 kN);頂桿的軸向力小幅度增大,穩(wěn)定在60 kN.隨后各輥組先后離開軋件表面,各軋制力隨之快速降低至0,但由于頂桿與軋件之間始終存在摩擦,因此完成穿孔后(90～100 s)仍然存在一定的軸向力.

圖10 穿軋一體化成形的力能參數(shù)曲線

4 結(jié)論

(1)提出了一種航空渦輪軸的穿軋一體化成形工藝,利用有限元軟件,研究了軋件成形過(guò)程中各階段的變形情況,仿真結(jié)果與目標(biāo)軸形狀尺寸的對(duì)比表明,新工藝擁有良好的成形效果.模擬結(jié)果中的堆料、凹坑、凸起等缺陷是變形過(guò)程中金屬流動(dòng)規(guī)律形成的力學(xué)行為的共同作用結(jié)果.

(2)分析了穿軋一體化過(guò)程中三輥組階段軋件的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的分布和力能參數(shù)的變化規(guī)律.最大等效應(yīng)力為630.99 MPa,集中分布在各輥組的變形區(qū)內(nèi);3 個(gè)階梯軸段的最大等效應(yīng)變分別為4.60、10.74、15.34,且軋件橫截面應(yīng)變呈現(xiàn)規(guī)則的環(huán)狀分布.外表面應(yīng)力應(yīng)變高于內(nèi)表面的原因是輥組對(duì)軋件的作用遠(yuǎn)大于頂桿,外表面的形變程度比內(nèi)表面更劇烈.三輥組同時(shí)軋制時(shí),穿孔軋制力為80 kN,第一道次減徑輥組軋制力為110 kN,第二道次減徑輥組軋制力為85 kN,頂桿軸向力為60 kN,以上數(shù)據(jù)可為后續(xù)的參數(shù)優(yōu)化提供參考.

(3)驗(yàn)證了穿軋一體化制造航空渦輪軸坯的可行性,為進(jìn)一步開展相關(guān)研究奠定了基礎(chǔ).