文/陳孝慶，孟瑞斌，關朕，王金鵬，強維濤·中國石油寶雞石油機械有限責任公司

本文針對16MnD軸承壓圈徑軸向熱輾軋過程，設計了三種不同尺寸的毛坯；進而以有限元模擬仿真軟件為平臺，建立可靠仿真模型，通過仿真試驗發(fā)現(xiàn)不同尺寸毛坯對輾軋過程輾軋力、溫度及應變場的影響規(guī)律，并通過實際生產(chǎn)進行工藝驗證。結(jié)果表明：輾軋比2.6下成形環(huán)件溫度、應變分布最為均勻。

16MnD鋼軸承壓圈為風力發(fā)電設備風機上重要結(jié)構(gòu)件，為典型厚壁盤型環(huán)件，低溫沖擊性能要求高，輾軋生產(chǎn)難度較大，容易在端面產(chǎn)生凹槽缺陷，成形質(zhì)量難以保證，因此軋制工藝的設計特別是毛坯的設計就顯得尤為重要。毛坯設計是環(huán)鍛件輾軋工藝設計的重點，環(huán)坯初始尺寸直接決定了輾軋過程的總鍛比，及徑軸向變形量的匹配，進而影響環(huán)鍛件內(nèi)部組織分布及輾軋過程中芯輥和上錐輥的操控匹配。

實際生產(chǎn)過程中，環(huán)鍛件輾軋毛坯設計的重點主要在于：⑴制坯簡單方便、原材料利用率高、能源消耗低；⑵徑軸向變形量匹配好，便于操作人員輾軋操控。國內(nèi)外相關研究人員也對環(huán)件輾軋毛坯設計進行了深入研究，分別從理論分析和試驗驗證提出了不同的設計方法。本公司針對風電產(chǎn)品——某型號軸承壓圈(圖1)，首先以有限元模擬仿真軟件為平臺，進行建模仿真試驗，對該環(huán)件的輾軋毛坯進行了仿真設計，然后進行實際生產(chǎn)驗證。

毛坯尺寸設計

環(huán)鍛件熱輾軋過程中，毛坯與環(huán)鍛件的尺寸對比關系如圖2所示。本文采用基于輾軋比和徑軸向變形量分配比的毛坯尺寸設計方法進行仿真設計，根據(jù)此方法，在給定環(huán)鍛件尺寸的情況下，毛坯尺寸由輾軋比和徑軸向變形量分配比確定。

圖2 環(huán)件徑軸向輾軋變形模式示意圖

徑軸向變形量分配比，為環(huán)件成形前后的高度差與壁厚差的比值，決定軋制過程徑向與軸向的相對變形量。輾軋比是毛坯與成形環(huán)件的截面積之比。當徑軸向變形量分配比、輾軋比以及環(huán)鍛件尺寸(圖1)給定時，根據(jù)體積不變原理毛坯尺寸即可確定。通過理論計算及實際生產(chǎn)芯輥外徑尺寸，本文輾軋比分別取2.4，2.6，2.8，根據(jù)生產(chǎn)經(jīng)驗并參考文獻，取徑軸向變形量分配比為0.6，不同輾軋比毛坯尺寸見表1。

表1 不同輾軋比下的毛坯尺寸

16MnD軸承壓圈熱輾軋仿真模型的建立

在已有研究所建模型的基礎上導入16MnD鋼的本構(gòu)模型及熱導率、比熱容、熱膨脹系數(shù)等參數(shù)建立了可靠的16MnD軸承壓圈熱輾軋仿真模型，如圖3所示。

圖3 16MnD軸承壓圈熱輾軋仿真模型

該模型建模關鍵技術如下：

(1)考慮實際生產(chǎn)工況設置接觸熱傳導、輻射熱傳導、對流換熱及形變熱效應等參數(shù)，模擬輾軋過程中毛坯溫度的變化，實現(xiàn)16MnD軸承壓圈輾軋過程的熱力耦合模擬。

(2)通過設定實時讀取毛坯外徑尺寸信息來控制抱輥、錐輥和芯輥的運動，實現(xiàn)各軋輥協(xié)調(diào)配合運動的模擬。給定軋制過程，各軋輥的運動主要將由輾軋過程中毛坯的實時外徑、高度和壁厚控制，其余仿真參數(shù)見表2。

表2 模擬仿真參數(shù)

仿真結(jié)果分析與討論

不同輾軋比毛坯下輾軋力的變化規(guī)律

圖4為三種不同輾軋比下毛坯輾軋過程中輾軋力的變化曲線。從圖中可知，隨著輾軋比的增大，輾軋力呈增大趨勢，輾軋比2.8時輾軋力相對最大，且隨著輾軋環(huán)件的長大，均逐漸減小。這主要是因為：隨著輾軋比的增大，初始毛坯的截面積增大，輾軋初期參與變形的金屬越多，變形抗力更大，更不易輾透，故輾軋力逐漸增大；隨著輾軋環(huán)件的逐漸長大，環(huán)件截面積減小，變形抗力逐漸降低，故輾軋力下降。

圖4 不同輾軋比下毛坯輾軋過程中徑軸向軋制力變化趨勢

不同輾軋比下毛坯應變場的分布規(guī)律

圖5所示為不同輾軋比下毛坯環(huán)鍛件等效塑性應變分布云圖，從圖中可知，三種輾軋比下環(huán)鍛件等效塑性應變分布規(guī)律基本一致，環(huán)件內(nèi)外圈的應變較大，且隨著輾軋比的增大，應變增大，輾軋比2.6時環(huán)鍛件整體變形更為均勻，這與輾軋受力情況一致。

圖5 不同輾軋比下成形環(huán)件等效塑性應變場分布云圖

不同輾軋比下毛坯溫度場的分布規(guī)律

圖6所示為不同輾軋比下毛坯環(huán)鍛件溫度場分布云圖，可以看出，三種輾軋比下環(huán)件溫度場的分布規(guī)律基本一致，環(huán)鍛件內(nèi)外層相對心部溫度較高，端面心部溫度最低，輾軋比2.6時環(huán)鍛件溫度分布相對更為均勻。這主要是因為輾軋過程中，環(huán)件內(nèi)外圈變形熱效應產(chǎn)生的熱量大于與環(huán)境、軋輥之間的對流換熱及接觸傳熱損失的熱量，故溫度較高，而心部變形相對較小，變形熱效應產(chǎn)生的熱量較少，故溫度較低；端面心部變形量最小，且熱量損失最大，故端面心部溫度最低；輾軋比2.6時環(huán)件變形最為均勻，故溫度分布也最均勻，鍛后組織也更為均勻。綜合考慮仿真試驗結(jié)果，輾軋比2.6對應毛坯成形的環(huán)鍛件最優(yōu)。

圖6 不同輾軋比下成形環(huán)件溫度場分布云圖

生產(chǎn)驗證

根據(jù)仿真試驗結(jié)果，進行實際生產(chǎn)試制。毛坯采用燃氣爐加熱到始鍛溫度1180℃，然后在16MN快鍛機上兩次鐓拔后按輾軋比2.6進行制坯φ1130mm×φ385mm×305mm，制坯后回爐加熱至1180℃，并保溫2小時，通過1火次在臥式輾環(huán)機上輾軋至工藝尺寸，鍛后及時退火處理，環(huán)鍛件表面質(zhì)量良好，無凹槽等缺陷，如圖8、圖9所示。經(jīng)過實際生產(chǎn)驗證，所設計的輾軋比為2.6時毛坯方案是可行的。

圖7 實際輾軋過程

圖8 輾軋成形環(huán)件

結(jié)論

針對該軸承壓圈，在給定合理的徑軸向變形量分配比的情況下：

⑴輾軋比為2.8時，不容易輾透，且軋制力較大，對設備輾軋力要求較高；

⑵輾軋比為2.4時，總變形量偏小，環(huán)鍛件總體輾軋變形不均勻，相應的內(nèi)部組織分布不均。

⑶綜合考慮設備能力和環(huán)鍛件總體輾軋變形的均勻性，并通過實際生產(chǎn)驗證，輾軋比2.6對應的毛坯最適合于本文軸承壓圈輾軋過程。