摘　要：風（fēng）電軸承是風電裝備的關鍵零件，而套圈作為軸承的（de）核（hé）心組件，對軸（zhóu）承（chéng）服役壽命以及（jí）主機運行可靠性至關重要。環件徑軸向軋製是（shì）製造各種大型無縫軸承套圈、回（huí）轉支承、法蘭環件的先進回轉塑性成形工藝。目前，風電裝備中應用的各種球軸承，其套（tào）圈滾道均（jun1）是通過切削加工成形，材（cái）料浪費多，加工效率低，且滾（gǔn）道金屬流線分布差，削弱（ruò）了套圈的（de）力（lì）學性能。文章以典型的大型雙滾道風電軸（zhóu）承套圈為對象，開展其滾道軋製（zhì）成形數值模擬和實驗

研究。通過環件軋製工藝理（lǐ）論分析，提出（chū）了主（zhǔ）要工藝（yì）參數（shù）設計（jì）方法；建立套圈徑軸向軋製熱力耦合有限元（yuán）模型，通過模擬分析，對軋（zhá）製進給規程進行優化；根據模擬結果，開展了軋製實驗，成功軋製成形出合格的雙滾道軸承套圈。該文研究實現了大型風電軸承套圈滾道直接軋製（zhì）成（chéng）形，為風電以及其他領域用大型軸承套圈、回（huí）轉支承環件節（jiē）能節（jiē）材的先進製造，提（tí）供（gòng）了有效的工藝理論指導。

關鍵詞：風電（diàn）軸承；套圈；滾道；環件徑軸向軋製；數（shù）值模擬

引　言

      風電軸承是風電機組的關鍵零件，也是當前風電裝備國產化的瓶頸（jǐng）。作為軸（zhóu）承（chéng）的核心組件，軸承套圈的性能對軸承服役壽命及主機安（ān）全可靠運行至風（fēng）電軸（zhóu）承套圈為代表的直徑１ｍ 以上大型異形截麵環件，其傳統的主要製造工藝為自由鍛擴孔和切削加工，即（jí）先在壓力機上通過（guò）芯軸擴孔製得矩形截麵環鍛件，然後通過機械切削加工出截麵輪廓。傳統製造（zào）工藝存（cún）在能耗高、材料利用率低、效（xiào）率低、質量性能差（chà）等諸多（duō）缺點，無法（fǎ）滿（mǎn）足風電軸承市場提出（chū）的高效、低耗、優質生產製造需（xū）求。

      環件徑軸向軋製是一種製造大型無縫環件的（de）塑性回轉（zhuǎn）成形新工藝（yì）［１］，其原理如圖１所示。驅動（dòng）輥作主動旋轉；芯輥作徑向直線進給和被動旋轉，兩輥構成徑向孔（kǒng）型；上、下（xià）軸向（xiàng）錐輥作主動旋轉和水平後（hòu）退移動，同時上錐輥作軸向進給，兩輥構成軸向孔型；兩（liǎng）個導向（xiàng）輥在軋（zhá）製（zhì）過程中（zhōng）緊貼環件外（wài）表麵，隨環件外徑擴大作平動運動，以保證軋（zhá）製穩定性和成形環件圓（yuán）度；在上述軋輥的綜合作（zuò）用下，環坯在回轉過（guò）程中反（fǎn）複進入徑向和軸向孔型，經過多轉連續局（jú）部（bù）塑性（xìng）變形（xíng）積累，使其直徑擴大，壁厚和高度減（jiǎn）小，截麵輪廓成形。相比傳統工藝，環件徑軸向軋製具有低耗、高（gāo）效、優質的（de）顯著技術經濟特點，已成為高性能大型無縫軸承套圈、齒圈、法蘭環不可替代的先進成形製造技術。

      環件徑軸向軋製過程是一個多參數耦合作用下的動態變形過程，軋製過程（chéng）中徑向和軸（zhóu）向變形區相件徑軸向軋製變形規律，和為工藝設計提供有效科學指導，有關學者先後開（kāi）展了相關（guān）的理論研究。文獻（xiàn）［２］最早分（fèn）析了環（huán）件徑軸向軋製過程變形特征；文獻［３］研究了環件徑軸向軋環機可軋區；文獻［４］比（bǐ）較（jiào）了外（wài）溝槽截麵回轉支承環件徑向軋製和徑軸向軋製工藝；文獻（xiàn）［５］研究了環件徑軸向軋製剛度條件；

      文獻［６－７］利用ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ動力顯式有限元法，建立了環件徑軸向軋製三維熱力耦（ǒu）合有（yǒu）限元（yuán）模型，並（bìng）分析了軋（zhá）製過程（chéng）熱力學變形行為；文獻［８］開展（zhǎn）了帶塗層環件徑軸向（xiàng）軋製三維建模和成形參數優化（huà）模擬分析；文（wén）獻［９］通過解析計（jì）算和數值模擬分（fèn）析，提出了環件徑軸（zhóu）向軋製穩定條件。然而，現有的環件徑軸向軋製研究大多集中於形狀簡單的矩形或近矩形截麵環（huán）件，對複雜截麵環件研究（jiū）較少。而對於異形截麵環件，由（yóu）於（yú）軋製（zhì）過程（chéng）中周（zhōu）向直徑擴大與徑向截麵充型並非同步進行，金屬流動和變形規律更複雜，給工藝設計與過（guò）程控製提出了更高難度。由於缺乏工藝理論研究指導，致使（shǐ）目前環件徑軸向軋製實際工藝應用主要集中於矩形截麵環件製造。如風電裝備中典型的雙滾道軸承套圈（quān），通（tōng）常是先簡單（dān）軋製獲得矩形截麵環鍛件，然後再切削加工溝槽，不僅消（xiāo）耗大（dà）量材料和工時，而且無法獲得仿（fǎng）形的金屬纖維流線分布，產品力學性能差。

      本文以大型雙滾道麵風電軸承套圈為對象，開展其徑軸向軋製成形工藝模擬和實驗研究，以期實現其滾道直接（jiē）軋製成形，為大型複雜截麵環件（jiàn）徑軸向（xiàng）軋製工藝應（yīng）用提供科學指（zhǐ）導。

１主要軋製參數合理的設計範圍

      １．１　軋製比和徑軸向變形量比值

      根據圖（tú）２所示初始環坯與軋製成形套圈鍛件的幾何（hé）關係，基於環件軋製工藝理（lǐ）論和塑性變形體積不（bú）變原理，確定環坯尺寸計算公式為：

      由式（１）可知，在已知鍛件尺寸情況下，環坯尺寸取決（jué）於軋製比（bǐ）和徑軸向變形量比。文（wén）獻［１０］提出了環件徑軸向軋製不同變形情況下軋製比的設計方法。而環件徑軸向軋製中，為了抑製環件軋製過程中端麵凹陷和表麵折疊現（xiàn）象，環坯徑向和軸向變形量比值可（kě）根據鍛件的高厚比有效設計［１１］。由文獻（xiàn）［１０－１１］，並根據本文（wén）研究對應的軋製（zhì）變形模式，確（què）定（dìng）軋製（zhì）比和徑軸向變形量比為（wéi）：

      式中　Ｒｉ———芯輥工作半徑驅動輥和芯輥工作半徑為保（bǎo）證大（dà）型環件徑軸向軋製的穩定（dìng）性，軋製線速（sù）度應控製在（zài）０．４ｍ／ｓ～１．６ｍ／ｓ之間［１］。而當軋環機設備確定（dìng）後，軋環機主電機轉速ｎ、減速（sù）機減速比（bǐ）ｉ和驅動輥轉速ｎｄ則為定值，且有ｎｄ＝ｎ／ｉ。根據上（shàng）述條件可確定驅動輥工作麵半徑Ｒｄ範圍為：

１．３　進給速度（dù）

      根（gēn）據文（wén）獻［１２］可知，為了實現環坯順利咬入孔型並（bìng）被塑性穿透產生連續軋製變形，芯輥徑向進給速度ｖｒ應滿足如下條件（jiàn）：

　    此外，軋製中為保證徑向軋製與軸向軋製同時完成，芯輥徑向進給速度ｖｒ與上錐輥軸向進（jìn）給速度ｖａ之間應滿足如下關係：

２　有限元建模（mó）與（yǔ）模擬分析

     ２．１　三維熱力耦合有限元建（jiàn）模

      以在Ｄ５３Ｋ－３５００ 數控徑軸向軋環機上軋製４２ＣｒＭｏ合金鋼材質的風電軸承雙滾道套圈為例，根據環件幾何尺寸（cùn）和（hé）上（shàng）述公式，結合實際軋環機設備參數（shù）和軋製工（gōng）藝條件，確定相關（guān）軋製參數如表１所示（shì）。

      文獻［７］是本文的前期工作，開展了４２ＣｒＭｏ合（hé）金鋼環件徑（jìng）軸向軋（zhá）製三維熱力（lì）耦合有（yǒu）限元建模研（yán）究，詳細描述了（le）建模（mó）的關鍵（jiàn）技術，並在Ｄ５３Ｋ－３５００軋環機上對模型可靠性進（jìn）行了實驗評定。本文基於前期建模研究基礎，根據（jù）表１中參數，在ＡＢＡＱＵＳ模擬軟件下建立雙滾道套圈徑軸向軋製三維熱力耦合有限元模型，如圖３所示。

      ４２ＣｒＭｏ合金鋼材料高溫本構方程與熱力物理性能參數參照文獻［７］。模型采用（yòng）動力顯式有（yǒu）限元算法，以（yǐ）避免隱式算法求解非線性大變形問題存在的時間消耗多和計算不收斂問（wèn）題［１２］。采用（yòng）質量縮放技術，確定有效的質量縮放方法，並在保（bǎo）證計算精度的前提（tí）下提高計算效率［１３］。軋輥（gǔn）與環件之間接觸（chù）采用（yòng）庫侖摩擦模型（xíng），摩擦係數為０．３５［７］。模型選用８節點六麵體熱（rè）力耦合線性減縮積分單元（Ｃ３Ｄ８ＲＴ）進（jìn）行均勻網格劃分，采用ＡＬＥ自適應網（wǎng）格重構技術，控製變（biàn）形過程中（zhōng）的網格畸變。

      ２．２　模擬結果分析（xī）

     模型總單元數（shù）為２６３６４，整個模擬程序在（zài）ＨＰＺ８００工作站上運行約４５ｈ。圖４ａ為軋製成形鍛件與（yǔ）初始環坯的俯視圖，可以看出，成形鍛件的圓度較（jiào）好；圖４ｂ為成形鍛件沿對稱麵剖開的截麵等效應（yīng）變上下端麵以及外表麵的成形效果都較好，但是滾道區域填充不充分。

      圖５為軋製中鍛件截麵成形過程，可以看出，初始（shǐ）時刻環坯（pī）內表麵僅滾（gǔn）道處（chù）與軋輥接觸，接觸位（wèi）置（zhì）在（zài）環坯軸向靠下位置，如圖５ａ所示（shì）；隨著上錐輥向變形，其內表麵上部先與（yǔ）芯棍（gùn）接觸，接觸線從上至下呈現一定錐度，此時溝槽處金屬開始填（tián）充，如圖（tú）５ｂ所示；軋製結（jié）束（shù）時，上滾道（dào）填充較好，而滾道（dào）中間（jiān）區域和下滾道充填不太（tài）充分，如圖５ｃ所示。

      由模擬結果可知，鍛件主要成形問題為滾道金屬填充不充（chōng）分。分析其原因，可能與（yǔ）軋製（zhì）過（guò）程中金（jīn）屬軸向流動行為有關。圖６分（fèn）析了軋（zhá）製徑向和軸向孔型中環（huán）坯金屬（shǔ）軸向流（liú）動行為。從圖中可以（yǐ）看出，軋製一轉過程中，軸向孔（kǒng）型中，在上錐輥向下進給作用下（xià），金屬沿向下流（liú）動，滾道的位置也（yě）會向下偏移，如圖６ｂ所示；徑向孔型中（zhōng），由於滾道位置經過軸向孔型後發生向下偏移，此時滾道上半部（bù）分金（jīn）屬仍與芯輥溝球接觸（chù），並受其擠壓而正常填充，但滾道下半部分金屬會（huì）偏離芯（xīn）棍溝（gōu）球，無法受其擠（jǐ）壓而正常填充，如圖６ａ所示。雖然滾道（dào）處金屬受溝球擠流，但如果向下分（fèn）流的金屬不足（zú）以補充滾道下半部分的偏移損失，則滾道下半（bàn）部（bù）分就不能完全充型。

     由上述（shù）分析可知，要消除滾道充型缺陷，需要減小滾道位置（zhì）在軸向（xiàng）孔型向下（xià）偏移產生的（de）不利影響，同時促進滾道下（xià）半部分金屬（shǔ）在徑向孔（kǒng）型中的流動填充，這就需要合理（lǐ）分配環坯（pī）徑向和軸向的變形量。當環（huán）坯尺寸（cùn）確定時（shí），其徑向和軸向總變形量一定，則可以通過改變進給規程來階段性調控軋製過（guò）程（chéng）中（zhōng）環坯徑向和軸向變（biàn）形量分配，如圖７所示。曲線ＡＣＢ 為初始模擬的進給規程曲線。采用該進給規程時（shí），由於徑軸向變形（xíng）量比值偏（piān）小，導致滾道下半部（bù）分不能完全充填滿。曲線ＡＤＢ 為改變後的進（jìn）給規程（chéng）曲線，該（gāi）進給規程分為兩階段，即（jí）第一（yī）階段以軸向（xiàng）軋製（zhì）為（wéi）主，該階段徑軸向（xiàng）變形量比（bǐ）值較小，主要進行環坯軸向高度的軋製；第二階段以徑向軋製為主，該階段徑軸向變形（xíng）量比（bǐ）值較大，主要進行環坯徑向壁厚的軋製。具體軋製進給參數如表２所示。

      采用改進（jìn）的進給規程進行模擬分析，成形結（jié）果如圖８所示。由圖８ａ可以看出，成形（xíng）環件的圓度仍然較好。由圖（tú）８ｂ可以看出（chū），鍛件滾道充（chōng）型較好（hǎo），沒有出現明顯的未充滿缺陷，從而說明修改的進給規程（chéng）是有效的。分析其原因，修改後的進給規程在第一階段增大軸向進給量和進給速度，以軸向軋製為

     主，使環坯軸向（xiàng）變形主要發生在滾道成形初期，從（cóng）而削弱由於軸向變形引起的滾道偏移對滾道成（chéng）形的影響；在第二階（jiē）段（duàn）增大徑向進給量和（hé）進給速度，以徑向軋製（zhì）為主，使環坯金屬產生充分的徑向變形，從而促使金屬徑向流動填充孔型。因此，通過合理的階段性分（fèn）配徑向（xiàng）和（hé）軸向變形（xíng）量，促進了滾道的充分成形。

３　軋製實驗

      參照模擬軋製參（cān）數（shù）和修正後（hòu）的（de）軋（zhá）製進給規程，在成都天馬鐵路軸承有限公司Ｄ５３Ｋ－３５００數控徑軸向軋環機上，開展了該風電軸承雙滾道（dào）套圈軋（zhá）製工藝實驗。軋製過程和成形結果如圖９、圖１０所示。

      由圖１０可以看出，軋製成形鍛（duàn）件外形無明顯缺（quē）陷，滾道（dào）成形充分，與芯輥孔型貼（tiē）合度較（jiào）好（hǎo）。表３比較了（le）標（biāo）準鍛件與模擬和實驗鍛件尺寸。其中，模擬鍛件外徑、內徑和高度為在鍛件外圓、內圓和（hé）端麵不同位置測量取（qǔ）平均值（zhí）；實驗鍛件尺寸通過紅外線測（cè）距儀和遊標卡尺測量。通過比較可知（zhī），第一次模擬由於滾道成形不充分，多餘（yú）金（jīn）屬沿周向流動（dòng）致使鍛（duàn）件直徑偏大，而第二次模擬和實驗所得鍛件外徑、內徑和高度均（jun1）滿足標（biāo）準鍛件尺寸要求。從而證明了上述工（gōng）藝的可行性。

４　結　論

      本文以大型雙滾道風電軸承套圈為對象，開展了其滾道軋製成形工藝模擬和實驗研究。通過理論計算、數值模擬和實驗測試，提出了可靠（kào）的軋製工藝參數設計方（fāng）法，分析了其軋製成形缺陷和原因，優化了軋製進（jìn）給規程，最（zuì）終軋製成形了滿（mǎn）足尺寸要求的雙滾道軸承套圈。本文研究（jiū）結果可為大型風（fēng）電（diàn）軸承套圈和回轉支承精確軋製成形製造提供有效的工藝理論指導。