摘要：本文利用大型通用顯式動力學有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA對活塞環用精密型材的軋制過程進行了有限元仿真，詳細介紹了有限元模型的建立、材料模型和單元類型的選擇以及網格的劃分，得到了各道次軋制金屬的流動規律，對軋件的變形及應力場的分布進行了深入分析，為成型軋輥的設計以及優化生產工藝提供了參考。 

1 前言 

      活塞環是發動機的關鍵零件之一，被喻為發動機的心臟；同時也是易損零件，更換頻繁，我國每年制造的活塞環達數億片之多?；钊h尺寸小且尺寸精度與表面粗糙度要求非常高，長期以來以鑄鐵為原材料采用傳統方法加工生產，需要通過車、銑、磨等二十多道工序才能最終成型，生產成本非常高。隨著精密成型技術的發展，發達國家采用冷態成型軋制方法生產出了符合活塞環截面形狀及尺寸精度要求的精密型材，再經數控成型機直接將精密型材繞成特定形狀的開口橢圓，從而將活塞環一次成型，將以往的二十多道工序縮為了幾道工序，既降低了加工成本又提高了產品性能。然而，此類精密型材的加工制造在國內尚屬空白，盡管國外產品價格高昂，每年仍需從國外大量進口以滿足生產需要。因此精密型材的國產化具有十分重要的意義。 

      冷態成型軋制過程中，材料的塑性變形規律，軋輥和軋件之間的摩擦現象，材料微觀組織的變化，軋制過程壓下率、軋輥直徑、軋制速度等因素的影響等等，這些都是非常復雜的問題。研究軋制過程的金屬變形規律，通過實驗研究可以最大程度地接近生產實際，為現場生產提供準確的參考數據。但是實驗研究需要實驗前的準備、現場實驗、實驗結果處理等大量工作，周期較長。而且，由于實驗的偶然性，往往一次實驗很難解決需要研究的所有問題，同時失敗的機率也非常大。實驗一旦失敗，將會造成大量的人力、物力的浪費。同時對于精密型材的軋制涉及到金屬的流動、應力場等分布量的定量計算，傳統的實驗手段很難處理這類問題。顯式動力學有限元方法在軋制領域的成功應用，彌補了傳統研究方法的不足，為深入研究精密型材軋制過程中的諸多問題提供了一種高效而又節約的方法。本文利用顯式動力學有限元技術對生產現場的活塞環用精密型材的軋制過程進行三維數值仿真，為設計與優化軋機、優化軋制工藝參數提供較準確的參考數據。 

2 模型的建立 

      為了提高仿真的可信度與準確度，幾何模型的尺寸均采用生產現場設備的尺寸，并對軋制過程作如下合理假設：所有軋輥直徑相等，轉速相同，且均為主動輥；軋件的機械性質均勻；軋輥以恒定角速度轉動，軋件以接近或等于軋輥圓周線速度的速度勻速向輥縫運動，直至被軋輥咬入進入輥縫后，靠軋輥和軋件之間的摩擦力完成軋制過程。 

      軋件毛坯是直徑為φ2.7mm的圓鋼絲，精密型材的截面為矩形，高1.5mm、寬3.5mm，因此將軋制過程安排為兩道次連軋，即先在兩輥軋機上初軋，基本實現精密型材的厚度要求，然后在錯位四輥軋機上精軋，從而得到成型產品。 

      軋件的材料為50CrVA，其彈性模量E=206GPa，切線模量Etan=90MPa，屈服極限σs=1127MPa，密度ρ=7850kg/m3，泊松比μ=0.3。軋輥的材料為9CrSi，其彈性模量E=206GPa，密度ρ=7850kg/m3，泊松比μ=0.3。軋輥外徑D=120mm。 

      采用大型通用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA對軋制過程進行有限元建模和求解分析。在單元類型的選擇上，軋件、軋輥均選擇SOLID164顯式單元。在材料模型的選擇上，由于在冷軋狀態下軋輥變形很小可視為剛性輥，因此軋輥選用剛體Rigid 材料模型。軋件選用經典雙線性隨動硬化Bilinear Kinematic（BKIN）材料模型。選用對稱罰函數法接觸算法，接觸類型為Automatic Surface to Surface Contact，靜摩擦系數μs＝0.482，動摩擦系數μd＝0.346，粘性摩擦應力VDC=650.67MPa，接觸阻尼系數VDC＝20，分別定義軋件和各個軋輥之間的接觸。 

      由于軋輥視為剛性輥，為了減少單元數量，縮短計算時間，在建模時一般將實體軋輥用輥面來代替。為了盡量與實際生產相一致且單元數目不至于過多，本文采用厚度、寬度均為5mm的圓環體來模擬實際軋輥。軋件用直徑為2.7mm長度為5mm的圓柱體模擬。兩輥軋和錯位四輥軋連軋的幾何模型如圖1所示，(a)為兩輥軋和錯位四輥軋連軋的整體模型圖，(b)為錯位四輥軋機軋輥布置圖，(c)為軋件模型圖。

      采用映射網格劃分方法，單元類型為六面體單元，采用手動SWEEP方式劃分網格。對于軋輥，由于軋件模型長度比較短，在仿真過程中，與軋件實際接觸的部分不到1/4圓弧。因此，為了減少單元數目縮短計算時間，在軋輥的網格劃分時，對整體劃分較粗的網格，僅對要接觸的1/4圓弧進行網格細化，寬度方向細分份數為5，1/4圓弧細化份數為100，單元大小為2mm，單元數目為23710。對于軋件，在長度和端面圓周上先對線條細分，長度方向上細分份數為15，端面圓周細分份數為60，單元大小為1mm，單元數目為8745。劃分網格后的模型圖如圖2所示，(a)為整體模型圖，(b)為軋件模型圖。

3 仿真結果分析 

      圖3中的(a)、(b)、(c)分別為第一道次軋制過程中軋件咬入階段、穩定軋制階段、拋鋼階段的應力分布云圖，并表示了這三個階段軋件的變形情況。圖4中的(a)、(b)、(c)分別為第二道次軋制過程中軋件咬入階段、穩定軋制階段、拋鋼階段的應力分布云圖，并表示了這三個階段軋件的變形情況。軋件應力云圖中不同顏色區域對應著不同的應力大小，右側應力標尺以科學計數法顯示了不同顏色與不同應力值的對應關系，標尺的單位為Pa。 

      從圖3(a)可知，軋件的頭部出現了明顯的雙燕尾，咬入區域已被軋制成明顯的楔狀，與軋輥接觸部分的單元發生了明顯的變形，單元網格在長度方向上被拉長，但心部和兩側單元網格沒有明顯變化。當軋件頭部上下表面的金屬和軋輥相接觸并被軋輥壓下時，軋件頭部端面為自由表面，對軋件金屬變形的約束較小；軋件心部及兩側的金屬未受軋輥擠壓變形較小，金屬遵循向阻力最小的地方流動的規律，因此在軋件頭部形成了明顯的雙燕尾。大應力集中在軋件頭部的軋制區域以及與軋輥接觸區域，頭部兩側及未被軋制區域應力較小。從圖3(b)可知，軋件頭部的雙燕尾較咬入階段明顯，在接觸區域及其附近部分明顯流動形成四分之一球體形狀，軋制區域已被明顯軋制成孔型形狀，接觸面的單元網格在長度方向上被拉長寬度方向上無明顯變形，軋制區域心部的單元網格在寬度方向上被拉長長度方向上無明顯變形，軋件兩側的單元網格無明顯變形。這說明在穩定軋制階段，與軋輥接觸的表面金屬主要產生長度方向上的延伸變形，在軋制區域的心部主要產生寬度方向上的延伸變形。隨著軋制的進行，大應力分布在軋制區域以及上下與軋輥接觸的表面。從圖3(c)可知，在軋件的頭部和尾部均出現了明顯的雙燕尾，軋件側面的中心部分略微鼓出，軋件已經完全被軋制成孔型形狀，軋件心部的單元網格在寬度方向上產生十分明顯的拉伸，在寬度方向上被明顯的壓扁，側面及接觸面的單元網格在長度方向上被明顯拉長，所有網格變形基本同步。軋件在長度方向上的延伸系數為1.101，在寬度方向上的延伸系數為1.270，因此軋件在寬度方向上的變形更劇烈些。由于金屬的彈性恢復導致軋件內部存在殘余應力，約為1.093GPa。

 

      從圖4可知，第二道次軋制的金屬流動規律與應力分布規律和第一道次基本相同。經過第一道次軋制后，軋件在高度方向上已經成型，因此第二道次軋制時僅對高度尺寸起精整作用，主要的軋制變形發生在寬度方向上，軋件兩側的半圓弧部分被軋平，軋件已經完全被軋制成孔型形狀，其截面為預期的矩形。軋件在長度方向上略有延伸，延伸系數為1.048。第二道次軋制完成后，軋件內部依然存在殘余應力，約為0.971GPa，比第一道次軋制后的殘余應力稍微小一點，這是因為第一道次為兩輥軋兩側無約束，第二道次為四輥軋軋件四周均有約束，改變了軋件內部金屬的三向應力狀態。

4 結論 

      通過大量的理論摸索和實踐探索，建立了合適的顯式動力學有限元模型，對活塞環用精密型材的軋制過程進行了仿真，分析了軋制過程中金屬的流動規律、軋件的變形情況和應力分布狀態，為成型軋輥的制造改進以及優化生產工藝提供了指導，在生產現場作了兩輥軋和錯位四輥軋連軋實驗，實驗結果與仿真結果吻合較好，從而節省了大量的時間和費用。同時也表明顯式動力有限元方法可以很好地運用于精密型材冷態成型軋制過程的三維仿真。