楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟

D0I:10.13374/i.issnl001053x.2010.0A.20 第32卷第4期 北京科技大学学报 Vol32 No 4 2010年4月 Journal ofUniversity of Science and Technobgy Bejjing APr 2010 楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 丁韡杨翠苹张康生胡正寰 北京科技大学机械工程学院.北京100083 摘要应用三维刚塑性有限元DE℉ORM-3D软件对等内径空心轴类零件的楔横轧成形进行了热力耦合数值模拟，分析了 轧制过程中轧件内部的应力，应变场及温度场分布规律，揭示了轧件变形过程中横截面椭圆化和轧件外表面轴肩部分产生隆 起以及内表面在靠近台阶处产生凹陷的原因，阐述了轧件在轧制过程中温度的变化及变化的原因.模拟结果表明，用楔横轧 工艺轧制等内径空心轴是完全可行的. 关键词空心轴类零件：楔横轧；热力耦合；数值模拟 分类号T℃G33519 Themm am echan ical coup led num erical sim ulation on cross wedge rolling of hol low shaft parts with equal inner diam eter DNGWei YANG Cuipng ZHANG Kang-sheng HU Zhenghuan Sclool ofMechanical Engineerng Unversity of Science and Teclnokgy Beijing Beijng 100083 Chna ABSTRACT The crosswedge rolling defomation pocess ofholpw shafts with equal inner diameterwas siulated wih he hreedi m ension finite elem ent software DEFORM3D by usng a themomechan ical coupled rigd-plstic finite elementmethod The distrbu tpns of stress stmin and tmperature fields nsde the rolled-Piece durng he rolling process were anayzed The reasons pr cross sec tpn ovalization in he rolled piece shaft shoulder apophys is on the outsde surace and dep ression on he inside surface around the side sep were revealed The change in temperaure of the olled piece n the rollng process was illustrated and the reason or he change was explained Sinu lation results ndicate that it is feasible to produce hollow shaft panswith equal inner diameer by crosswege roll ing KEY WORDS holpw shafts cross wedge rolling themamnechan ical coupling numerical smuatpn 等内径空心轴类零件楔横轧成形理论与技术， 轧辊及轧件的主要工艺参数如表1所示.其他工艺 无论是国内还是国际基本上还处于起步阶段，国内 参数为：轧辊直径D=600m轧辊转速n= 外相关文献甚少.陈恩平、徐春国等学者只是在近 10mr,芯棒直径D=19.5m四轧件温度T= 两年将三辊楔横轧、板式楔横轧的带芯棒轧制与空 950℃ 心轧制做了初步的探讨性比较1.本文建立了等 内径空心轴楔横轧成形的热力耦合模型，通过 DEFORM3D有限元软件进行数值模拟，详细分析 了等内径空心轴的成形过程，应力、应变场及温度场 的分布规律. 楔 1有限元模型及边界条件的建立 精整段 展宽段 段 1.1几何模型分析 图1轧件及轧辊模具几何参数模型图 图1所示为轧件与轧辊模具的几何参数模型. F1 G eomnetrical parameter model of the workPiece and the roller 收稿日期：2009-08-10 作者简介：丁韩(1982-)，男，硕士研究生：张康生(1952-)，男，研究员，博士生导师，Ema时hm吗k@me ust edy cn

第 32卷 第 4期 2010年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 JournalofUniversityofScienceandTechnologyBeijing Vol.32 No.4 Apr.2010 楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 丁 韡 杨翠苹 张康生 胡正寰 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 摘 要 应用三维刚塑性有限元 DEFORM-3D软件对等内径空心轴类零件的楔横轧成形进行了热力耦合数值模拟, 分析了 轧制过程中轧件内部的应力、应变场及温度场分布规律, 揭示了轧件变形过程中横截面椭圆化和轧件外表面轴肩部分产生隆 起以及内表面在靠近台阶处产生凹陷的原因, 阐述了轧件在轧制过程中温度的变化及变化的原因.模拟结果表明, 用楔横轧 工艺轧制等内径空心轴是完全可行的. 关键词 空心轴类零件;楔横轧;热力耦合;数值模拟 分类号 TG335.19 Thermomechanicalcouplednumericalsimulationoncrosswedgerollingofhol￾lowshaftpartswithequalinnerdiameter DINGWei, YANGCui-ping, ZHANGKang-sheng, HUZheng-huan SchoolofMechanicalEngineering, UniversityofScienceandTechnologyBeijing, Beijing100083, China ABSTRACT Thecrosswedgerollingdeformationprocessofhollowshaftswithequalinnerdiameterwassimulatedwiththethree-di￾mensionfiniteelementsoftwareDEFORM-3Dbyusingathermomechanicalcoupledrigid-plasticfiniteelementmethod.Thedistribu￾tionsofstress, strainandtemperaturefieldsinsidetherolled-pieceduringtherollingprocesswereanalyzed.Thereasonsforcross-sec￾tionovalizationintherolledpiece, shaftshoulderapophysisontheoutsidesurfaceanddepressionontheinsidesurfacearoundtheside￾stepwererevealed.Thechangeintemperatureoftherolledpieceintherollingprocesswasillustratedandthereasonforthechange wasexplained.Simulationresultsindicatethatitisfeasibletoproducehollowshaftpartswithequalinnerdiameterbycrosswedgeroll￾ing. KEYWORDS hollowshafts;crosswedgerolling;thermomechanicalcoupling;numericalsimulation 收稿日期:2009--08--10 作者简介:丁 韡 ( 1982— ), 男, 硕士研究生;张康生 ( 1952— ), 男, 研究员, 博士生导师, E-mail:zhang.ks@me.ustb.edu.cn 等内径空心轴类零件楔横轧成形理论与技术, 无论是国内还是国际基本上还处于起步阶段, 国内 外相关文献甚少.陈恩平 、徐春国等学者只是在近 两年将三辊楔横轧、板式楔横轧的带芯棒轧制与空 心轧制做了初步的探讨性比较 [ 1--2] .本文建立了等 内径空心轴楔横轧成形的热力耦合模型, 通过 DEFORM--3D有限元软件进行数值模拟, 详细分析 了等内径空心轴的成形过程, 应力、应变场及温度场 的分布规律 . 1 有限元模型及边界条件的建立 1.1 几何模型分析 图 1所示为轧件与轧辊模具的几何参数模型 . 轧辊及轧件的主要工艺参数如表 1所示 .其他工艺 参数为 :轧辊 直径 D0 =600 mm, 轧辊 转速 n= 10 r·min -1 , 芯棒直径 D2 =19.5 mm, 轧件温度 T= 950 ℃. 图 1 轧件及轧辊模具几何参数模型图 Fig.1 Geometricalparametermodeloftheworkpieceandtheroller DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2010.04.020

。526 北京科技大学学报 第32卷 表1轧辊模具及轧件主要工艺参数表 Table 1 Ma in technologic parame ters of he roller and the rolled piece 成形角，a八) 展宽角，B/(°) 轧件外径，D/mm 轧件内径，dymm 壁厚减薄率，入% 展宽量L/m 30-50 2-6 45 20 30 80 注：入=(D-D)/(D-d. 1.2热力耦合模型及边界条件 本文采用热力耦合模型，模型包括上下轧辊、轧 件、芯棒及导板（图2）.轧件材料选用45钢，轧辊、 芯棒材料选用热物理性能优良的通用型热作模具钢 4C5MMS钢.轧件采用相对网格划分方式， 初始单元总数为3.5万，轧后达到8万.考虑热传 0OOOO◎⊙ 导，热辐射、对流传热、塑性功及摩擦生热等因 图3轧件成形过程图 素，主要换热系数如表2所示.摩擦模型为剪切 Fg 3 Fom ing pocess of the workpjece 摩擦.采用刚塑性有限元来简化模型.考虑到结构 的对称性，为节约计算时间，取模型的12进行 计算. 轧件 棒 图4模拟结果纵剖面图 上下轧银 F4 Sectionalview of he smulation result 导板 形阶段9-川，因此展宽段能充分反映轧件的金属流 动规律以及应力、应变的分布对轧件成形的影响规 图2楔横轧有限元模型图 律.所以选取在展宽段1094时对轧件的应力、应 F FEM malel of cross wedge olling 变场进行有限元分析. 表2主要换热系数 22.1轧制过程应变分布特征 Table 2 Ma in heat transfer coeffic ients 由图5(3、图5(b可知，轧件在轧辊旋转啮合 接触传导换热系数/对流换热系数/热辐 热功转 作用下发生横向变形和纵向压缩变形，由于轧件变 (N~.mr.℃-)(N-1.mrl.℃-)射率 换系数 形区在半径方向上被压缩，因此在整个变形区域内 29 0.25 0.6 09 横向应变x纵向应变E都为压应变，最大压应变 都发生在轧件变形区外表面，并向内表面逐层减小， 2模拟结果及分析 同时芯棒对接触的内表面也产生挤压应变.另外， 变形区金属被径向压缩，向纵向流动的同时又有向 2.1轧件的成形过程 横向流动的趋势，致使横截面上的变形很不均匀. 图3为轧件成形过程图.可以看到，轧件在展 从图5(、图5(b可以很明显地看到纵向压应变 宽段横截面出现椭圆化，待展宽成形完成后，内表面 e:要大于横向压应变es表现为纵向变形大于横向 由于芯棒的支撑作用，轧件在轧辊精整作用下，横截 变形，横向直径压缩滞后，横截面出现椭圆化趋势. 面形状由椭圆精整到圆形，而外表面在轧辊的作用 图5(9为轴向应变e的分布图.在轧件与轧辊成 下实现径向压缩、轴向延伸变形，逐渐成形为等内径 形面的接触区域为压应变，而在成形区域均为拉应 空心阶梯轴.另外，从图4可以看到，尽管有芯棒的 变，最大拉应变为外表面金属，并向内表面逐层递 支撑作用，但是得到的内表面沿轴向在两端台阶处 减.图5（为等效应变e的分布图.从图中可以很 有略微的凹陷，同时外表面轴肩部分也产生隆起 明显地看到等效应变由内向外很有层次的变化，最 现象. 大等效应变值在轧件的成形外表面，并向内逐层 2.2轧件的应力应变分布特征 减小. 轧件的成形主要发生在展宽段，展宽段为主变 图6为轧件纵截面上应变分布图.从图中能很

北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 表 1 轧辊模具及轧件主要工艺参数表 Table1 Maintechnologicparametersoftherollerandtherolledpiece 成形角, α/( °) 展宽角, β /( °) 轧件外径, D/mm 轧件内径, d/mm 壁厚减薄率, λ/% 展宽量, L/mm 30 ～ 50 2 ～ 6 45 20 30 80 注:λ=( D-D1 ) /(D-d) . 1.2 热力耦合模型及边界条件 本文采用热力耦合模型, 模型包括上下轧辊、轧 件 、芯棒及导板 (图 2) .轧件材料选用 45 #钢, 轧辊 、 芯棒材料选用热物理性能优良的通用型热作模具钢 4Cr5MoV1Si钢 [ 3--4] .轧件采用相对网格划分方式, 初始单元总数为 3.5万, 轧后达到 8万 .考虑热传 导 、热辐射 、对 流传热、塑性功 及摩擦生热等因 素 [ 5--8] , 主要换热系数如表 2所示.摩擦模型为剪切 摩擦.采用刚塑性有限元来简化模型.考虑到结构 的对称性, 为节约计算时间, 取模型的 1/2 进行 计算. 图 2 楔横轧有限元模型图 Fig.2 FEMmodelofcrosswedgerolling 表 2 主要换热系数 Table2 Mainheattransfercoefficients 接触传导换热系数 / ( N·s-1·mm-1·℃ -1 ) 对流换热系数 / (N·s-1·mm-1·℃-1 ) 热辐 射率 热功转 换系数 29 0.25 0.6 0.9 2 模拟结果及分析 2.1 轧件的成形过程 图 3为轧件成形过程图.可以看到, 轧件在展 宽段横截面出现椭圆化, 待展宽成形完成后, 内表面 由于芯棒的支撑作用, 轧件在轧辊精整作用下, 横截 面形状由椭圆精整到圆形, 而外表面在轧辊的作用 下实现径向压缩 、轴向延伸变形, 逐渐成形为等内径 空心阶梯轴 .另外, 从图 4可以看到, 尽管有芯棒的 支撑作用, 但是得到的内表面沿轴向在两端台阶处 有略微的凹陷, 同时外表面轴肩部分也产生隆起 现象. 2.2 轧件的应力应变分布特征 轧件的成形主要发生在展宽段, 展宽段为主变 图 3 轧件成形过程图 Fig.3 Formingprocessoftheworkpiece 图 4 模拟结果纵剖面图 Fig.4 Sectionalviewofthesimulationresult 形阶段 [ 9--11] , 因此展宽段能充分反映轧件的金属流 动规律以及应力、应变的分布对轧件成形的影响规 律.所以选取在展宽段 1.094 s时对轧件的应力、应 变场进行有限元分析. 2.2.1 轧制过程应变分布特征 由图 5( a) 、图 5( b)可知, 轧件在轧辊旋转啮合 作用下发生横向变形和纵向压缩变形, 由于轧件变 形区在半径方向上被压缩, 因此在整个变形区域内 横向应变 εx、纵向应变 εy都为压应变, 最大压应变 都发生在轧件变形区外表面, 并向内表面逐层减小, 同时芯棒对接触的内表面也产生挤压应变.另外, 变形区金属被径向压缩, 向纵向流动的同时又有向 横向流动的趋势, 致使横截面上的变形很不均匀. 从图 5( a) 、图 5( b)可以很明显地看到纵向压应变 εy要大于横向压应变 εx, 表现为纵向变形大于横向 变形, 横向直径压缩滞后, 横截面出现椭圆化趋势. 图 5( c)为轴向应变 εz的分布图.在轧件与轧辊成 形面的接触区域为压应变, 而在成形区域均为拉应 变, 最大拉应变为外表面金属, 并向内表面逐层递 减.图 5( d)为等效应变 ε的分布图.从图中可以很 明显地看到等效应变由内向外很有层次的变化, 最 大等效应变值在轧件的成形外表面, 并向内逐层 减小 . 图 6为轧件纵截面上应变分布图.从图中能很 · 526·

第4期 丁韡等：楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 527 清楚地看到轧件内部应变场的分布及变化规律，直 地看到，变形区金属沿轴向和径向的流动，受轧件轴 观地揭示了轧件成形过程中的径向压缩变形和轴向 向上未变形部分金属的阻碍作用，在轴向引起金属 延伸变形.另外，由图6(9、图6（山图可以很明显 堆积，这是轧件外表面轴肩部分产生隆起的原因. Am-0.758E=0.407 A=-0.981E=-0.582 A=-0.225E=0.141 A=l.19E=2.43 B=-0.670F=-0319 B=0.881F=-0.482 B=-0.133F=0233 B=150F274 C=-0.582C=-0231 Cm-0.781G=-0.382 C=-0.042G=0324 C=l81C=-3.05 D=-0.495=-0.143 D=-0.681H=-0.282 D=-0.050H=0.416 D=2.12=336 图5轧件对称中心横截面应变场分布图.（号E:(E多(9E:(E F5 Stain disrbuton in he centrosommetric cross section of the rolled piece (bE (g de A=0.758E=-0.407 Am-0.981E=-0582 A=-0225E=0.141 A=1.19E=243 B=-0.670F=-0319 B=-0.881F=0.482 B=-0.133FP=0233 B=l50F-2.74 C=-0.582G=0.231 C=-0.781G=-0.382 C-0.042G=0.324 C=1.81G-3.05 D=-0.495H=-0.143 D=-0.681H=-0.282 D=0.050=0416 D=2.12h=336 a b) e d 图6轧件纵截面应变场分布图.()E*(E，(9E多（鸡E F6 Stran distrbution in the brgiudnal section of the olled piec((b((d) 2.22轧制过程应力分布特征 图7(b为纵向应力σ的分布.从图中可以看 图7为对称中心横截面应力场分布.可以看 到：在轧辊成形面压下处产生径向压缩变形，压应力 到，轧件变形时内部处于复杂的三向应力状态 值最大，达到一661MPa与芯棒接触的内表面受芯 图7(3为横向应力ō分布.可以看到：由于受 棒挤压作用产生一90.4MP的压应力：而在已成形 轧辊成形面及摩擦力的作用，轧件横向变形受到约 的外表面横向两侧，由于外层金属纵向变形趋势的 束，因而在接触处产生较大的压应力：与芯棒接触的 拉动.在该处区域产生了99.8MP的局部拉应力. 内表面，受芯棒挤压作用，产生压应力，而在附近区 由此可知，由金属的纵向和横向变形引起的在 域，由于外层金属的横向流动拉动内层金属产生 内外表面局部区域的纵向压应力和横向拉应力状 83MP的横向拉应力 态，致使轧件横截面出现椭圆化 (d)A D Day CRD A=-585D=-84 A=-661D=-90.4 A=676D=-85.6 A=136D-299 B=418E=83 B=-471E=998 B=479E=111 B=190E-354 C=-251 C=-281 C-282 C=245 图7轧件对称中心横截面应力场分布图（单位MP.(两。：(。多(9G:(山。 F7 Stress distribition in the centrosymmetric cossection of the olled piece(unit MPa ((bas ()a:(d)a

第 4期 丁 韡等:楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 清楚地看到轧件内部应变场的分布及变化规律, 直 观地揭示了轧件成形过程中的径向压缩变形和轴向 延伸变形.另外, 由图 6( c) 、图 6 ( d)图可以很明显 地看到, 变形区金属沿轴向和径向的流动, 受轧件轴 向上未变形部分金属的阻碍作用, 在轴向引起金属 堆积, 这是轧件外表面轴肩部分产生隆起的原因 . 图 5 轧件对称中心横截面应变场分布图.( a) εx;( b) εy;( c) εz;(d) ε Fig.5 Straindistributioninthecentrosymmetriccross-sectionoftherolledpiece:( a) εx;(b) εy;( c) εz;( d) ε 图 6 轧件纵截面应变场分布图.( a) εx;( b) εy;( c) εz;( d) ε Fig.6 Straindistributioninthelongitudinalsectionoftherolledpiece:( a) εx;( b) εy;( c) εz;(d) ε 图 7 轧件对称中心横截面应力场分布图 (单位:MPa) .(a) σx;(b) σy;( c) σz;( d) σ Fig.7 Stressdistributioninthecentrosymmetriccross-sectionoftherolledpiece( unit:MPa):( a) σx;( b) σy;( c) σz;(d) σ 2.2.2 轧制过程应力分布特征 图 7为对称中心横截面应力场分布 .可以看 到, 轧件变形时内部处于复杂的三向应力状态 . 图 7( a)为横向应力 σx分布 .可以看到:由于受 轧辊成形面及摩擦力的作用, 轧件横向变形受到约 束, 因而在接触处产生较大的压应力 ;与芯棒接触的 内表面, 受芯棒挤压作用, 产生压应力, 而在附近区 域, 由于外层金属的横向流动拉动内层金属产生 83 MPa的横向拉应力 . 图 7( b)为纵向应力 σy的分布.从图中可以看 到:在轧辊成形面压下处产生径向压缩变形, 压应力 值最大, 达到 -661 MPa, 与芯棒接触的内表面受芯 棒挤压作用产生 -90.4 MPa的压应力;而在已成形 的外表面横向两侧, 由于外层金属纵向变形趋势的 拉动, 在该处区域产生了 99.8 MPa的局部拉应力 . 由此可知, 由金属的纵向和横向变形引起的在 内外表面局部区域的纵向压应力和横向拉应力状 态, 致使轧件横截面出现椭圆化. · 527·

·528 北京科技大学学报 第32卷 图7(9为轴向应力σ的分布图.可以看到，轧 σ均为压应力，即三向受压，这是由于内表面受 件与轧辊成形面接触处仍产生较大压应力，向内层 径向压缩以及芯棒的挤压摩擦作用造成的.在轧 逐渐减小，而在轧件变形区的外表面横向两侧沿圆 件与轧辊接触区域三个方向也均为压应力，并逐 周方向产生111MP的拉应力，这是由于受轧辊轴 渐向内扩展，到内层逐渐变为83~111MP啦应 向排挤的变形金属沿轴向和径向的流动拉动横向两 力，这是由于受轧辊轴向排挤的外层金属发生轴 侧的金属而产生的拉应力. 向流动带动内层金属而产生的沿轴向的拉应力， 图8为轧件纵截面应力分布.在与芯棒接触 同时外表面轴肩部分产生隆起拉动内表面金属 的内表面，横向应力ō纵向应力σ及轴向应力 在靠近台阶处产生凹陷 D E D E A=-585D-84 A=-661D=-90.4 A=-676D--85.6 A=136D=299 B=418E=-83 B=471E=998 B=479E=111 B=190E=-354 C=-251 C=-281 C=-282 C.245 6 b g d 图8轧件纵截面应力场分布图（单位：MP%.(号。（σ”(9。，（山。 Fg 8 Stess distribution in the longiuudinal secticn of the rolled Piece unit MPa):(aa(ba()a (da 2.3轧件的温度特征 1100 为了弄清轧件横截面、纵截面的温度变化情况， 1000 在轧件的对称中心横截面上沿径向取五个特征点 900 M~M,平分轧件的半径，如图9（马所示.在轧件 800 纵剖面上从楔入端面位置开始每隔8m依次选取 700 P~特征点，如图9(b所示，其中~卫处于 600 展宽区域内，而B~特征点不在展宽区域内. 500 400 0051.01520253035 轧制时间s a R 图10对称中心横截面特征点温度时间曲线 Fg 10 Curves of tmperature vs tie at chamcteristic ponts in the centosymme tric coss secton 1050 图9轧件横、纵截面特征点图.（两横截面特征点M一M: 1000 (b纵截面特征点P,-P Fig 9 Characteristic points in the centosimm etric cross secticnal 950 and pngiudinal sectins (a)cross sectional chamc eristic ponts M-M (b kngiaudinal sectinal characteristic ponts P -P 900 图10图11为轧件横截面、纵截面上特征点轧 850 制过程温度随时间变化的曲线图.从图中可以看 05101520253035 乳制时间： 到：特征点M一M、P一B温度变化很类似，都是 图11纵截面特征点温度时间曲线 在展宽段逐渐升高，这是由于变形过程中，轧件与轧 Fg 11 Curvesof wmperature vs tie at characteristic ponts in the 辊之间的热传导、塑性功以及摩擦产生的热能引起 prgiud nal section 的温升.当展宽成形完成后，塑性变形减小，产生很 小的热能，轧件与环境空气进行的热辐射、对流换热 点M是楔入点，轧辊楔入轧件瞬间，轧件与轧辊及 占主导地位，因而温度又出现降低趋势.另外，特征 环境空气发生急剧的接触传热和对流辐射，因此在

北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 图 7( c)为轴向应力 σz的分布图 .可以看到, 轧 件与轧辊成形面接触处仍产生较大压应力, 向内层 逐渐减小, 而在轧件变形区的外表面横向两侧沿圆 周方向产生 111 MPa的拉应力, 这是由于受轧辊轴 向排挤的变形金属沿轴向和径向的流动拉动横向两 侧的金属而产生的拉应力 . 图 8为轧件纵截面应力分布 .在与芯棒接触 的内表面, 横向应力 σx、纵向应力 σy及轴向应力 σz均为压应力, 即三向受压, 这是由于内表面受 径向压缩以及芯棒的挤压摩擦作用造成的 .在轧 件与轧辊接触区域三个方向也均为压应力, 并逐 渐向内扩展, 到内层逐渐变为 83 ～ 111 MPa拉应 力, 这是由于受轧辊轴向排挤的外层金属发生轴 向流动带动内层金属而产生的沿轴向的拉应力, 同时外表面轴肩部分产生隆起拉动内表面金属 在靠近台阶处产生凹陷 . 图 8 轧件纵截面应力场分布图 (单位:MPa) .( a) σx;(b) σy;( c) σz;( d) σ Fig.8 Stressdistributioninthelongitudinalsectionoftherolledpiece( unit:MPa) :( a) σx;( b) σy;(c) σz;( d) σ 2.3 轧件的温度特征 为了弄清轧件横截面 、纵截面的温度变化情况, 在轧件的对称中心横截面上沿径向取五个特征点 M1 ～ M5, 平分轧件的半径, 如图 9 ( a)所示 .在轧件 纵剖面上从楔入端面位置开始每隔 8 mm依次选取 P1 ～ P7 特征点, 如图 9 ( b)所示, 其中 P1 ～ P4 处于 展宽区域内, 而 P5 ～ P7 特征点不在展宽区域内 . 图 9 轧件横、纵截面特征点图.( a) 横截面特征点 M1 ～ M5 ; ( b) 纵截面特征点 P1 ～ P7 Fig.9 Characteristicpointsinthecentrosymmetriccross-sectional andlongitudinalsections:( a) cross-sectionalcharacteristicpoints M1 ～ M5;(b) longitudinalsectionalcharacteristicpointsP1 ～ P7 图 10、图 11为轧件横截面、纵截面上特征点轧 制过程温度随时间变化的曲线图.从图中可以看 到 :特征点 M1 ～ M4 、P1 ～ P4 温度变化很类似, 都是 在展宽段逐渐升高, 这是由于变形过程中, 轧件与轧 辊之间的热传导 、塑性功以及摩擦产生的热能引起 的温升 .当展宽成形完成后, 塑性变形减小, 产生很 小的热能, 轧件与环境空气进行的热辐射 、对流换热 占主导地位, 因而温度又出现降低趋势.另外, 特征 图 10 对称中心横截面特征点温度--时间曲线 Fig.10 Curvesoftemperaturevstimeatcharacteristicpointsinthe centrosymmetriccrosssection 图 11 纵截面特征点温度--时间曲线 Fig.11 Curvesoftemperaturevstimeatcharacteristicpointsinthe longitudinalsection 点 M5 是楔入点, 轧辊楔入轧件瞬间, 轧件与轧辊及 环境空气发生急剧的接触传热和对流辐射, 因此在 · 528·

第4期 丁韡等：楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 ·529 楔入段有一个温度的突降.卫~不在展宽区域 压技术，2005（增刊）：51) 内，轧件与环境空气进行的热辐射、对流换热占主导 31 He B I,Xu X E Zhao LZ DieMateral&Surface Hardening Technue Beijing Chemical Industry Press 2009 73 地位，温度基本上一直呈近似线性下降趋势.由图 (何柏林，徐先锋，赵龙志。模具材料及表面强化技术.北京： 10也可以看到，由于芯棒的原因造成内表面散热条 化学工业出版社，200973) 件比外表面差，因此内表面特征点温度要高于外 【4 LinHG HuoS P Ma SM APplicat知Manual ofDeMateral 表面. 2nd Ed Beijing Chira Machine Press 2004 14 236.590 (林慧国，火树鹏.马绍弥.模具材料应用手册.2版.北京：机 3结论 械工业出版社.200414236590) [5 W erhemerTB ThemalMechanically Coupld Am ysis n Meml (1)轧件受径向压缩，纵向变形大于横向变形， Foming Pooces Swansea Pnerdge PressL 1982 425 横向直径压缩滞后，同时外层金属向纵向和横向的 Ying FQ Pan BS Ana lysis on kmperauure distrbution in cross 流动拉动内层金属而在内外表面产生的纵向压应力 wedge olling Processw ith finite e km entmethod JMa ter Process 和横向拉应力状态，是轧件变形过程中横截面出现 Techno]207(187/18):392 椭圆化的原因. [7 HeT Wang BY Hu ZH ThemaLmechanical coupled smuk tion of hconel718 alby cross wedge rolling JPlst Eng 2008 (2)金属沿轴向和径向的流动受轧件沿轴向未 15(3片157 变形部分金属的阻碍作用，在轴向引起金属堆积.这 (何涛，王宝雨，胡正襄.incone1718合金楔横轧成形热力耦 是轧件外表面轴肩部分产生隆起的原因，并拉动内 合模拟.塑性工程学报，200815(3)：157) 表面金属在靠近台阶处产生凹陷. [8 LiSZ SunZ J LiL 3-D coupled themamechanical ana ysis (3)轧制过程中，轧件与轧辊的接触热传导、塑 of the tbe oound durng wa ooll otary olling process JUnivSci 性功及摩擦产生的热能与轧件对环境空气的对流换 Technol Beijng 2000 22(1):52 热和热辐射之间的平衡关系，是造成轧件温度变化 (李胜柢，孙中建，李连诗.实心坯二辊斜轧过程三维热一力 耦合分析.北京科技大学学报，200022(1)：52) 的原因. I9 HuZH ZhangK W ang B Y et al The Fom ing Tehnokgy (4)由应力、应变场及温度场的分析可知，芯棒 and Smu la ton of Shaftsw ith CrossW edge Rolling Beijing Met 对轧件的成形起重要的影响作用. allg ical Indust亚Pe52004104 (胡正囊，张康生，王宝雨，等.楔横轧零件成形技术与模拟仿 真.北京：治金工业出版社，2004104) 参考文献 10 Ma ZH Hu ZH YangC P et a]Defmation chamc ter and 【刂Chen EP YangYM WangMT et al Compare and analysis of aa pysis of stess and stmin durng ste tching stage for crosswedge the foming process of holkw partw ith mandril and witloutm andril rolling J Univ SciTechnolBeijng 2002 24(3):309 by3-oll cxosswedge rolling J Plast Eng 2008 15(4):81 (马振海，胡正寰，杨翠苹，等.楔横轧展宽段的变形特征与 (陈恩平，杨永明，王敏婷，等.空心件带芯棒轧制与空心轧 应力应变分析.北京科技大学学报，200224(3)：309) 制成形过程的比较分析.塑性工程学报，200815(4)：81) [1 XingX D Shu X D Hu Z H Fnite ekment analysis of stress [2 XuG C RenG Qu YM Coss wedge rolling pr fom nghol and sta n during ste tching stage fr multiwedge cross wedge bw part with equal imer dismeter Fog Stamp Technol 2005 rolling MetallEquip 2004(5):24 (S9pp:51 (邢希东，束学道，胡正寰。楔横轧多楔轧制展宽段应力与应 (徐广春，任广升，邱永明。等内径管形件的楔横轧工艺.锻 变有限元分析.治金设备，2004(5)：24

第 4期 丁 韡等:楔横轧等内径空心轴的热力耦合数值模拟 楔入段有一个温度的突降 .P5 ～ P7 不在展宽区域 内, 轧件与环境空气进行的热辐射、对流换热占主导 地位, 温度基本上一直呈近似线性下降趋势.由图 10也可以看到, 由于芯棒的原因造成内表面散热条 件比外表面差, 因此内表面特征点温度要高于外 表面. 3 结论 ( 1) 轧件受径向压缩, 纵向变形大于横向变形, 横向直径压缩滞后, 同时外层金属向纵向和横向的 流动拉动内层金属而在内外表面产生的纵向压应力 和横向拉应力状态, 是轧件变形过程中横截面出现 椭圆化的原因. ( 2) 金属沿轴向和径向的流动受轧件沿轴向未 变形部分金属的阻碍作用, 在轴向引起金属堆积, 这 是轧件外表面轴肩部分产生隆起的原因, 并拉动内 表面金属在靠近台阶处产生凹陷. ( 3) 轧制过程中, 轧件与轧辊的接触热传导、塑 性功及摩擦产生的热能与轧件对环境空气的对流换 热和热辐射之间的平衡关系, 是造成轧件温度变化 的原因 . ( 4) 由应力 、应变场及温度场的分析可知, 芯棒 对轧件的成形起重要的影响作用. 参 考 文 献 [ 1] ChenEP, YangYM, WangMT, etal.Compareandanalysisof theformingprocessofhollowpartwithmandrilandwithoutmandril by3-rollcrosswedgerolling.JPlastEng, 2008, 15( 4 ) :81 (陈恩平, 杨永明, 王敏婷, 等.空心件带芯棒轧制与空心轧 制成形过程的比较分析.塑性工程学报, 2008, 15( 4) :81) [ 2] XuGC, RenGS, QiuYM.Crosswedgerollingforforminghol￾lowpartwithequalinnerdiameter.ForgStampTechnol, 2005 (Suppl) :51 (徐广春, 任广升, 邱永明.等内径管形件的楔横轧工艺.锻 压技术, 2005(增刊 ) :51) [ 3] HeBL, XuXF, ZhaoLZ.DieMaterial＆ SurfaceHardening Technique.Beijing:ChemicalIndustryPress, 2009:73 (何柏林, 徐先锋, 赵龙志.模具材料及表面强化技术.北京: 化学工业出版社, 2009:73) [ 4] LinHG, HuoSP, MaSM.ApplicationManualofDieMaterial. 2ndEd.Beijing:ChinaMachinePress, 2004:14, 236, 590 (林慧国, 火树鹏, 马绍弥.模具材料应用手册.2版.北京:机 械工业出版社, 2004:14, 236, 590) [ 5] WertheimerTB.ThermalMechanicallyCoupledAnalysisinMetal FormingProcess.Swansea:PineridgePressLtd, 1982:425 [ 6] YingFQ, PanBS.Analysisontemperaturedistributionincross wedgerollingprocesswithfiniteelementmethod.JMaterProcess Technol, 2007 ( 187/188 ) :392 [ 7] HeT, WangBY, HuZH.Thermal-mechanicalcoupledsimula￾tionofInconel718 alloycrosswedgerolling.JPlastEng, 2008, 15( 3 ):157 (何涛, 王宝雨, 胡正寰.Inconel718合金楔横轧成形热力耦 合模拟.塑性工程学报, 2008, 15 ( 3) :157) [ 8] LiSZ, SunZJ, LiLS.3-Dcoupledthermo-mechanicalanalysis ofthetuberoundduringtwo-rollrotaryrollingprocess.JUnivSci TechnolBeijing, 2000, 22( 1) :52 (李胜祗, 孙中建, 李连诗.实心坯二辊斜轧过程三维热 -力 耦合分析.北京科技大学学报, 2000, 22 ( 1) :52) [ 9] HuZH, ZhangKS, WangBY, etal.TheFormingTechnology andSimulationofShaftswithCrossWedgeRolling.Beijing:Met￾allurgicalIndustryPress, 2004:104 (胡正寰, 张康生, 王宝雨, 等.楔横轧零件成形技术与模拟仿 真.北京:冶金工业出版社, 2004:104) [ 10] MaZH, HuZH, YangCP, etal.Deformationcharacterand analysisofstressandstrainduringstretchingstageforcrosswedge rolling.JUnivSciTechnolBeijing, 2002, 24( 3) :309 (马振海, 胡正寰, 杨翠苹, 等.楔横轧展宽段的变形特征与 应力应变分析.北京科技大学学报, 2002, 24( 3) :309) [ 11] XingXD, ShuXD, HuZH.Finiteelementanalysisofstress andstrainduringstretchingstageformulti-wedgecrosswedge rolling.MetallEquip, 2004( 5) :24 (邢希东, 束学道,胡正寰.楔横轧多楔轧制展宽段应力与应 变有限元分析.冶金设备, 2004 ( 5) :24) · 529·