D0L:10.13374/.issn1001-053x.2012.11.009 第34卷第11期 北京科技大学学报 Vol.34 No.11 2012年11月 Journal of University of Science and Technology Beijing Now.2012 高颈法兰封闭轧制毛坯设计及工艺参数优化 束学道四肖旻孙宝寿 彭文飞 宁波大学机械工程与力学学院，宁波315211 ☒通信作者，E-mail:shuxuedao(@nbu.cdu.cn 摘要基于环形件轧制理论以及轧制过程中金属体积不变规律，确定了高颈法兰封闭轧制毛坯的设计原则以及工艺参数 的极限范围.通过有限元仿真模拟了高颈法兰封闭轧制成形过程，研究了工艺参数对轧制产品质量以及力能参数的影响规 律，并确定了本文所研究高颈法兰的最优工艺参数.在D51一450型轧环机上采用自行设计的模具进行了轧制试验，并将试验 结果与有限元模拟结果进行对比分析，验证了仿真结果的可靠性. 关键词法兰：轧制：毛坯设计：工艺参数：产品质量 分类号TG335.11 Blank design and process parameters optimization of high neck flange forming by closed ring rolling SHU Xue-dao,XIAO Min,SUN Bao-shou,PENG Wen-fei College of Mechanical Engineering and Mechanics,Ningbo University,Ningbo 315211,China Corresponding author,E-mail:shuxuedao@nbu.edu.cn ABSTRACT Based on the ring rolling theory and the principle of invariable volume during the rolling process,the design principle of flange blanks and the limit scope of process parameters were determined for producing high neck flanges.The closed ring rolling process of the flange blanks was simulated by a finite element model (FEM).According to the simulated results the optimal process parameters were obtained by analyzing the influences of process parameters on the product quality and the mechanical parameters.Closed ring rolling experiments of high neck flanges were carried out in a D51-450 ring rolling mill with a self-designed mould.The reliability of the finite element simulation was proved by comparing the simulated results with the experimental ones. KEY WORDS flanges:rolling:blank design:process parameters:product quality 高颈法兰又叫长颈法兰，目前己广泛应用于石 兰，与径轴向轧制工艺相比，由于采用上下挡板替代 油化工等领域.传统生产高颈法兰主要采用砂型铸 锥辊抑制金属轴向流动，减少了对锥辊轴向运动的 造法和锻造法，铸造法兰内部容易产生疏松等缺陷， 控制系统固，因此该工艺不仅可以克服传统工艺的 难以保证法兰的力学性能。锻造法成形的高颈法兰 不足，较径轴向轧制工艺还可以简化加工设备 质量较好，但是工序多，加工余量大.为了克服 本文基于环形件轧制理论以及轧制过程中金属 传统生产工艺的不足，目前部分厂家开始采用径轴 体积不变规律，确定了高颈法兰轧制毛坯的设计原 向轧制工艺成形高颈法兰.但是，由于高颈法兰 则以及工艺参数的极限范围.通过有限元模拟高颈 颈部壁较薄，底盘壁较厚且上下端面差异较大，因此 法兰的封闭轧制过程，研究了工艺参数对轧制产品 对轧环机上下锥辊控制要求较高；另外该设备结构 端面质量及力能参数的影响规律，并将分析结果与 复杂，成本较高.综上所述，以上均不是成形高颈法 试验结果进行对比，证明了高颈法兰封闭轧制工艺 兰的最佳工艺.本文采用封闭轧制工艺成形高颈法 是可行的. 收稿日期：201109-26 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51075216)：浙江省杰出青年基金资助项目(R1110646):浙江省自然科学基金资助项目 (LY12E05008)
第 34 卷 第 11 期 2012 年 11 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 11 Nov． 2012 高颈法兰封闭轧制毛坯设计及工艺参数优化 束学道 肖 旻 孙宝寿 彭文飞 宁波大学机械工程与力学学院，宁波 315211 通信作者，E-mail: shuxuedao@ nbu． edu． cn 摘 要 基于环形件轧制理论以及轧制过程中金属体积不变规律，确定了高颈法兰封闭轧制毛坯的设计原则以及工艺参数 的极限范围． 通过有限元仿真模拟了高颈法兰封闭轧制成形过程，研究了工艺参数对轧制产品质量以及力能参数的影响规 律，并确定了本文所研究高颈法兰的最优工艺参数． 在 D51--450 型轧环机上采用自行设计的模具进行了轧制试验，并将试验 结果与有限元模拟结果进行对比分析，验证了仿真结果的可靠性． 关键词 法兰; 轧制; 毛坯设计; 工艺参数; 产品质量 分类号 TG335. 11 Blank design and process parameters optimization of high neck flange forming by closed ring rolling SHU Xue-dao ，XIAO Min，SUN Bao-shou，PENG Wen-fei College of Mechanical Engineering and Mechanics，Ningbo University，Ningbo 315211，China Corresponding author，E-mail: shuxuedao@ nbu． edu． cn ABSTRACT Based on the ring rolling theory and the principle of invariable volume during the rolling process，the design principle of flange blanks and the limit scope of process parameters were determined for producing high neck flanges． The closed ring rolling process of the flange blanks was simulated by a finite element model ( FEM) ． According to the simulated results the optimal process parameters were obtained by analyzing the influences of process parameters on the product quality and the mechanical parameters． Closed ring rolling experiments of high neck flanges were carried out in a D51-450 ring rolling mill with a self-designed mould． The reliability of the finite element simulation was proved by comparing the simulated results with the experimental ones． KEY WORDS flanges; rolling; blank design; process parameters; product quality 收稿日期: 2011--09--26 基金项目: 国家自然科学基金资助项目 ( 51075216 ) ; 浙江省杰出青年基金资助项目 ( R1110646 ) ; 浙江省自然科学基金资助项目 ( LY12E05008) 高颈法兰又叫长颈法兰，目前已广泛应用于石 油化工等领域． 传统生产高颈法兰主要采用砂型铸 造法和锻造法，铸造法兰内部容易产生疏松等缺陷， 难以保证法兰的力学性能． 锻造法成形的高颈法兰 质量较好，但是工序多，加工余量大［1--2］． 为了克服 传统生产工艺的不足，目前部分厂家开始采用径轴 向轧制工艺成形高颈法兰［3--5］． 但是，由于高颈法兰 颈部壁较薄，底盘壁较厚且上下端面差异较大，因此 对轧环机上下锥辊控制要求较高; 另外该设备结构 复杂，成本较高． 综上所述，以上均不是成形高颈法 兰的最佳工艺． 本文采用封闭轧制工艺成形高颈法 兰，与径轴向轧制工艺相比，由于采用上下挡板替代 锥辊抑制金属轴向流动，减少了对锥辊轴向运动的 控制系统［6］，因此该工艺不仅可以克服传统工艺的 不足，较径轴向轧制工艺还可以简化加工设备． 本文基于环形件轧制理论以及轧制过程中金属 体积不变规律，确定了高颈法兰轧制毛坯的设计原 则以及工艺参数的极限范围． 通过有限元模拟高颈 法兰的封闭轧制过程，研究了工艺参数对轧制产品 端面质量及力能参数的影响规律，并将分析结果与 试验结果进行对比，证明了高颈法兰封闭轧制工艺 是可行的． DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.11.009
第11期 束学道等：高颈法兰封闭轧制毛还设计及工艺参数优化 ·1333· 示，法兰轧制毛坯及轧制产品可分为上下两个部分 1 高颈法兰轧制毛坯设计及工艺参数选择 s表示底盘外径与颈部最大外径之差.在轧制过程 1.1高颈法兰轧制毛坯设计 中，当毛坯任意高度△h对应的体积△V在轧制过程 文献7]给出了高颈法兰的最优轧制毛坯形 中时刻保持不变且等于法兰产品任意高度△h对应 状，并未给出毛坯结构尺寸的设计原则.如图1所 的体积△V时，法兰成形效果最佳 图1法兰轧制毛坯(a)及轧制产品(b)尺寸 Fig.1 Dimensions of the flange blank (a)and the product (b) 单独考虑毛坯下半部分，该部分为矩形截面环 制过程中任意t时刻对应的毛坯颈部底面的内外 形件.设该部分轧制前内外径为T1和R,轧制结束 圆半径大小分别为R,和T,那么V。和V,可由下式 时内外径为2和R2·那么它们满足下式： 求出： π(R-t)2h1=π(R-)2h1 (1) =∫m【-xtand+R)2-(tag+）门d山 单独考虑毛坯上半部分（颈部），如图2所示. 设轧制时间为t,毛坯上部己有△h的高度与驱动 (2) 辊接触.设高度△h所对应的轧制后毛坯体积为 π【-xtany+R,)2-]dx. (3) V,高度△h所对应的轧制前毛坯体积为V。.当这 令V。=V,可得 两部分体积相等时，该部分成形效果最佳.设毛坯 tan a>tan B+tany. (4) 颈部底面的内外圆初始半径大小分别为R和，轧 (b) 芯 辊 图2坯料颈部尺寸变化.(a)初始时刻：(b)t时刻 Fig.2 Change in size of the upper part:(a)initial time:(b)time t 由式(4)可以得出α>B,这表示在轧制过程中 1.2高颈法兰轧制工艺参数选择 毛坯颈部外侧与驱动辊接触的速度大于内侧与芯辊 高颈法兰封闭轧制过程中最主要的工艺参数有 的接触速度.通过对上述式子分析可得，当α=B时 驱动辊的旋转角速度ω和芯辊的进给速度：，.在轧 a获得最小值，当B=y时α获得最大值，它们分 制过程中，法兰毛坯底盘先与驱动辊接触，一旦该部 别为 分能够顺利咬入则能保证后续轧制的继续进行，因 h2 tan 2 此在计算工艺参数时首先参考毛坯底盘尺寸.本文 min =arctan (5) 设计的模具及法兰毛坯结构尺寸如表1所示.将以 R+r 上参数分别代入驱动辊转速以及芯辊进给速度计算 公式得出工艺参数的取值范围图，如表2所示. 表1模具和毛坯的结构尺寸参数 Table 1 Size of the mould and the blank mm 外圆半径内圆半径 驱动辊工作半径 芯辊工作半径 (6) 391 300 310 140
第 11 期 束学道等: 高颈法兰封闭轧制毛坯设计及工艺参数优化 1 高颈法兰轧制毛坯设计及工艺参数选择 1. 1 高颈法兰轧制毛坯设计 文献［7］给出了高颈法兰的最优轧制毛坯形 状，并未给出毛坯结构尺寸的设计原则． 如图 1 所 示，法兰轧制毛坯及轧制产品可分为上下两个部分． s 表示底盘外径与颈部最大外径之差． 在轧制过程 中，当毛坯任意高度 Δh 对应的体积 ΔV 在轧制过程 中时刻保持不变且等于法兰产品任意高度 Δh 对应 的体积 ΔV 时，法兰成形效果最佳． 图 1 法兰轧制毛坯( a) 及轧制产品( b) 尺寸 Fig． 1 Dimensions of the flange blank ( a) and the product ( b) 单独考虑毛坯下半部分，该部分为矩形截面环 形件． 设该部分轧制前内外径为 r1和 R1，轧制结束 时内外径为 r2和 R2 ． 那么它们满足下式: π( R2 1 － r 2 1 ) 2 h1 = π( R2 2 － r 2 2 ) 2 h1 ． ( 1) 单独考虑毛坯上半部分( 颈部) ，如图 2 所示． 设轧制时间为 t，毛坯上部已有 Δh 的高度与驱动 辊接触． 设高度 Δh 所对应的轧制后毛坯体积为 Vt，高度 Δh 所对应的轧制前毛坯体积为 V0 ． 当这 两部分体积相等时，该部分成形效果最佳． 设毛坯 颈部底面的内外圆初始半径大小分别为 R 和 r，轧 制过程中任意 t 时刻对应的毛坯颈部底面的内外 圆半径大小分别为 Rt和 rt，那么 V0和 Vt可由下式 求出: V0 = ∫ Δh 0 π［( － xtanα + R) 2 － ( xtanβ + r) 2 ］dx， ( 2) Vt = ∫ Δh 0 π［( － xtanγ + Rt ) 2 － r 2 t］dx． ( 3) 令 V0 = Vt，可得 tan2 α ＞ tan2 β + tan2 γ． ( 4) 图 2 坯料颈部尺寸变化． ( a) 初始时刻; ( b) t 时刻 Fig． 2 Change in size of the upper part: ( a) initial time; ( b) time t 由式( 4) 可以得出 α ＞ β，这表示在轧制过程中 毛坯颈部外侧与驱动辊接触的速度大于内侧与芯辊 的接触速度． 通过对上述式子分析可得，当 α = β 时 α 获得最小值，当 β = γ 时 α 获得最大值，它们分 别为 αmin = ( arctan R2 tanγ － h2 3 tan2 γ R + ) r ， ( 5) αmax = ( arctan R + R2 + 4 3 h2 tan2 α [ 2 3 h2 tan2 γ + ( rt － R2 + s) tan 槡 γ ] 2 3 h ) 2 ． ( 6) 1. 2 高颈法兰轧制工艺参数选择 高颈法兰封闭轧制过程中最主要的工艺参数有 驱动辊的旋转角速度 ω 和芯辊的进给速度 v． 在轧 制过程中，法兰毛坯底盘先与驱动辊接触，一旦该部 分能够顺利咬入则能保证后续轧制的继续进行，因 此在计算工艺参数时首先参考毛坯底盘尺寸． 本文 设计的模具及法兰毛坯结构尺寸如表 1 所示． 将以 上参数分别代入驱动辊转速以及芯辊进给速度计算 公式得出工艺参数的取值范围［8］，如表 2 所示． 表 1 模具和毛坯的结构尺寸参数 Table 1 Size of the mould and the blank mm 外圆半径 内圆半径 驱动辊工作半径 芯辊工作半径 391 300 310 140 ·1333·
·1334· 北京科技大学学报 第34卷 表2极限工艺参数 芯辊进给速度不同时轧制力矩随时间变化的曲线 Table 2 Limit scope of process parameters 在轧制初期轧制力矩迅速增大.当轧制进行13时 驱动辊的旋转角速度/(rad·s1)芯辊的进给速度/(mmsl) 间之后，轧制力矩趋向平稳，并随轧制时间的推进而 缓慢增大.轧制力矩随着进给速度的增加而增大， 3 2 当轧件进入整圆阶段后，由于芯辊不进给，轧制力矩 3 减小.进给速度越高，轧制力矩减小的幅度越大 5 图6所示为芯辊进给速度恒定(v=3mm·s)驱动 辊转速不同时轧制力矩随时间变化的曲线.轧制力 2有限元仿真结果分析 矩随驱动辊转速的不同变化较小.在轧制初期，轧 制力矩大小基本相同.随着轧制过程的进行，轧制 2.1有限元模型建立 力矩随着驱动辊转速的增加而减小.当驱动辊转速 首先在CAD中建立模具及毛坯的二维模型，保 减小到一定程度时，其对轧制力矩基本没有影响. 存为dxf格式，然后导入到DEFORM软件Ring 因此在实际生产过程中，在允许范围内提高驱动辊 Rolling3D模块中，同时输入网格控制参数并自动划 转速可降低设备的负荷 分毛坯网格.最后定义边界条件以及模拟控制条件 并生成数据库文件，完成高颈法兰封闭轧制有限元 100 +=4mms-l 。-=3mmg -=2mm·s 模型的建立，如图3所示.轧制温度为1050℃，毛 80 +=1mm·g 坯材料为20MV,其材料本构关系如图4所示回 60 40 龙芯辊 驱动辊 20 0 10 203040506070 乳制时向/s 图5芯辊进给速度对轧制力矩的影响曲线 Fig.5 Influence of the feed velocity of the core roller on the rolling 轧件 torque 上下压板 图3高颈法兰封闭轧制有限元模型 100 Fig.3 Finite element model of a high neck flange in closed ring oll- 日80 ing 450r 流动应力 40 +=2r· 400 =3rmd·s 20 350 ★w=4rd·gl ◆=5md·sl 300 0 12 24 250 30 3642 轧制时间/s 200 150 图6驱动辊转速对轧制力矩的影响曲线 100 ◆←应变速率：0.1s1 Fig.6 Influence of the angular velocity of the drive roller on the roll- 50 -应变速率：100s1 ing torque 0 0.05 0.10.2 03 0.4 2.3工艺参数对轧制产品端面展宽量的影响分析 应变 由于高颈法兰有多个成形面，因此在轧制过程 图420MnV本构关系图 中容易产生端面缺陷.本文运用DEFORM软件中 Fig.4 Constitutive relation of 20MnV 点跟踪功能分别在轧制产品大小端面上等距选取适 2.2工艺参数对轧制力矩的影响分析 当数量的节点，并分别分析这些节点的展宽量，得到 力能参数是高颈法兰封闭轧制过程中的一个重 工艺参数对轧制产品端面展宽量的影响如图7 要指标.力能参数的大小不仅是轧制工艺参数的设 所示 计依据，而且也是轧环机结构设计、主电机选型的依 图7(a)所示为驱动辊转速恒定芯辊进给速度 据.图5所示为驱动辊转速恒定(w=5rad·s1)而 不同时轧制产品小端面各节点的展宽量，节点的展
北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 表 2 极限工艺参数 Table 2 Limit scope of process parameters 驱动辊的旋转角速度/( rad·s － 1 ) 芯辊的进给速度/( mm·s － 1 ) 2 1 3 2 4 3 5 4 2 有限元仿真结果分析 2. 1 有限元模型建立 首先在 CAD 中建立模具及毛坯的二维模型，保 存 为 dxf 格 式，然 后 导 入 到 DEFORM 软 件 Ring Rolling-3D模块中，同时输入网格控制参数并自动划 分毛坯网格． 最后定义边界条件以及模拟控制条件 并生成数据库文件，完成高颈法兰封闭轧制有限元 模型的建立，如图 3 所示． 轧制温度为 1 050 ℃，毛 坯材料为 20MnV，其材料本构关系如图 4 所示［9］． 图 3 高颈法兰封闭轧制有限元模型 Fig． 3 Finite element model of a high neck flange in closed ring rolling 图 4 20 MnV 本构关系图 Fig． 4 Constitutive relation of 20MnV 2. 2 工艺参数对轧制力矩的影响分析 力能参数是高颈法兰封闭轧制过程中的一个重 要指标． 力能参数的大小不仅是轧制工艺参数的设 计依据，而且也是轧环机结构设计、主电机选型的依 据． 图 5 所示为驱动辊转速恒定( ω = 5 rad·s － 1 ) 而 芯辊进给速度不同时轧制力矩随时间变化的曲线． 在轧制初期轧制力矩迅速增大． 当轧制进行 1 /3 时 间之后，轧制力矩趋向平稳，并随轧制时间的推进而 缓慢增大． 轧制力矩随着进给速度的增加而增大， 当轧件进入整圆阶段后，由于芯辊不进给，轧制力矩 减小． 进给速度越高，轧制力矩减小的幅度越大． 图 6 所示为芯辊进给速度恒定( v = 3 mm·s － 1 ) 驱动 辊转速不同时轧制力矩随时间变化的曲线． 轧制力 矩随驱动辊转速的不同变化较小． 在轧制初期，轧 制力矩大小基本相同． 随着轧制过程的进行，轧制 力矩随着驱动辊转速的增加而减小． 当驱动辊转速 减小到一定程度时，其对轧制力矩基本没有影响． 因此在实际生产过程中，在允许范围内提高驱动辊 转速可降低设备的负荷． 图 5 芯辊进给速度对轧制力矩的影响曲线 Fig． 5 Influence of the feed velocity of the core roller on the rolling torque 图 6 驱动辊转速对轧制力矩的影响曲线 Fig． 6 Influence of the angular velocity of the drive roller on the rolling torque 2. 3 工艺参数对轧制产品端面展宽量的影响分析 由于高颈法兰有多个成形面，因此在轧制过程 中容易产生端面缺陷． 本文运用 DEFORM 软件中 点跟踪功能分别在轧制产品大小端面上等距选取适 当数量的节点，并分别分析这些节点的展宽量，得到 工艺参数 对 轧 制 产 品 端 面 展 宽 量 的 影 响 如 图 7 所示． 图 7( a) 所示为驱动辊转速恒定芯辊进给速度 不同时轧制产品小端面各节点的展宽量． 节点的展 ·1334·
第11期 束学道等：高颈法兰封闭轧制毛还设计及工艺参数优化 ·1335· 1.8r (a) ◆-=4mm"s 6 ◆-w=2md,g1 。-=3mms1 -)=3ads-1 目14中 女=2mm·g1 年-=1mm·sl 这1.0* 0 0. P1 P3 P P5 P2 P3 P4 Ps 节点 节点 0.4 +=4mm·sl =3mm·s 0.25 ◆=2algl -0=3 rad.s-! r=2 mm 's 0.3 -r=I mm's 0.20 =4d =5ad- 0.15 0.2 0.10 0.1 0.05 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13 P14 P15 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13 P14 P15 节点 节点 图7工艺参数对轧制产品端面展宽量的影响.()不同进给速度下小端面的展宽量：(b)不同转速下小端面的展宽量：(c)不同进给速 度下大端面的展宽量：()不同转速下大端面的展宽量 Fig.7 Influence of process parameters on the broadening size:(a)broadening of the small head face at different feed speeds:(b)broadening of the small head face at different angular speeds:(c)broadening of the big head face at different feed speeds:(d)broadening of the big head face at differ- ent angular speeds 宽量随着芯辊进给速度的增加而减少，但随着芯辊 2.4最优工艺参数的确定 进给速度的增加，其对展宽量的影响逐渐减小.这 通过分析进给速度对展宽量的影响，可以得出 是由于当芯辊进给速度低时，轧制力较小，塑性区未 端面展宽量随着进给速度的增加而减小.当进给速 穿透整个壁厚，轧件表层金属的周向流动受内部未 度分别为v=3mms-1和v=4mm·s1时，端面展宽 变形金属的影响而受阻，迫使轴向流动加剧。轧件 量均较小；但进给速度v=4mm·s1情况下后期的平 内部节点展宽量小于轧件表面.这是由于轧制力渗 均轧制力矩较v=3mm·s提高30%以上.提高驱 透到轧件内部应力较小，金属流动速率低于表层金 动辊的转速不仅可降低轧制力矩并可减小轧制的端 属.图7(b)所示为芯辊进给速度恒定驱动辊转速 面展宽量.综上所述，本文中高颈法兰的最优轧制 不同时轧制产品小端面各节点的展宽量.随着驱动 工艺参数为：驱动辊转速w=5ads1,芯辊进给速 辊转速的增加，端面展宽量变小.这是由于驱动辊 度v=3mms- 转速低时，轧件每转咬入量增加，轧件咬入困难，金 3高颈法兰封闭轧制试验研究 属周向流动受阻，轴向流动加剧.因此在轧制过程 中，在满足设备正常运转的前提下，驱动辊转速越大 本文针对D51-450型轧环机开发了一套高颈 越好.中间节点的展宽量均出现负值.这是由于驱 法兰封闭轧制模具，并在河北东安集团精密轴料厂 动辊上部倾斜角对轧件施加了一个竖直向下的分 进行了高颈法兰封闭轧制试验.由于前文中研究的 力，促使了金属沿轴向向下流动，出现了负的展 高颈法兰尺寸较大，而本试验中需要针对不同工艺 宽量 参数进行多组轧制试验，考虑到试验成本，试验用法 图7(c)和(d)所示分别为驱动辊转速及芯辊 兰毛坯进行了1：5的缩小并进行了适当的优化.高 进给速度不同时轧制产品大端面各节点的展宽量. 颈法兰轧制产品如图8所示 展宽量随着芯辊进给速度及驱动辊转速的增加而减 3.1轧制力矩测量与对比 小.通过与小端面各节点的展宽量进行对比，可知 使用无线扭矩传感器0-)实时观测高颈法兰 大端面各节点的展宽量均很小.这是由于金属的轴 毛坯在轧制过程中轧制力矩的变化情况，并将测量 向流动受到下挡板的限制，因此大端面展宽量较小， 得出的试验数据与有限元模拟数据进行比较，如 端面较平整.下压板的设置，可有效提高轧制产品 图9所示.前10s为轧制时间，后2s为精整时间. 的端面质量 从图中可以看出，两条曲线的变化趋势基本相同，即
第 11 期 束学道等: 高颈法兰封闭轧制毛坯设计及工艺参数优化 图 7 工艺参数对轧制产品端面展宽量的影响． ( a) 不同进给速度下小端面的展宽量; ( b) 不同转速下小端面的展宽量; ( c) 不同进给速 度下大端面的展宽量; ( d) 不同转速下大端面的展宽量 Fig． 7 Influence of process parameters on the broadening size: ( a) broadening of the small head face at different feed speeds; ( b) broadening of the small head face at different angular speeds; ( c) broadening of the big head face at different feed speeds; ( d) broadening of the big head face at different angular speeds 宽量随着芯辊进给速度的增加而减少，但随着芯辊 进给速度的增加，其对展宽量的影响逐渐减小． 这 是由于当芯辊进给速度低时，轧制力较小，塑性区未 穿透整个壁厚，轧件表层金属的周向流动受内部未 变形金属的影响而受阻，迫使轴向流动加剧． 轧件 内部节点展宽量小于轧件表面． 这是由于轧制力渗 透到轧件内部应力较小，金属流动速率低于表层金 属． 图 7( b) 所示为芯辊进给速度恒定驱动辊转速 不同时轧制产品小端面各节点的展宽量． 随着驱动 辊转速的增加，端面展宽量变小． 这是由于驱动辊 转速低时，轧件每转咬入量增加，轧件咬入困难，金 属周向流动受阻，轴向流动加剧． 因此在轧制过程 中，在满足设备正常运转的前提下，驱动辊转速越大 越好． 中间节点的展宽量均出现负值． 这是由于驱 动辊上部倾斜角对轧件施加了一个竖直向下的分 力，促使了金属沿轴向向下流动，出 现 了 负 的 展 宽量． 图 7( c) 和( d) 所示分别为驱动辊转速及芯辊 进给速度不同时轧制产品大端面各节点的展宽量． 展宽量随着芯辊进给速度及驱动辊转速的增加而减 小． 通过与小端面各节点的展宽量进行对比，可知 大端面各节点的展宽量均很小． 这是由于金属的轴 向流动受到下挡板的限制，因此大端面展宽量较小， 端面较平整． 下压板的设置，可有效提高轧制产品 的端面质量． 2. 4 最优工艺参数的确定 通过分析进给速度对展宽量的影响，可以得出 端面展宽量随着进给速度的增加而减小． 当进给速 度分别为 v = 3 mm·s － 1 和 v = 4 mm·s － 1 时，端面展宽 量均较小; 但进给速度 v = 4 mm·s － 1 情况下后期的平 均轧制力矩较 v = 3 mm·s － 1 提高 30% 以上． 提高驱 动辊的转速不仅可降低轧制力矩并可减小轧制的端 面展宽量． 综上所述，本文中高颈法兰的最优轧制 工艺参数为: 驱动辊转速 ω = 5 rad·s － 1 ，芯辊进给速 度 v = 3 mm·s － 1 ． 3 高颈法兰封闭轧制试验研究 本文针对 D51--450 型轧环机开发了一套高颈 法兰封闭轧制模具，并在河北东安集团精密轴料厂 进行了高颈法兰封闭轧制试验． 由于前文中研究的 高颈法兰尺寸较大，而本试验中需要针对不同工艺 参数进行多组轧制试验，考虑到试验成本，试验用法 兰毛坯进行了 1∶ 5的缩小并进行了适当的优化． 高 颈法兰轧制产品如图 8 所示． 3. 1 轧制力矩测量与对比 使用无线扭矩传感器［10--11］实时观测高颈法兰 毛坯在轧制过程中轧制力矩的变化情况，并将测量 得出的试验数据与有限元模拟数据进行比较，如 图 9所示． 前 10 s 为轧制时间，后 2 s 为精整时间． 从图中可以看出，两条曲线的变化趋势基本相同，即 ·1335·
·1336· 北京科技大学学报 第34卷 120 100 以wt生7.-94 80 60 一实验数据 一模拟数据 20 4 6 12 轧制时间s 图9轧制力矩对比图 图8轧制成品 Fig.8 Rolled product Fig.9 Comparison of rolling moment 行测量，并将它们与理论值进行对比.图10所示为 轧制初期轧制力矩迅速增大，当轧制过程进行4s 轧制产品内外圆直径测量值与理论值之间的对比. 后，轧制力矩趋于稳定，并随着轧制的进行缓慢增 从图中可以得出最大内圆直径为143.24mm,最小 加，直到精整段轧制力矩迅速减小.试验测得的轧 内圆直径为139.64mm,平均内圆直径为 制力矩略大于有限元模拟数据，试验值与模拟值最 141.62mm,其中最大尺寸误差为3.24mm;最大外 大相对误差为17.4%，这是由于实际轧制过程中受 圆直径为199.20mm,最小外圆直径为195.32mm, 到诸多外界因素的影响，例如温度和摩擦力，这些因 平均外圆直径为197.37mm,其中最大尺寸误差为 素的改变均促使轧制力矩的增加，但模拟数据与试 3.20mm.通过对比可知，轧制产品内外圆直径比理 验数据之间的误差在容许的误差范围之内.试验结 论值略大.这是由实际生产过程中芯辊进给控制系 果验证了有限元仿真结果的正确性. 统的误差所造成的，但该尺寸满足产品设计需求 3.2轧制产品外形质量分析 因此通过封闭轧制工艺可以成形满足设计要求的高 分别在八个不同位置对轧制产品内外圆直径进 颈法兰 144 。一测量值 200r0b) ·一测量值 143, 理论值 199 一理论值 142 198 141 197 140 6 139 195 138 2 345678 194 2 345678 测量位置编号 测量位置编号 图10内圆(a)和外圆(b)直径测量值与模拟值对比 Fig.10 Comparison of inner diameter (a)and outside diameter (b)between the theoretical and experimental results 变小，凹陷得到缓解.大端面附近金属轴向流动受 4结论 到下挡板的限制，成形效果较好 (1)基于环形件轧制过程中体积不变原则，确 (4)给出了本文研究的高颈法兰最优轧制工艺 定了最优毛坯结构尺寸的设计原则，即颈部倾角α、 参数：驱动辊转速为5ad·s,芯辊进给速度为 内孔锥角B以及驱动辊倾角Y之间需满足关系式 3mms1.设计了一套高颈法兰封闭轧制模具，在 tan2a>tan2B+tan2y,并推导了毛坯尺寸的设计 D51450型轧环机上进行了轧制试验.试验结果与 公式. 有限元仿真结果基本一致，验证了有限元模拟的可 (2)轧制力矩在轧制初期迅速增大，并在轧制 靠性. 4s后趋于稳定，之后随着轧制的进行缓慢增大.轧 制力矩随着芯辊进给速度的增大而增大，而随着驱 参考文献 动辊转速的增加而略有减少. [1]Pang G H,Liu Y C,Sun K N,et al.Study on the new forming (3)轧制成品小端面中径处向下凹陷，并随着 technology of the high-neck flange.Steel Rolling,1994(1):21 芯辊进给速度以及驱动辊转速的增大，端面展宽量 (庞国华，刘援朝，孙康宁，等.高颈法兰成型新工艺的研究
北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 8 轧制成品 Fig． 8 Rolled product 轧制初期轧制力矩迅速增大，当轧制过程进行 4 s 后，轧制力矩趋于稳定，并随着轧制的进行缓慢增 加，直到精整段轧制力矩迅速减小． 试验测得的轧 制力矩略大于有限元模拟数据，试验值与模拟值最 大相对误差为 17. 4% ，这是由于实际轧制过程中受 到诸多外界因素的影响，例如温度和摩擦力，这些因 素的改变均促使轧制力矩的增加，但模拟数据与试 验数据之间的误差在容许的误差范围之内． 试验结 果验证了有限元仿真结果的正确性． 3. 2 轧制产品外形质量分析 分别在八个不同位置对轧制产品内外圆直径进 图 9 轧制力矩对比图 Fig． 9 Comparison of rolling moment 行测量，并将它们与理论值进行对比． 图 10 所示为 轧制产品内外圆直径测量值与理论值之间的对比． 从图中可以得出最大内圆直径为 143. 24 mm，最小 内 圆 直 径 为 139. 64 mm，平 均 内 圆 直 径 为 141. 62 mm，其中最大尺寸误差为 3. 24 mm; 最大外 圆直径为 199. 20 mm，最小外圆直径为 195. 32 mm， 平均外圆直径为 197. 37 mm，其中最大尺寸误差为 3. 20 mm． 通过对比可知，轧制产品内外圆直径比理 论值略大． 这是由实际生产过程中芯辊进给控制系 统的误差所造成的，但该尺寸满足产品设计需求． 因此通过封闭轧制工艺可以成形满足设计要求的高 颈法兰． 图 10 内圆( a) 和外圆( b) 直径测量值与模拟值对比 Fig． 10 Comparison of inner diameter ( a) and outside diameter ( b) between the theoretical and experimental results 4 结论 ( 1) 基于环形件轧制过程中体积不变原则，确 定了最优毛坯结构尺寸的设计原则，即颈部倾角 α、 内孔锥角 β 以及驱动辊倾角 γ 之间需满足关系式 tan2 α ＞ tan2 β + tan2 γ，并推导了毛坯尺寸的设计 公式． ( 2) 轧制力矩在轧制初期迅速增大，并在轧制 4 s 后趋于稳定，之后随着轧制的进行缓慢增大． 轧 制力矩随着芯辊进给速度的增大而增大，而随着驱 动辊转速的增加而略有减少． ( 3) 轧制成品小端面中径处向下凹陷，并随着 芯辊进给速度以及驱动辊转速的增大，端面展宽量 变小，凹陷得到缓解． 大端面附近金属轴向流动受 到下挡板的限制，成形效果较好． ( 4) 给出了本文研究的高颈法兰最优轧制工艺 参数: 驱动辊 转 速 为 5 rad·s － 1 ，芯辊进给速度为 3 mm·s － 1 ． 设计了一套高颈法兰封闭轧制模具，在 D51--450 型轧环机上进行了轧制试验． 试验结果与 有限元仿真结果基本一致，验证了有限元模拟的可 靠性． 参 考 文 献 ［1］ Pang G H，Liu Y C，Sun K N，et al． Study on the new forming technology of the high-neck flange． Steel Rolling，1994( 1) : 21 ( 庞国华，刘援朝，孙康宁，等． 高颈法兰成型新工艺的研究． ·1336·
第11期 束学道等：高颈法兰封闭轧制毛还设计及工艺参数优化 ·1337· 轧钢，1994(1)：21) (肖旻，束学道.坯料形状对轧制成形高颈法兰影响分析.热 2]Zhou C L,Yao K Y,Sun B Y.Experiments on high neck flange 加工工艺，2010,39(23)：120) rolling forming.Shanxi Mach,2000(1)26 [8]Hua L.Huang X G,Zhu C D.Theory and Technology of Ring (周存龙，姚开云，孙斌煜.高颈法兰盘轧制成型的试验研究 Rolling.Beijing:China Machine Press,2001 山西机械，2000(1)：26) (华林，黄兴高，朱春东.环件轧制理论和技术.北京：机械工 3]Lim T,Pillinger I,Hartley P.A finite-element simulation of pro- 业出版社，2001) file ring rolling using a hybrid mesh model./Mater Process Techn- [9]Jiang H F.Numerical Analysis of Ring Rolling [Dissertation]. od,1998,80/81:199 Wuhan:Huazhong University of Science and Technology,2000 4]Forouzan M R,Salimi M,Gadala M S,et al.Guide roll simula- (姜海峰.环件轧制过程的数值模拟研究[学位论文].武汉： tion in FE analysis of ring rolling.J Mater Process Technol,2003, 华中科技大学，2000) 142(1):213 [10]Li C M.The Theory and Experiment Research of Multi-Wegde [5]Moon H K,Lee M C,Joun M S.Predicting polygonal-shaped de- Synchrostep Rolling Railway Axis [Dissertation].Beijing:Uni- fects during hot ring rolling using a rigid-viscoplastic finite element versity of Science and Technology Beijing,2008 method.Int J Mech Sci,2008,50(2):306 (李传民.楔横轧多楔轧制铁道车轴理论与实验研究[学位 [6]Shu X D,Xiao M.Research on the movement of the guiding roll 论文].北京：北京科技大学，2008) in the ring rolling process.Appl Mech Mater,2011,101/102:880 [11]Shu X D,Li C M,Zhao J,et al.Theoretical and experimental 7]Xiao M,Shu X D.Influence of blank shape on roll forming of long study of varying rule of rolling-moment about cross-wedge rolling. neck flange.Hot Work Technol,2010,39(23):120 J Mater Process Technol,2007,187/188:752
第 11 期 束学道等: 高颈法兰封闭轧制毛坯设计及工艺参数优化 轧钢，1994( 1) : 21) ［2］ Zhou C L，Yao K Y，Sun B Y． Experiments on high neck flange rolling forming． Shanxi Mach，2000( 1) : 26 ( 周存龙，姚开云，孙斌煜． 高颈法兰盘轧制成型的试验研究． 山西机械，2000( 1) : 26) ［3］ Lim T，Pillinger I，Hartley P． A finite-element simulation of profile ring rolling using a hybrid mesh model． J Mater Process Technol，1998，80 /81: 199 ［4］ Forouzan M R，Salimi M，Gadala M S，et al． Guide roll simulation in FE analysis of ring rolling． J Mater Process Technol，2003， 142( 1) : 213 ［5］ Moon H K，Lee M C，Joun M S． Predicting polygonal-shaped defects during hot ring rolling using a rigid-viscoplastic finite element method． Int J Mech Sci，2008，50( 2) : 306 ［6］ Shu X D，Xiao M． Research on the movement of the guiding roll in the ring rolling process． Appl Mech Mater，2011，101 /102: 880 ［7］ Xiao M，Shu X D． Influence of blank shape on roll forming of long neck flange． Hot Work Technol，2010，39( 23) : 120 ( 肖旻，束学道． 坯料形状对轧制成形高颈法兰影响分析． 热 加工工艺，2010，39( 23) : 120) ［8］ Hua L，Huang X G，Zhu C D． Theory and Technology of Ring Rolling． Beijing: China Machine Press，2001 ( 华林，黄兴高，朱春东． 环件轧制理论和技术． 北京: 机械工 业出版社，2001) ［9］ Jiang H F． Numerical Analysis of Ring Rolling ［Dissertation］． Wuhan: Huazhong University of Science and Technology，2000 ( 姜海峰． 环件轧制过程的数值模拟研究［学位论文］． 武汉: 华中科技大学，2000) ［10］ Li C M． The Theory and Experiment Research of Multi-Wegde Synchrostep Rolling Railway Axis ［Dissertation］． Beijing: University of Science and Technology Beijing，2008 ( 李传民． 楔横轧多楔轧制铁道车轴理论与实验研究［学位 论文］． 北京: 北京科技大学，2008) ［11］ Shu X D，Li C M，Zhao J，et al． Theoretical and experimental study of varying rule of rolling-moment about cross-wedge rolling． J Mater Process Technol，2007，187 /188: 752 ·1337·