发布日期：2026-6-1 8:31:34
我国“十四五规划和2035年远景目标纲要”明确提出推进工业、交通等领域低碳转型，采用高效绿色的制造战略愈发成为一种紧迫需求[1]。交通运输消耗全球大量能源，是低碳发展的重点领域[2]。实现轻量化设计及制造在节能和提高效率方面发挥着关键作用。在汽车行业,研究表明汽车每减少100kg重量，则百公里可减排8~11gCO2[3];在铁路运输领域，实现车辆减重并提升性能对能源的高效利用具有重要意义[4]。近年来，我国轨道交通建设力度持续加大，截至2023年底铁路总营业里程已达15.9万公里。当前电气化铁路已占铁路总客运量的80%、货运量的50%以上5。采用轻量化电机有助于降低铁路车辆的重量与能耗，进而提升整体运行性能[6-7]。电机转子轴作为电机功率输出的直接媒介，承担动力传递的核心功能，因此，开展电机转子轴减重设计与高性能制造研究对提升电机综合性能指标具有显著的现实意义[8]。
目前，实现电机转子轴轻量化的方式主要有两种:一是采用空心设计，在有效减轻重量的同时保证结构强度和疲劳性能[9];二是换用轻质材料，如复合材料、钛合金等，以TC4为代表的双相钛合金具有高比强度，能同时满足转子轴的承载需求与轻量化需求。通过空心内孔设计实现转子轴减重对传统制造工艺提出了挑战，空心轴内部的近封闭、半封闭内孔难以通过传统机械加工方式制造，因此，开发基于成形工艺的高效短流程制造新路线成为了迫切需求。
YangYM等[10]针对电机空心转子轴的四辊楔横轧工艺开展了有限元分析。WatanabeA等[11]开发了一种结合反挤压与正挤压的全工艺流程。PaterZ等[12]针对空心阶梯传动轴的旋压成形工艺开展研究，为空心阶梯传动轴旋压成形的工艺可行性确认及生产应用推广提供了依据。Arkadiusz T等[13]通过有限元模拟分析了空心阶梯齿轮轴旋压成形的金属流动、热参数及力参数并完成了实验验证。刘晋平等[14]针对波纹面空心轴温楔横轧工艺开展研究，为该类空心轴成形质量控制提供了依据。PangH等[15]针对传动系统用空心轴提出一种非等温锻造新工艺，并成功制造出缩比样件。
在钛合金轴类件成形领域，王宝雨等[16-18]针对航空用TC4钛合金空心轴的带芯棒楔横轧成形工艺参数优化及微观组织调控开展了研究，分析了TC4钛合金与1045钢空心轴的成形性差异，研究表明，采用相同尺寸空心坯料时，TC4钛合金空心轴的轧制力和扭矩在保证良好成形质量的前提下均小于1045钢空心轴。李念等[19]对TC4钛合金空心电机轴楔横轧成形过程中的表面成形质量进行了有限元仿真。谭昊等[20]针对断面收缩率达82%的TC4钛合金轴类零件进行了有限元分析，并通过实验验证了该零件精密楔横轧成形工艺可行且轧制温度应不低于850℃。
旋转锻造技术可用于棒、管类零件的渐进塑性成形，可对工件实现2000次·min-1以上的锻打频率，因此，其成形表面质量高、尺寸精度好，适用于各类材料且可提升性能，其基本原理如图1所示。相比于各类轧制、挤压工艺，旋锻模具结构简单，且在缩径过程中可形成三向压应力从而抑制裂纹产生，在各类复杂中空轴类构件成形领域具备良好的应用前景。赵永好[21-22]，魏伟等[23]，NaydenkinE V等[24]应用旋转锻造技术对纯钛、钛合金线材、棒材进行材料改性，并证明了旋锻过程中对力学和腐蚀等性能的改善作用。张晖等[25-26]对TC4钛合金管材开展了冷旋锻-退火研究，并阐明了织构、残余应力和微观组织的演化规律。常亮等[27]对Ti-6Al-4V-0.5Mo钛合金铸锭在不同温度下开展了热旋锻实验，在900℃以上实现了1000MPa以上的屈服及抗拉强度。目前尚未见采用旋转锻造技术制造空心轴的相关研究。
1、变截面空心转子轴静力分析与成形方案
1.1研究对象
本文以某型号高铁牵引电机用转子轴为研究对象。该转子轴在服役过程中用于承担电机扭矩，其主要结构尺寸如图2所示，原零件设计为实心轴，现采用空心设计以实现轻量化减重，零件最大外径达105mm，长度为635mm。转子轴中部为铁心段，两端为轴承段，空心设计主要针对中部铁心段，而两端轴承段更小的直径则通过旋转锻造成形。转子轴所用材料为西安超晶科技股份有限公司生产的TC4钛合金，其主要成分如表1所示。
表1 TC4钛合金主要化学成分(%，质量分数)
Table 1 Main chemical compositions of TC4 titanium alloy(%, mass fraction)
| Ti | Al | V | Si | Fe | C | N | H | 0 |
| ≥89.078 | 6.39 | 4.10 | 0.063 | 0.159 | 0.004 | 0.005 | 0.004 | 0.16 |
1.2静力学分析
按高铁牵引电机设计要求，安全系数(材料屈服应力/最大应力)需≥2，轴体径向位移需≤5%气隙值，该型号电机的设计气隙为1.8mm，因此，径向位移需≤0.09mm。对实心与空心转子轴分别开展静力学分析以衡量其安全性。材料参数设置如表2所示，转子轴均采用四面体网格划分，载荷条件包括轴体自重、铁心位装配载荷、扭矩载荷、不对称电磁场造成的单边磁拉力、运行中的加速度及振动。在AnsysWorkbench中建立的瞬态结构仿真模型如图3所示，转子轴左端设置周向约束，轴承位设置径向和轴向约束，相关工况参数设置如表3所示。
表2转子轴材料参数
Table 2 Material parameters of rotor shaft
| 参数 | 数值 |
| 材料 | TC4 |
| 密度/(kg·m-3 ) | 4450 |
| 弹性模量/GPa | 116 |
| 泊松比 | 0.32 |
| 抗拉强度/MPa | ≥895 |
| 屈服强度/MPa | ≥825 |
如图4所示，实心与空心设计下最大应力部位均为左端空心结构末端，实心轴最大应力为180.8 MPa，空心轴最大应力为186.6MPa，均远小于TC4钛合金的屈服强度，仍具有较高的设计冗余，空心设计下安全系数在4.8以上。与实心轴相比，空心轴在铁心位承载应力范围沿轴向和径向均出现扩展，近轴肩位置的铁心位管壁整体出现20MPa以上的应力分布。
表3转子轴仿真工况参数
Table 3 Parameters of simulation conditions for rotor shaft
| 工况 | 设置参数 |
| 扭矩/(N·m) | 2900 |
| 单边磁拉力/N | 1537 |
| 铁心位均布质量载荷/kg | 154 |
| 转子轴自重/(kg·m/s2) | 标准重力加速度 |
| 轴向振动/(kg.m/s2) | 2.5倍重力加速度 |
| 垂直振动/(kg.m/s2) | 5.4倍重力加速度 |
| 横向振动/(kg.m/s2) | 4.7倍重力加速度 |
转子轴在运行过程中需具备足够的刚度以确保满足防止不满足气隙设计要求，因此，在柱坐标系下考察转子轴的径向位移。比较图5中的径向位移结果,实心轴铁心位最大径向位移仅为0.0160mm,采用空心设计后最大位移增加了46%以上达到0.0234mm，且位移相对高值范围扩张明显，铁心位较多区域位移达到0.01mm以上，这证明空心结构铁心位薄壁处产生了刚度退化。空心设计下最大位移仍远小于设计限制值0.09mm，因此，转子轴刚度可以得到保证,空心设计方案合理。
1.3成形方案
转子轴制造主要面向两大需求:一是低成本高效制造，二是高性能强化制造。因此，整轴旋转锻造成形应同时考虑到制造成本控制与成形后的性能控制。在面向批量生产的条件下，要实现制造成本控制则应避免深孔钻镗加工，因此，整轴坯料需以管料为基础，设计的基本工艺流程如图6所示。整轴旋转锻造主要由多道次旋锻缩径与旋锻嵌入连接封口工序组成,首先经多道次缩径将外径锻至所需外形尺寸,然后旋锻嵌人连接封口以形成图2中所示的轴端封闭结构。
2、变截面空心转子轴旋转锻造有限元模拟
2.1 TC4钛合金热变形行为
从初始 TC4钛合金坯料制取 Φ 10mm×15mm 圆柱形压缩试样,在 Gleeble-3800热模拟机上开展热压缩实验以衡量TC4钛合金热变形行为并用于建立本构方程。选择压缩温度分别为 930、945、960和 975℃ ,应变速率分别为 0.01、0.1和 1~s-1 ,热模拟实验初始升温速率为 10℃.s-1 ,温度达到 900℃后速率降至 5℃.s-1 直至加热至规定实验温度,保温 2 min后开始压缩直至实验结束。图 7为不同压缩实验条件下的真实应力-真实应变曲线,压缩量均为 50%。
Hansel-Spittel(HS)本构模型适于描述热-黏性材料的稳态流变应力与应变速率、温度之间的关系,其模型组成形式清晰明了,通过合理增减参数可实现各类热变形工况的准确描述,参数易于标定且便于直接实现有限元接人。其方程形式如式(1)所示:
式中: σ f 为流变应力, MPa; A为材料常数; e为自然常数; T为变形温度, ℃;ε为应变;ε.为应变速率,s^{-1}; m_1 为温度相关系数;m2 为应变强化指数;m3为应变速率强化指数;m4为应变软化系数;m5为温度相关应变强化系数;m7 为应变相关系数;m8 为温度相关应变速率强化指数;m9为温度指数。
为了简化公式,忽略 m 5 , m 7 , m 8 , m 9 的影响,得到:
对式(2)等号两边取对数可以得到式(3):
基于式(3)可开展参数拟合,得到 TC4钛合金的塑性本构方程:
为验证本构方程的准确性,采用模型预测值与实验值的相对误差(w%)以及误差平均值来评价所建立的本构方程的精确程度。
式中: σ a 为流变应力模型计算值,MPa; σ b 为流变应力实验值，MPa。
图8为误差分布情况，可以看出，本构模型的误差基本呈正态分布特点，大部分数据的误差都在10%以内,极少部分数据的误差超过15%,本构模型的平均误差为5.64%，说明拟合得到的Hansel-Spittel本构模型精度较高。
2.2旋转锻造有限元模拟
基于Simufact Forming软件，建立空心转子轴坯料的旋转锻造成形有限元模拟模型，如图9所示。材料相关参数如表2所示，材料流变应力参数采用前文建立的本构模型。采用六面体网格单元类型,单元尺寸设定为3,对于旋锻缩径段采用随动细化实现网格的进一步细化，最终每个截面上的网格单元数量为2740个。由于热旋锻工况下一般不使用润滑剂，摩擦条件设置为库伦-剪切混合摩擦模型，库伦摩擦因子设为0.3，剪切摩擦因子设为0.4。模具和夹具的初始温度均设置为20℃，坯料与模具对环境的热传导系数均为50.0W·(m2·K)-1。
成形结果受到不同工艺参数的影响，主要有模具入角角度、坯料进给速度和成形温度。基于正交实验方法，对3种工艺参数分别设置4个不同的水平数值，以此为基础建立3因素4水平的正交实验表，如表4所示。
表4正交实验设计方案
Table 4 Orthogonal test design scheme
| 编号 | 入角角度/(°) | 进给速度/(mm·s-1) | 成形温度/℃ |
| 1 | 7 | 3 | 930 |
| 2 | 7 | 4 | 950 |
| 3 | 7 | 5 | 970 |
| 4 | 7 | 6 | 990 |
| 5 | 6 | 3 | 950 |
| 6 | 6 | 4 | 930 |
| 7 | 6 | 5 | 990 |
| 8 | 6 | 6 | 970 |
| 9 | 5 | 3 | 970 |
| 10 | 5 | 4 | 990 |
| 11 | 5 | 5 | 930 |
| 12 | 5 | 6 | 950 |
| 13 | 4 | 3 | 990 |
| 14 | 4 | 4 | 970 |
| 15 | 4 | 5 | 950 |
| 16 | 4 | 6 | 930 |
由于仿真结果具有一定相似性，在此对方案9即模具入角角度为5°、坯料进给速度为3mm·s成形温度为970℃工况下的仿真云图进行分析，其余工况下的仿真结果不再额外开展分析。
图10所示为方案9的材料流动矢量图，在锻打过程中，材料流动速度的峰值主要集中在模具与坯料接触的区域，尤其是在入角处最为显著。材料流动速度的最大值达10mm·s-1以上，此时金属材料的流动方向为径向和轴向的合成矢量。而在未接触料接触的区域，尤其是在入角处最为显著。材料流材料大多沿轴向均匀流动。
图11所示为方案9的等效塑性应变结果，坯料的变形段和变形段尾部的等效应变值差距较小且分布均匀、过渡自然。材料的等效塑性应变最大值为0.26，主要集中在变形区的内表面，而外表面的等效塑性应变保持在0.17左右。
图12所示为成形过程中模具所受的最大载荷曲线，在旋锻初始阶段，模具所受作用力基本呈线性上升，随着坯料沿轴向进给，模具所受载荷趋于平稳，均匀分布在600kN左右，短时最大载荷值不超过660kN。这证明TC4钛合金厚壁管料旋转锻造过程的成形载荷有限，具备实际生产条件。
针对最大等效应力开展正交极差分析以探明工艺参数的综合影响。图13为各因素-指标图，可以看出，成形温度的变化对最大等效应力值影响最大，且最大等效应力值随成形温度的升高而下降。最大等效应力的影响因素大小顺序为:成形温度>入角角度>进给速度。
3、缩比管料旋转锻造缩径实验研究
3.1旋转锻造缩比实验设计
为探究 TC4钛合金管料旋转锻造过程中的组织性能演变,需开展缩径工艺实验。由于成本限制无法采用整轴尺度的试样开展相关实验，因此，考虑设计缩比管料开展旋转锻造缩径实验,整轴管坯和缩比管料的内外径关系如式(6)所示:
式中: Do 为整轴管坯外径, mm; Di为整轴管坯内径, mm; do为缩比管料外径, mm; di为缩比管料内径, mm。
缩比试样原料均从钛合金原始坯料取样并通过深孔钻-车外圆得到。由于整轴管坯的内孔按 Φ60mm设计且外径为 Φ105mm,同时考虑到旋锻机锻模可容纳尺寸范围与管料深孔钻加工工艺性,缩比管料试样外径设计为 Φ24mm、内径设计为Φ14 mm、长度为 150 mm。旋转锻造缩径实验在西安创新精密仪器研究所生产的 X50精密数控旋锻机上开展,如图 14所示。旋锻机主要由左侧的锻造单元及右侧的送进机构组成, 4个相同的锻模绕轴线旋转并沿径向冲击工件实现缩径,管料进给通过液压夹头实现。钛合金微观组织及变形行为受温度影响大,仅在有限的温度区间内具备良好的可变形性,因此,为了实现加热过程温度的准确监控,使用图14所示 FOTRIC 346+热成像红外热像仪监测试样表面温度,测量范围为-20℃～ 1550℃ 。
共设计4组钛合金缩比管料试样旋转锻造工艺实验，实验中的加热温度与缩径工艺路线如表5所示。旋锻缩径后的缩比管料如图15所示，其中方框区域为完全旋锻缩径至设计工艺尺寸的部分。
表5旋转锻造工艺实验设计
Table 5 Design of rotary swaging process experiments
| 实验序号 | 加热温度/℃ | 缩径实验工艺路线 |
| 1 | 900 | Φ24mm→Φ20mm |
| 2 | 940 | Φ24mm→Φ20mm |
| 3 | 980 | Φ24mm→Φ20mm |
| 4 | 940 | Φ24mm→Φ20mm→Φ17mm |
基于上述本构方程与仿真模型建立，以940℃缩径至20mm工况开展了缩比管料仿真与实验对比，结果如图16所示。成形缩比管料的中段边界条件稳定，因此，以中段处内径评价则仿真有3.39%预测误差。尽管近端面处内径尺寸差距更小，但由于仿真对中段预测内径偏大，因此，仿真对近端面处内径扩张趋势存在较明显的低估。这与端面处边界条件复杂相关。管料缩径段直接受到模具型面局部特征的影响，且实验过程中边界条件、约束条件无法完全通过仿真精准建模,因此,仿真对缩径段内径尺寸预测误差较大，参考性较低。
3.2微观组织分析
如图17所示,完全旋锻缩径至设计尺寸的管料近中段分别取试样开展微观组织与力学性能分析。
图18所示为在相同径缩量、不同加热温度下的试样的微观组织。原始未变形组织均为图18a所示的α+β双相形态，局部加热对未变形区域微观组织影响微弱。在900℃加热条件下，金相组织仍呈现均匀分布的双态组织，即球化状的等轴初生α相和片层状的β转变组织，如图18b所示，这种双态组织能够在两种组织的共同作用下，兼顾一定的强度、刚度、塑性和延展性。与图18a中的未变形区域相比，900℃条件下的等轴初生α相的数量有所减少，低于50%，而片层状的β转变组织则更为细小。在940℃加热条件下，微观组织中等轴初生α相的数量明显减少，而片状β转变组织的数量则相应增多，这一现象在原始β晶界处尤为显著，如图18c所示。同时,相比于900℃下的组织,940℃条件下的晶粒尺寸明显增大,这种组织变化意味着材料在该温度下的强度和韧性得到进一步提升，但也可能带来一定的延展性降低。在980℃加热条件下，如图18d所示，钛合金缩径段内的等轴初生α相完全消失,原始β晶粒内部被片状的β转变组织所覆盖。
图19为940℃条件下经过一次径缩(Φ24mm→20mm)和两次径缩(24mm→20mm→17mm)后TC4钛合金管料的金相组织。在相同加热温度下，经过“加热-缩径”一道次旋锻和“加热-缩径-二次加热-二次缩径”两道次旋锻后的晶粒尺寸相差不大,但经过两道次旋锻缩径后的试样组织分布更加均匀，且片层a相的宽度更大，形态更接近等轴α相组织。这种类似等轴组织的分布特点对协调变形并提供更好的塑性有一定影响。
3.3力学性能分析
对不同工艺条件下旋锻后TC4钛合金缩径段取样的力学试样开展室温拉伸实验，获得工程应力-工程应变曲线如图20所示。原始TC4钛合金材料屈服后发生较为平稳的塑性变形;在不同加热温度下一道次热旋锻至20mm后，TC4钛合金管料强度明显提升，同时塑性硬化过程仍具有稳定平台。如图20b所示，在两道次缩径至17mm和一道次缩径至20mm的条件下,锻后管料的塑性及强度差别不明显。旋锻至17mm时伸长率稍大，这可能与第二道次旋锻前的再加热及第二道次旋锻过程的回复、再结晶相关。在试样达到最高应力直至断裂的过程中,旋锻至20mm的试样发生了明显的颈缩现象,而旋锻至17mm的试样颈缩较弱,这说明在更大的缩径量下,TC4钛合金管料的冲击韧性将可能减弱。
图21展示了抗拉强度与伸长率的变化。在不同加热温度下旋锻至Φ20mm后，锻后管料的抗拉强度由825 MPa提升到1000 MPa以上。其中，980℃加热条件下的锻后抗拉强度最大，达到1025 MPa。两道次缩径至17mm后抗拉强度略低，但同样达到了1000MPa，基本与一道次缩径至20mm时持平。原始TC4钛合金材料的伸长率为12.5%，在不同温度旋锻条件下，锻后伸长率均出现下降;随着加热温度上升，锻后管料的伸长率逐渐回复并在980℃下达到9.5%。
硬度测量结果如图 22所示。原始段组织的平均硬度为321.4HV，在仅一道次缩径条件下，加热温度为900、940和980℃时，平均硬度分别为353.3、359.4和360.3HV，缩径段整体表现出随温度升高而硬度增加的趋势。在940℃下二道次缩径至17mm后平均硬度为355.1HV，相比同温度下一道次缩径Φ20mm降低幅度较小。
4、高铁牵引电机用变截面空心转子轴旋转锻造试制
针对图2所示高铁电机空心转子轴，将原始材料粗加工为外径105mm、内孔Φ60mm、长度650mm的坯料，随后通过旋转锻造开展空心转子轴工艺试制。设计的工艺流程如表6所示,所有道次均需进行局部感应加热,变形段加热温度监测升温至950℃。
表6转子轴旋转锻造试制工艺流程
Table 6 Processing route for rotary swaging of hollow rotor shafts
| 工序 | 工序内容 |
| 1 | 右侧,进料式旋锻,外径105mm→92mm |
| 2 | 右侧,进料式旋锻,外径Φ92 mm→Φ82 mm |
| 3 | 右侧,进料式旋锻,外径Φ82 mm→Φ72 mm |
| 4 | 右侧,凹进式旋锻,外径Φ72 mm→Φ60 mm |
| 5 | 左侧,进料式旋锻,外径Φ105 mm→Φ90 mm |
| 6 | 左侧,进料式旋锻,外径90mm→75mm |
成品轴加热装置与缩比管料试样相同,加热至规定温度需约20min，实验在更大吨位的X100数控精密旋锻机上开展,如图 23所示。
通过旋转锻造工艺可以实现尺寸精度满足要求的高铁电机空心转子轴成形,保留了一定的外径余量,后续进行外圆精车即可加工出尺寸、形状达标的轻量化空心转子轴。图24为外圆加工完成并涂覆涂层后的转子轴,满足电机产品的尺寸及表面精度要求,经实际测量相比原始实心钢转子轴实现减重达到61.7%。
5、结论
(1)基于旋转锻造工艺的空心减重设计实现了高铁电机转子轴实际减重61.7%。设计的空心轴实际工况的最大径向位移与最大应力满足设计要求，安全系数大于4.8。
(2)所建立的本构模型能较准确地反应TC4钛合金的变形行为;旋转锻造仿真表明，对成形过程最大等效应力的各影响因素大小顺序为:成形温度>入角角度>进给速度。
(3)缩比管料旋转锻造实验证明，热旋锻后管料强度可提升至1000MPa以上，尽管伸长率降低，但通过合理控制加热温度与缩径量仍可实现8%以上的伸长率。
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（注，原文标题：高铁牵引电机用TC4钛合金变截面空心转子轴旋转锻造成形_田天泰）