雙列圓錐滾子軸承外側(cè)成形工藝方案的數(shù)值模擬

雙列圓錐滾子軸承外側(cè)成形工藝方案的數(shù)值模擬

圓軸壓壓是一種承受大徑向力和單一方向軸向力的滾動(dòng)軸承。它具有高耐載性和高可靠性。這是在機(jī)械、汽車、船舶等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛的關(guān)鍵旋轉(zhuǎn)支撐零件。軸承外圈具有高度和內(nèi)徑大、中間壁厚大，兩端壁厚小的特點(diǎn)，截面形狀復(fù)雜，是一種典型的異形環(huán)件，如圖1所示。對(duì)于矩形截面環(huán)件，環(huán)坯形狀簡(jiǎn)單，采用矩形環(huán)坯軋制成形，即可獲得合格的鍛件因此，本文針對(duì)軸承外圈鍛件，設(shè)計(jì)3種不同形狀的環(huán)坯，從而制定了3種成形方案。利用Simufact有限元軟件，對(duì)軸承外圈成形全過程進(jìn)行了仿真分析，研究了3種形狀的環(huán)坯對(duì)軸承外圈成形效果的影響，揭示了3種形狀的環(huán)坯鍛造成形所需的載荷。在此基礎(chǔ)上，確定了軸承外圈最佳成形工藝方案，旨在為生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)。1建模及其有限預(yù)算1.1成形環(huán)坯設(shè)計(jì)對(duì)于中小型軸承環(huán)而言，大多通過鍛造來獲得環(huán)坯，然后在軋環(huán)機(jī)上軋制成形，這是一種較先進(jìn)而普遍的工藝。本文基于體積相等，形狀相似及截面積相等原則，設(shè)計(jì)了內(nèi)雙錐度型環(huán)坯，如圖2(a）所示；基于體積相等，考慮金屬體積合理分配，設(shè)計(jì)了外雙錐度型環(huán)坯，如圖2(b）所示；基于體積相等，考慮制坯方便性及金屬體積合理分配，設(shè)計(jì)了外單錐度型環(huán)坯，如圖2(c）所示。因此，根據(jù)3種環(huán)坯的形狀特點(diǎn)，制定了3種軸承外圈鍛造工藝路線，即3種軸承外圈成形方案。方案1：采用內(nèi)雙錐度型環(huán)坯，此環(huán)坯形狀與軸承外圈接近。根據(jù)體積相等原則，確定棒料尺寸為準(zhǔn)120mm×194mm，通過中頻感應(yīng)加熱，經(jīng)過壓力機(jī)鐓粗、預(yù)鍛、終鍛和沖連皮后獲得環(huán)坯，然后軋制成形得到軸承外圈鍛件。方案2：采用外雙錐度型環(huán)坯，此環(huán)坯形狀較為復(fù)雜。根據(jù)體積相等原則，確定棒料尺寸為準(zhǔn)120mm×218mm，通過中頻感應(yīng)加熱，經(jīng)過壓力機(jī)鐓粗、開式模鍛和沖切連皮飛邊獲得環(huán)坯，然后軋制成形獲得軸承外圈鍛件。方案3：采用外單錐度型環(huán)坯，此環(huán)坯形狀較為簡(jiǎn)單。根據(jù)體積相等原則，確定棒料尺寸為準(zhǔn)120mm×197.6mm，通過中頻感應(yīng)加熱，經(jīng)過壓力機(jī)鐓粗、成形、沖連皮和平高后獲得環(huán)坯，然后軋制成形得到軸承外圈鍛件。1.2工件材料及模具的設(shè)置圖3為不同成形方案下的各工步有限元模型。在模型中，工件材料選用GCr15軸承鋼，模具設(shè)置為剛體，模具材料選用H13模具鋼，忽略模具溫度變化及磨損；工件的始鍛溫度為1150℃，與環(huán)境的傳熱系數(shù)為50W/(m2綜合方案的結(jié)果和分析2.1環(huán)坯成形工藝對(duì)軸承系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的影響分析本文采用圓度誤差和關(guān)鍵幾何尺寸兩個(gè)工藝指標(biāo)評(píng)價(jià)3種成形方案下的軸承外圈鍛件成形效果。圖4為3種成形方案下環(huán)件軋制得到的軸承外圈鍛件剖視圖。經(jīng)過測(cè)量分析，得到3種成形方案下的軸承外圈圓度誤差數(shù)據(jù)，如表1所示。比較表1中的數(shù)據(jù)可知，方案1成形的軸承外圈圓度誤差最好，這主要因?yàn)榄h(huán)坯形狀與鍛件類似，金屬分配較為合理，軋制過程穩(wěn)定；方案2成形的軸承外圈圓度誤差較差；方案3成形的軸承外圈圓度誤差較好。經(jīng)過測(cè)量，獲得3種成形方案下軸承外圈的關(guān)鍵幾何尺寸數(shù)據(jù)，如表2所示。分析表2中的數(shù)據(jù)可知，與軸承外圈鍛件幾何尺寸相比，方案1獲得的軸承外圈在外徑、內(nèi)徑、高度上存在的誤差值分別為1.96%、2.48%、0.36%；方案2獲得的軸承外圈在外徑、內(nèi)徑、高度上存在的誤差值分別為1.32%、0.9%、0.12%；方案3獲得的軸承外圈在外徑、內(nèi)徑、高度上存在的誤差值分別為1.54%、1.95%、0.06%。2.2模鍛工步及工步過程基本過程載荷-行程曲線對(duì)于方案1，在制坯階段，預(yù)鍛工步和終鍛工步所需載荷均較大。因此，本文針對(duì)該兩個(gè)工步開展分析。圖5為方案1中預(yù)鍛和終鍛工步的載荷-行程曲線圖。圖6(a）為方案1中預(yù)鍛工步金屬填充型腔過程。由圖5中預(yù)鍛和圖6(a）可知，在凸模與金屬剛接觸階段，載荷-行程曲線較為平緩，載荷緩慢增加，此時(shí)，在凸模壓力作用下，金屬主要沿徑向流動(dòng)，填充凹模型腔，類似于鐓粗過程；在凸模下行約12.3mm時(shí)，載荷小幅度增加，此時(shí)，凹模型腔間隙填充過程基本結(jié)束，金屬沿軸向流動(dòng)，填充由凸模與凹模組成的型腔。在凸模下行約54.4mm處，載荷-行程曲線斜率急劇增大，載荷大幅度增加，此時(shí)，由凸模和凹模組成的密閉型腔基本充填完成，由于金屬不可壓縮，導(dǎo)致載荷的大幅增加。圖6(b）為方案1中終鍛工步金屬填充型腔過程。由圖5可知，在預(yù)鍛成形終了階段，載荷出現(xiàn)最大值，其值為12899.8kN。在終鍛工步，載荷最大值為9759.67kN。對(duì)于方案2，在制坯階段，環(huán)坯所需載荷最大值出現(xiàn)在模鍛工步，因此本文只研究該工步即可。圖7為方案2模鍛工步載荷-行程曲線。圖8為方案2模鍛工步金屬填充型腔過程。由圖7、8可知，在凸模與金屬剛開始接觸階段時(shí)，載荷-行程曲線較為平緩，載荷較小。這主要是因?yàn)榻饘傺貜较蛄鲃?dòng)，使金屬與凹模內(nèi)壁接觸，進(jìn)而填充凹模。在凸模下行約35mm時(shí)，金屬徑向填充凹模型腔過程基本結(jié)束，在凸模的壓力下，金屬主要沿軸向自由流動(dòng)，該過程類似反擠壓成形，此階段，載荷-行程曲線仍較為平緩，載荷緩慢增加。在凸模下行約95mm處，金屬與凸模側(cè)壁接觸，金屬沿軸向自由流動(dòng)過程結(jié)束，開始填充凸模型腔，同時(shí)形成飛邊。此時(shí)，載荷-行程曲線斜率增大，載荷增長(zhǎng)較快。在凹模下行約114.3mm處，凸模型腔充填基本完成，多余金屬沿徑向流動(dòng)，形成飛邊。此時(shí)，載荷-行程曲線斜率急劇增大，載荷大幅增加，出現(xiàn)載荷最大值，其值為15203.8kN。對(duì)于方案3，在制坯階段，成形工步所需載荷較大，因此研究該工步的成形過程。圖9為成形方案3中成形工步載荷-行程曲線圖。圖10為方案3中成形工步金屬填充型腔過程。由圖9、10可知，在凸模與金屬剛接觸階段，載荷增加到一定值后，載荷-行程曲線較為平緩，緩慢增加。在該階段，金屬主要沿徑向流動(dòng)，填充凹模型腔，類似鐓粗過程。在凸模下行約36.2mm處，載荷-行程曲線有一定程度的躍遷，然后趨于平緩。在行程117mm時(shí)，金屬徑向流動(dòng)過程基本結(jié)束，由于受到模腔約束，金屬沿凹模側(cè)壁軸向流動(dòng)，類似于反擠壓過程。隨著凸模下行距離的增加，金屬與凹模和凸模接觸面積增加，導(dǎo)致載荷逐漸增大。在成形終了，載荷達(dá)最大值為4244.4kN。2.3環(huán)坯鑄造成形所需載荷對(duì)比分析對(duì)比3種成形方案下軸承外圈軋制成形效果可知，從圓度誤差來說，方案1獲得的軸承外圈圓度誤差最好，方案2獲得的軸承外圈圓度誤差較差，方案3獲得的軸承外圈圓度誤差較好；從關(guān)鍵尺寸來說，3種成形方案尺寸誤差均較小，均在合理范圍內(nèi)。結(jié)合圖4可知，采用3種成形方案均能獲得合格的軸承外圈鍛件。由模擬結(jié)果可知，在方案1下，環(huán)坯鍛造成形所需載荷較大，最大值出現(xiàn)在預(yù)鍛工步，其值為12899.8kN；在方案2下，毛坯鍛造成形所需載荷最大，為15203.8kN；在方案3下，毛坯鍛造成形所需載荷最小，其值為4244.4kN。由此，采用方案3成形軸承外圈鍛件，環(huán)坯鍛造成形所需載荷與方案1和方案2相比，分別降低67.1%和72.1%。比較3種成形方案的模擬結(jié)果可知，綜合考慮軸承外圈成形效果和制坯所需載荷，確定方案3為軸承外圈成形的較優(yōu)工藝方案。3充填成形質(zhì)量圖11為方案3模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。由圖11可知，軸承外圈鍛件臺(tái)階充填飽滿，上下端面平整，棱角分明，成形質(zhì)量高。經(jīng)過實(shí)際測(cè)量，軸承外圈外徑值為235.4mm，內(nèi)徑值為190.4mm，高度值為165.6mm，幾何尺寸符合要求。由此可知，采用方案3，可以生產(chǎn)出合格的軸承外圈鍛件。4成形工藝尺