楔横轧成形25CrMo4厚壁空心轴件的不圆度分析

工程科学学报，第41卷，第3期：384-392,2019年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.3:384-392,March 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.03.012:http://journals.ustb.edu.cn 楔横轧成形25CrMo4厚壁空心轴件的不圆度分析 江 洋)，王宝雨》，霍元明》，肖星” 1)内蒙古大学交通学院，呼和浩特0100702)北京科技大学机械工程学院，北京100083 3)上海工程技术大学机械工程学院，上海201620 ☒通信作者，E-mail:jiangyang(@imu.cdu.cn 摘要机械结构轻量化的主要途径是在结构上采用空心轴。近年来，采用楔横轧带芯棒轧制空心轴类件的工艺得到了较广 泛的关注.厚壁空心轴类件在楔横轧轧制过程中易发生“失圆”现象.本文通过热压缩实验研究了25CMo4合金钢在楔横轧 变形条件下热变形行为，获得其真应力-应变曲线.在此基础上，基于Deform3D有限元软件，建立25CrMo4厚壁空心轴楔横 轧有限元仿真模型，分析厚壁空心轴楔横轧成形机理，研究得出断面收缩率、成形角、展宽角对轧件不圆度的影响规律：断面 收缩率增大，不圆度减小：成形角增大不圆度减小，轧制温度越高减小趋势越明显：展宽角增大不圆度增大，提高轧制温度抑 制增大趋势.选取部分工艺参数进行楔横轧验证实验，对比了有限元仿真结果和实验结果，表明有限元仿真模型预测精度 较高。 关键词25CrMo4:厚壁空心轴；楔横轧：数值仿真：不圆度 分类号TG335.19 Roundness error analysis of 25CrMo4 thick-walled hollow shaft by cross wedge rolling JIANG Yang,WANG Bao-yu2,HUO Yuan-ming,XIAO Xing 1)Transportation Institute,Inner Mongolia University,Hohhot 010070,China 2)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)College of Mechanical Engineering,Shanghai University of Engineering Science,Shanghai 201620,China Corresponding author,E-mail:jiangyang@imu.edu.cn ABSTRACT It is important for mechanical structures to be lightweight,and this is mainly realized by using hollow parts in struc- tures.Presently,hollow shaft parts are used in vehicles,machine tools,and other equipment.Traditional hollow shaft parts are mainly manufactured by cutting,die forging,which have low production efficiency and low material utilization.With the increasing demand for hollow shafts,it is necessary to replace traditional processes with an efficient and advanced technology.Cross wedge rolling (CWR) has been widely used to produce shafts because of its advantages of higher productivity,better product quality,and lower material and energy consumption.Manufacturing of hollow shafts using cross wedge rolling with mandrel has received much attention.Phenomenon of roundness error often occurs in the formation of thick-walled hollow shafts using cross wedge rolling.Hot compression tests were con- ducted to investigate hot deformation behavior of alloy steel 25CrMo4 in cross wedge rolling forming conditions,and true stress-strain curves were obtained.Based on the results,a finite element (FE)simulation model of cross wedge rolling for thick-walled hollow shafts was established using Deform-3D,and formation mechanism and effects of area reduction,forming angle,and stretch angle on roundness error were analyzed.The simulation results indicate that the greater the area reduction,the smaller the roundness error:the greater the forming angle,the smaller the roundness error (where decrease in roundness error is facilitated by increasing rolling temper- ature);and the greater the stretch angle,the greater the roundness error (which is restrained by increasing the rolling temperature). 收稿日期：2018-04-24 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51375042)：内蒙古自然科学基金资助项目(2016BS0501):内蒙古大学高层次人才引进启动金资助 项目(30105435142)

工程科学学报，第 41 卷，第 3 期: 384--392，2019 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 41，No． 3: 384--392，March 2019 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2019． 03． 012; http: / /journals． ustb． edu． cn 楔横轧成形 25CrMo4 厚壁空心轴件的不圆度分析 江 洋1) ，王宝雨2) ，霍元明3) ，肖 星1) 1) 内蒙古大学交通学院，呼和浩特 010070 2) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 3) 上海工程技术大学机械工程学院，上海 201620 通信作者，E-mail: jiangyang@ imu． edu． cn 摘 要 机械结构轻量化的主要途径是在结构上采用空心轴． 近年来，采用楔横轧带芯棒轧制空心轴类件的工艺得到了较广 泛的关注． 厚壁空心轴类件在楔横轧轧制过程中易发生“失圆”现象． 本文通过热压缩实验研究了 25CrMo4 合金钢在楔横轧 变形条件下热变形行为，获得其真应力--应变曲线． 在此基础上，基于 Deform-3D 有限元软件，建立 25CrMo4 厚壁空心轴楔横 轧有限元仿真模型，分析厚壁空心轴楔横轧成形机理，研究得出断面收缩率、成形角、展宽角对轧件不圆度的影响规律: 断面 收缩率增大，不圆度减小; 成形角增大不圆度减小，轧制温度越高减小趋势越明显; 展宽角增大不圆度增大，提高轧制温度抑 制增大趋势． 选取部分工艺参数进行楔横轧验证实验，对比了有限元仿真结果和实验结果，表明有限元仿真模型预测精度 较高． 关键词 25CrMo4; 厚壁空心轴; 楔横轧; 数值仿真; 不圆度 分类号 TG335. 19 收稿日期: 2018--04--24 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51375042) ; 内蒙古自然科学基金资助项目( 2016BS0501) ; 内蒙古大学高层次人才引进启动金资助 项目( 30105-135142) Ｒoundness error analysis of 25CrMo4 thick-walled hollow shaft by cross wedge rolling JIANG Yang1)  ，WANG Bao-yu2) ，HUO Yuan-ming3) ，XIAO Xing1) 1) Transportation Institute，Inner Mongolia University，Hohhot 010070，China 2) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 3) College of Mechanical Engineering，Shanghai University of Engineering Science，Shanghai 201620，China Corresponding author，E-mail: jiangyang@ imu． edu． cn ABSTＲACT It is important for mechanical structures to be lightweight，and this is mainly realized by using hollow parts in struc￾tures． Presently，hollow shaft parts are used in vehicles，machine tools，and other equipment． Traditional hollow shaft parts are mainly manufactured by cutting，die forging，which have low production efficiency and low material utilization． With the increasing demand for hollow shafts，it is necessary to replace traditional processes with an efficient and advanced technology． Cross wedge rolling ( CWＲ) has been widely used to produce shafts because of its advantages of higher productivity，better product quality，and lower material and energy consumption． Manufacturing of hollow shafts using cross wedge rolling with mandrel has received much attention． Phenomenon of roundness error often occurs in the formation of thick-walled hollow shafts using cross wedge rolling． Hot compression tests were con￾ducted to investigate hot deformation behavior of alloy steel 25CrMo4 in cross wedge rolling forming conditions，and true stress-strain curves were obtained． Based on the results，a finite element ( FE) simulation model of cross wedge rolling for thick-walled hollow shafts was established using Deform-3D，and formation mechanism and effects of area reduction，forming angle，and stretch angle on roundness error were analyzed． The simulation results indicate that the greater the area reduction，the smaller the roundness error; the greater the forming angle，the smaller the roundness error ( where decrease in roundness error is facilitated by increasing rolling temper￾ature) ; and the greater the stretch angle，the greater the roundness error ( which is restrained by increasing the rolling temperature) ．

江洋等：楔横轧成形25CMo4厚壁空心轴件的不圆度分析 ·385· Some process parameters were investigated by verifying the cross wedge rolling experiment,and the experimental results and simulation results were compared.The results show that the prediction accuracy of the FE model is high. KEY WORDS 25CrMo4:thick-walled hollow shaft:cross-wedge rolling:numerical simulation:roundness error 国内外高铁车轴逐渐由实心轴向空心轴转变. 但若工艺参数选择不当，轧件会出现“失圆”现象， 空心车轴属于厚壁轴类件，是现代高速铁路机车的 会影响轧件后续机加工性能，严重时可使轧件报 关键零件.楔横轧工艺具有高效、节材、产品综合力 废.本文针对25CMo4厚壁空心轴类件的楔横 学性能良好等技术优势，己经在成形实心轴类零件 轧成形过程进行有限元仿真和验证性实验研究.首 上得到广泛的应用而.近十年来，关于空心轴类件 先通过热压缩实验获得25CMo4真应力一应变曲 楔横轧轧制工艺的研究逐步开展，研究对象多以薄 线，利用Deform3D有限元软件建立带芯棒的厚壁 壁空心轴为主，研究方法多为理论分析-)和数值 空心轴楔横轧成形有限元仿真模型，分析厚壁空心 仿真-).在这些研究中，仿真和实验所采用的坯料 轴楔横轧成形机理，探讨关键工艺参数对不圆度的 材料多为45号钢，而实际高铁车轴多采用含C、 影响规律，最后针对部分工艺参数进行楔横轧实验 Mo、N元素的低碳合金钢图，材料高温变形行为的 研究，验证有限元模型的正确性，得出避免出现“失 差异将导致数值仿真结果与实际情况存在一定差 圆”现象的最佳工艺参数范围 异.郑书华等可采用数值仿真和缩小比例楔横轧实 1数值仿真建模 验，研究了42CMo空心轴楔横轧多楔轧制壁厚均 匀性问题，他们发现在一定的成形角和展宽角范围 1.125CrMo4热变形行为 内，壁厚波动不大、相对均匀.i等0-首先针对空 准确的材料变形行为对于塑性加工过程数值仿 心气门材料4C9Si2进行热压缩实验获得其高温变 真具有重要的意义，为准确模拟25CMo4厚壁空心 形行为，再通过探索性实验和有限元仿真手段研究 轴楔横轧成形过程提供实验数据支撑.结合楔横轧 了空心气门的楔横轧工艺，获得了成形质量较好的 工艺特点，确定热压缩实验流程见图1(a),实验所 成形角和展宽角范围.Yang等2-研究了工艺参 用材料为德国标准的25CMo4合金钢，试样尺寸和 数对薄壁空心轴楔横轧成形椭圆度的影响规律，并 热压缩后试样实物分别见图1(b)和1(c).热压缩 引入了椭圆度系数实现了特定工艺参数范围内椭圆 实验在北京科技大学Gleeble--l500热模拟试验机 度的预测，最终把获得的最佳工艺参数应用于卡车 上进行，变形温度为1050、1100和1150℃，应变速 空心轴套楔横轧工艺中 率为1和10s1,对变形温度和应变速率进行全排 采用楔横轧轧制空心轴，若轧件承受压缩变形， 列共6组实验.实验时以20℃·s的速度加热至变 易产生压扁缺陷.在厚壁空心轴轧制过程中，管壁 形温度，保温5min再进行等温压缩变形，压缩至真 厚度增加，抗弯能力增强，故不易出现压扁变形. 应变1，压缩后立即水淬冷却. b 002四A 18±0.0s 0.03A y 保温5min 形 升温 水冷 20℃· 时间s 68 图1热压缩实验流程与试样.(a)实验流程：(b)试样尺寸（单位：mm):(c)热压缩后试样 Fig.1 Procedure and specimen of hot compression test:(a)test program:(b)dimension of a specimen unit:mm);(c)specimens by hot com- pression 利用Gleeble热模拟试验机记录载荷-位移曲 1.2几何模型与边界条件 线，通过计算得到25CMo4真应力-应变曲线，如图 图3为轧辊、轧件的示意图.利用CAD软件 2所示.实验获得的真应力一应变曲线数据为楔横 Po/E建立轧辊、轧件、导板及芯棒三维模型，导入 轧有限元仿真提供材料模型. Deform3D有限元软件

江 洋等: 楔横轧成形 25CrMo4 厚壁空心轴件的不圆度分析 Some process parameters were investigated by verifying the cross wedge rolling experiment，and the experimental results and simulation results were compared． The results show that the prediction accuracy of the FE model is high． KEY WOＲDS 25CrMo4; thick-walled hollow shaft; cross-wedge rolling; numerical simulation; roundness error 国内外高铁车轴逐渐由实心轴向空心轴转变． 空心车轴属于厚壁轴类件，是现代高速铁路机车的 关键零件． 楔横轧工艺具有高效、节材、产品综合力 学性能良好等技术优势，已经在成形实心轴类零件 上得到广泛的应用［1］． 近十年来，关于空心轴类件 楔横轧轧制工艺的研究逐步开展，研究对象多以薄 壁空心轴为主，研究方法多为理论分析［2--4］和数值 仿真［5--7］． 在这些研究中，仿真和实验所采用的坯料 材料多为 45 号钢，而实际高铁车轴多采用含 Cr、 Mo、Ni 元素的低碳合金钢［8］，材料高温变形行为的 差异将导致数值仿真结果与实际情况存在一定差 异． 郑书华等［9］采用数值仿真和缩小比例楔横轧实 验，研究了 42CrMo 空心轴楔横轧多楔轧制壁厚均 匀性问题，他们发现在一定的成形角和展宽角范围 内，壁厚波动不大、相对均匀． Ji 等［10--11］首先针对空 心气门材料 4Cr9Si2 进行热压缩实验获得其高温变 形行为，再通过探索性实验和有限元仿真手段研究 了空心气门的楔横轧工艺，获得了成形质量较好的 成形角和展宽角范围． Yang 等［12--13］研究了工艺参 数对薄壁空心轴楔横轧成形椭圆度的影响规律，并 引入了椭圆度系数实现了特定工艺参数范围内椭圆 度的预测，最终把获得的最佳工艺参数应用于卡车 空心轴套楔横轧工艺中． 采用楔横轧轧制空心轴，若轧件承受压缩变形， 易产生压扁缺陷． 在厚壁空心轴轧制过程中，管壁 厚度增加，抗弯能力增强，故不易出现压扁变形［14］． 但若工艺参数选择不当，轧件会出现“失圆”现象， 会影响轧件后续机加工性能，严重时可使轧件报 废［15］． 本文针对 25CrMo4 厚壁空心轴类件的楔横 轧成形过程进行有限元仿真和验证性实验研究． 首 先通过热压缩实验获得 25CrMo4 真应力--应变曲 线，利用 Deform-3D 有限元软件建立带芯棒的厚壁 空心轴楔横轧成形有限元仿真模型，分析厚壁空心 轴楔横轧成形机理，探讨关键工艺参数对不圆度的 影响规律，最后针对部分工艺参数进行楔横轧实验 研究，验证有限元模型的正确性，得出避免出现“失 圆”现象的最佳工艺参数范围． 1 数值仿真建模 1. 1 25CrMo4 热变形行为 准确的材料变形行为对于塑性加工过程数值仿 真具有重要的意义，为准确模拟 25CrMo4 厚壁空心 轴楔横轧成形过程提供实验数据支撑． 结合楔横轧 工艺特点，确定热压缩实验流程见图 1( a) ，实验所 用材料为德国标准的 25CrMo4 合金钢，试样尺寸和 热压缩后试样实物分别见图 1( b) 和 1( c) ． 热压缩 实验在北京科技大学 Gleeble--1500 热模拟试验机 上进行，变形温度为 1050、1100 和 1150 ℃，应变速 率为 1 和 10 s － 1，对变形温度和应变速率进行全排 列共 6 组实验． 实验时以 20 ℃·s － 1的速度加热至变 形温度，保温 5 min 再进行等温压缩变形，压缩至真 应变 1，压缩后立即水淬冷却． 图 1 热压缩实验流程与试样． ( a) 实验流程; ( b) 试样尺寸( 单位: mm) ; ( c) 热压缩后试样 Fig． 1 Procedure and specimen of hot compression test: ( a) test program; ( b) dimension of a specimen ( unit: mm) ; ( c) specimens by hot com￾pression 利用 Gleeble 热模拟试验机记录载荷--位移曲 线，通过计算得到 25CrMo4 真应力--应变曲线，如图 2 所示． 实验获得的真应力--应变曲线数据为楔横 轧有限元仿真提供材料模型． 1. 2 几何模型与边界条件 图 3 为轧辊、轧件的示意图． 利用 CAD 软件 Pro /E 建立轧辊、轧件、导板及芯棒三维模型，导入 Deform-3D 有限元软件． · 583 ·

·386 工程科学学报，第41卷，第3期 140r a 2 140吓 w 120 100 100 80 形 60 一变形温度1150℃ 60 一变形温度1150℃ 40 一变形温度1100℃ 40 -变形温度1100℃ 变形温度1050℃ 变形温度1050℃ 20 20 0.10.20.30.40.50.60.70.80.9 0.10.2030.40.50.60.70.80.9 应变 应变 图225CMo4钢真应力-应变曲线.(a)应变速率1s1:(b)应变速率10s1 Fig.2 True stress-strain curves of 25CrMo4 steel:(a)strain rate 1s-1;(b)strain rate 10s-1 楔入段 展宽段 精整段 D。 成形角c 7入 展宽角B 图3轧辊、轧件尺寸示意图 Fig.3 Schematic diagram of die and workpiece 其中初始坯料外径D。为50mm,内孔径d为 摩擦系数，而为在轧制完成后顺利将芯棒取出，需对 12.5mm;芯棒直径为12mm;轧辊顶面直径为 芯棒表面进行加工，减小与轧件之间的摩擦系数. 630mm.断面收缩率山、成形角&、展宽角B为仿真 因此将轧辊与轧件摩擦系数设为0.9，芯棒与轧件 变量.断面收缩率指轧件坯料与轧件坯料原始截面 间摩擦系数设为0.5，忽略导板与轧件的摩擦.传热 面积F。之比，断面收缩率的计算公式为： 边界条件设置：轧件与轧辊接触传热系数取为1.5× Fo-F_Di-Di 沙= 10Wm2·K-1,轧件表面辐射率设为0.8，忽略轧 F。 (1) D 件与空气的换热. 式中，F。为原始轧件截面面积，F,为轧制后轧件截面 图4为厚壁空心轴楔横轧有限元仿真模型.轧 面积. 件模型采用绝对网格划分，轧件网格为四面体单元， 选取轧辊材料为H13热作模具钢，芯棒材料为 变形区窗口网格尺寸为1.5mm,非变形区窗口网格 4C9Si2耐热钢，轧件材料为25CrMo4钢.仿真时可 将轧辊、芯棒、导板设为刚体，轧件设为变形体.轧 辊转速设为0.84rads-1,忽略轧件自重.芯棒将以 上轧辊 自身轴线为中心转动，芯棒转速根据啮合原理，由轧 辊转速和断面收缩率求得，此模型中芯棒转速为 轧件 导板 12.37rads-.Deform3D提供了两种摩擦模型，一 种是库仑摩擦，一种是剪切摩擦.库仑摩擦用于弹 芯棒 性接触的情况，包括两个弹性变形体接触和弹性体 与刚性体的接触，通常用于模拟板料成形.而剪切 下轧银 摩擦主要用于体积成形模拟.有限元仿真采用剪切 摩擦模型，在轧辊与轧件接触区内摩擦系数恒定. 图4厚壁空心轴楔横轧有限元仿真模型 在实际轧制工艺中，为避免轧件与轧辊之间出现打 Fig.4 Finite element simulation model of cross wedge rolling for 滑，需对上下轧辊的表面进行打麻点或刻痕来增加 thick-walled hollow axle

工程科学学报，第 41 卷，第 3 期 图 2 25CrMo4 钢真应力--应变曲线． ( a) 应变速率 1 s － 1 ; ( b) 应变速率 10 s － 1 Fig． 2 True stress--strain curves of 25CrMo4 steel: ( a) strain rate 1 s － 1 ; ( b) strain rate 10 s － 1 图 3 轧辊、轧件尺寸示意图 Fig． 3 Schematic diagram of die and workpiece 其中初始坯料外径 D0 为 50 mm，内孔径 d 为 12. 5 mm; 芯 棒 直 径 为 12 mm; 轧辊顶面直径为 630 mm． 断面收缩率 ψ、成形角 α、展宽角 β 为仿真 变量． 断面收缩率指轧件坯料与轧件坯料原始截面 面积 F0之比，断面收缩率的计算公式为: ψ = F0 － F1 F0 = D2 0 － D2 1 D2 0 ( 1) 式中，F0为原始轧件截面面积，F1为轧制后轧件截面 面积． 选取轧辊材料为 H13 热作模具钢，芯棒材料为 4Cr9Si2 耐热钢，轧件材料为 25CrMo4 钢． 仿真时可 将轧辊、芯棒、导板设为刚体，轧件设为变形体． 轧 辊转速设为 0. 84 rad·s － 1，忽略轧件自重． 芯棒将以 自身轴线为中心转动，芯棒转速根据啮合原理，由轧 辊转速和断面收缩率求得，此模型中芯棒转速为 12. 37 rad·s － 1 ． Deform-3D 提供了两种摩擦模型，一 种是库仑摩擦，一种是剪切摩擦． 库仑摩擦用于弹 性接触的情况，包括两个弹性变形体接触和弹性体 与刚性体的接触，通常用于模拟板料成形． 而剪切 摩擦主要用于体积成形模拟． 有限元仿真采用剪切 摩擦模型，在轧辊与轧件接触区内摩擦系数恒定． 在实际轧制工艺中，为避免轧件与轧辊之间出现打 滑，需对上下轧辊的表面进行打麻点或刻痕来增加 摩擦系数，而为在轧制完成后顺利将芯棒取出，需对 芯棒表面进行加工，减小与轧件之间的摩擦系数． 因此将轧辊与轧件摩擦系数设为 0. 9，芯棒与轧件 间摩擦系数设为 0. 5，忽略导板与轧件的摩擦． 传热 边界条件设置: 轧件与轧辊接触传热系数取为1. 5 × 104 W·m － 2·K － 1，轧件表面辐射率设为 0. 8，忽略轧 件与空气的换热． 图 4 厚壁空心轴楔横轧有限元仿真模型 Fig． 4 Finite element simulation model of cross wedge rolling for thick-walled hollow axle 图 4 为厚壁空心轴楔横轧有限元仿真模型． 轧 件模型采用绝对网格划分，轧件网格为四面体单元， 变形区窗口网格尺寸为 1. 5 mm，非变形区窗口网格 · 683 ·

江洋等：楔横轧成形25CMo4厚壁空心轴件的不圆度分析 ·387· 尺寸为3mm,窗口沿轴向由中心向两侧的移动速度 形过程：轧件轴向延展变形，径向压缩变形，同时伴 为26mms-1.由于轧辊楔形左右对称，可只取轧件 有横向拉伸与压缩的交替变形.在楔入段，变形只 和轧辊的一半计算，减少计算时间和存储空间. 发生在轧件表层；随着轧辊转动，轧辊孔型不断楔入 轧件，轧件表层金属受轧辊成形面轴向排挤，轧件变 2成形机理分析 形逐渐向内层传递，由于横向拉伸作用开始增强，轧 2.1厚壁空心轴成形过程 件己变形部分横截面开始出现“失圆”现象，外层金 取成形角α=50°、展宽角B=4°、断面收缩率 属横向扩展带动了内表面金属，使轧件内孔也被拉 山=50%、轧件初始温度T=1100℃，进行空心轴成 扁；进入精整段后，轧辊顶面不断精整，轧件内外表 形过程分析.图5为等内径厚壁空心轴的楔横轧成 面逐渐过渡到圆形 ⊙⊙⊙⊙⊙⊙ 楔入段 展完段 精整段 图5厚壁空心轴楔横轧成形过程 Fig.5 Forming procedure of cross wedge rolling for thick-walled hollow ae 2.2厚壁空心轴成形过程应变场 受轧辊斜楔面排挤程度最重，离接触区越远等效应 厚壁空心轴成形过程等效应变场如图6所示. 变越小，并向内层逐渐减小.在内孔处，由于外层金 楔入段轧件横截面应变场分布见图6(a),随着轧辊 属的带动以及芯棒与轧件的接触及产生了塑性变 楔尖的楔入，轧件仅有表面变形，等效应变最大值出 形，使得内表面应变不为0. 现在轧件与轧辊楔尖接触的最高部位，离接触区越 精整段轧件横截面应变场如图6(c)所示.精 远，等效应变越小 整段等效应变分布与展宽段相似，等效应变呈环形 图6(b)为展宽段轧件横截面等效应变分布，可 分布.精整段主要是轧辊对轧件外圆进行修整，使 看出等效应变由外向内呈层次变化，最大值出现在 轴身各处直径相同，轧件变形基本完成，各向应变分 轧件已变形区域与未变形区域的连接处.此处金属 布较均匀且应变量较小.由于轧辊没有加入轧齐曲 等效应变 b 等效应变 等效应变 1.00 45 501 0.88 S 3914333 1.1 0.13 0.6 0 图6成形过程应变分布.(a)楔入段：(b)展宽段：(c)精整段 Fig.6 Effective strain distribution during the formation process:(a)knifing zone:(b)stretching zone:(c)sizing zone

江 洋等: 楔横轧成形 25CrMo4 厚壁空心轴件的不圆度分析 尺寸为 3 mm，窗口沿轴向由中心向两侧的移动速度 为 26 mm·s － 1 ． 由于轧辊楔形左右对称，可只取轧件 和轧辊的一半计算，减少计算时间和存储空间． 2 成形机理分析 2. 1 厚壁空心轴成形过程 取成形角 α = 50°、展宽角 β = 4°、断面收缩率 ψ = 50% 、轧件初始温度 T = 1100 ℃，进行空心轴成 形过程分析． 图 5 为等内径厚壁空心轴的楔横轧成 形过程: 轧件轴向延展变形，径向压缩变形，同时伴 有横向拉伸与压缩的交替变形． 在楔入段，变形只 发生在轧件表层; 随着轧辊转动，轧辊孔型不断楔入 轧件，轧件表层金属受轧辊成形面轴向排挤，轧件变 形逐渐向内层传递，由于横向拉伸作用开始增强，轧 件已变形部分横截面开始出现“失圆”现象，外层金 属横向扩展带动了内表面金属，使轧件内孔也被拉 扁; 进入精整段后，轧辊顶面不断精整，轧件内外表 面逐渐过渡到圆形． 图 5 厚壁空心轴楔横轧成形过程 Fig． 5 Forming procedure of cross wedge rolling for thick-walled hollow axle 2. 2 厚壁空心轴成形过程应变场 厚壁空心轴成形过程等效应变场如图 6 所示． 楔入段轧件横截面应变场分布见图 6( a) ，随着轧辊 楔尖的楔入，轧件仅有表面变形，等效应变最大值出 现在轧件与轧辊楔尖接触的最高部位，离接触区越 远，等效应变越小． 图 6 成形过程应变分布． ( a) 楔入段; ( b) 展宽段; ( c) 精整段 Fig． 6 Effective strain distribution during the formation process: ( a) knifing zone; ( b) stretching zone; ( c) sizing zone 图 6( b) 为展宽段轧件横截面等效应变分布，可 看出等效应变由外向内呈层次变化，最大值出现在 轧件已变形区域与未变形区域的连接处． 此处金属 受轧辊斜楔面排挤程度最重，离接触区越远等效应 变越小，并向内层逐渐减小． 在内孔处，由于外层金 属的带动以及芯棒与轧件的接触及产生了塑性变 形，使得内表面应变不为 0． 精整段轧件横截面应变场如图 6( c) 所示． 精 整段等效应变分布与展宽段相似，等效应变呈环形 分布． 精整段主要是轧辊对轧件外圆进行修整，使 轴身各处直径相同，轧件变形基本完成，各向应变分 布较均匀且应变量较小． 由于轧辊没有加入轧齐曲 · 783 ·

·388 工程科学学报，第41卷，第3期 线，在轧制区与未轧制区过渡处应变较大 区域，此处变形量和变形速率最大，且轧件与轧辊 2.3厚壁空心轴成形过程应力场 接触使得该区域温度降低，导致接触区材料流动 厚壁空心轴成形过程等效应力场如图7所示. 应力增大；由于芯棒开始参与轧件变形，二者之间 图7(a)为楔入段轧件横截面应力分布，由于轧辊楔 相接触发生挤压，在轧件内表面也产生了较大 入挤压作用，等效应力最大值出现在轧件与轧辊楔 应力 尖相接触部分，并向内层传递逐渐减小；轧件内表面 精整段轧件横截面应力场如图7(c)所示.在 与芯棒接触，也产生一定的接触应力 精整段，轧辊主要由顶面对轧制完成的部分进行少 图7(b)为展宽段轧件等效应力分布，图中显 量修整，轧件各向应力分布较均匀，仅在轧件与轧辊 示等效应力最大值出现在轧件与轧辊斜楔面接触 接触区域有一定应力 等效应变 等效应变 等效应变 ( 200 % 200 200 175 175 75 105 0 25 25 0 0 图7成形过程应力分布.(a)楔入段：(b)展宽段：(c)精整段 Fig.7 Effective stress distribution during the formation process:(a)knifing zone:(b)stretching zone:(c)sizing zone 2.4厚壁空心轴成形过程金属流动 轧件截取了距对称面0、5、10、20和30mm的5个截 通过Deform3D后处理点追踪功能分析轧制过 面(A、B、C、D、E),每个截面上选取10个跟踪点，从 程中金属流动规律，对理解楔横轧厚壁空心轴变形 外表面至内表面沿径向均匀分布，图8(b)是轧后跟 过程有重要意义.轧制前跟踪点如图8(a)所示，对 踪点分布. (a) E D CBA b 图8轧件轧前(a)和轧后(b)追踪点分布 Fig.8 Distribution of trace points on workpiece:(a)before rolling:(b)after rolling 图9(a)所示是轧制后各跟踪点的径向位移. 点均处于轧件料头，未出现压缩或拉伸变形，但由于 截面A、B、C外层金属径向位移量均大于内层金属， 在轧制过程中台阶轴肩部产生隆起，使得截面E最 越靠近外层，径向流动量越大，这是由于外层金属受 外层追踪点产生径向延伸趋势，同时由于轧件与导 到轧辊径向压下程度最大，引起其径向位移变大：对 板及芯棒的接触碰撞，导致轧件出现了刚性位移，因 于截面D,最外层金属被轧辊斜楔面排挤转移至料 此截面E中各个跟踪点的径向位移均为负值，越靠 头中，未参与压缩变形，而内层金属则滞留在轧件杆 近表面位移越大. 部，参与轧件的成形，故截面D外层金属径向位移 图9()所示是轧制后各追踪点相对轴向位移， 小于内层金属径向位移；对于截面E,此截面的跟踪 即各追踪点轴向位移减去初始横截面中心的轴向位

工程科学学报，第 41 卷，第 3 期 线，在轧制区与未轧制区过渡处应变较大． 2. 3 厚壁空心轴成形过程应力场 厚壁空心轴成形过程等效应力场如图 7 所示． 图 7( a) 为楔入段轧件横截面应力分布，由于轧辊楔 入挤压作用，等效应力最大值出现在轧件与轧辊楔 尖相接触部分，并向内层传递逐渐减小; 轧件内表面 与芯棒接触，也产生一定的接触应力． 图 7( b) 为展宽段轧件等效应力分布，图中显 示等效应力最大值出现在轧件与轧辊斜楔面接触 区域，此处变形量和变形速率最大，且轧件与轧辊 接触使得该区域温度降低，导致接触区材料流动 应力增大; 由于芯棒开始参与轧件变形，二者之间 相接触 发 生 挤 压，在轧件内表面也产生了较大 应力． 精整段轧件横截面应力场如图 7( c) 所示． 在 精整段，轧辊主要由顶面对轧制完成的部分进行少 量修整，轧件各向应力分布较均匀，仅在轧件与轧辊 接触区域有一定应力． 图 7 成形过程应力分布． ( a) 楔入段; ( b) 展宽段; ( c) 精整段 Fig． 7 Effective stress distribution during the formation process: ( a) knifing zone; ( b) stretching zone; ( c) sizing zone 2. 4 厚壁空心轴成形过程金属流动 通过 Deform-3D 后处理点追踪功能分析轧制过 程中金属流动规律，对理解楔横轧厚壁空心轴变形 过程有重要意义． 轧制前跟踪点如图 8( a) 所示，对 轧件截取了距对称面 0、5、10、20 和 30 mm 的 5 个截 面( A、B、C、D、E) ，每个截面上选取 10 个跟踪点，从 外表面至内表面沿径向均匀分布，图 8( b) 是轧后跟 踪点分布． 图 8 轧件轧前( a) 和轧后( b) 追踪点分布 Fig． 8 Distribution of trace points on workpiece: ( a) before rolling; ( b) after rolling 图 9( a) 所示是轧制后各跟踪点的径向位移． 截面 A、B、C 外层金属径向位移量均大于内层金属， 越靠近外层，径向流动量越大，这是由于外层金属受 到轧辊径向压下程度最大，引起其径向位移变大; 对 于截面 D，最外层金属被轧辊斜楔面排挤转移至料 头中，未参与压缩变形，而内层金属则滞留在轧件杆 部，参与轧件的成形，故截面 D 外层金属径向位移 小于内层金属径向位移; 对于截面 E，此截面的跟踪 点均处于轧件料头，未出现压缩或拉伸变形，但由于 在轧制过程中台阶轴肩部产生隆起，使得截面 E 最 外层追踪点产生径向延伸趋势，同时由于轧件与导 板及芯棒的接触碰撞，导致轧件出现了刚性位移，因 此截面 E 中各个跟踪点的径向位移均为负值，越靠 近表面位移越大． 图 9( b) 所示是轧制后各追踪点相对轴向位移， 即各追踪点轴向位移减去初始横截面中心的轴向位 · 883 ·

江洋等：楔横轧成形25CMo4厚壁空心轴件的不圆度分析 ·389· (a) 1 6 ◆截面A 一截面B 5 ◆截面A 一截面B 4 一截面C 5 一截面C 战面D 一截面D 3 +一战面E 4 一截面E 3 1 0 -1 1 2 0= 45678910 678910 追踪点编号 追踪点编号 图9轧件追踪点径向(a)和轴向(b)位移 Fig.9 Radial (a)and axial displacement (b)of trace points on workpiece 移.由于截面A处于对称面，其上各个追踪点轴向 B=4°、断面收缩率山=20%135%150%165%、变形 相对位移均为0：截面B、C表层轴向位移量要大于 温度T=1050℃/1100℃.对不同断面收缩率进行 内层，但最外层轴向相对位移略有减小，原因是轧辊 有限元仿真，在轧制过程计算完成后，测量轧件轴身 顶面与轧件之间摩擦力对金属轴向流动产生阻碍作 截面的最大尺寸与最小尺寸，计算出各工况不圆度 用：截面D外层金属被挤至料头，轴向相对位移最 如图10所示 大：截面E各点在轧制时不受轧辊轴向排挤作用， 由图10可知，不圆度随断面收缩率的增大而减 但在轧辊成形区金属推动下发生轴向位移，同时轧 小.当断面收缩率较小时，塑性变形只发生在轧件 件端面出现凹心. 表层，轧件所受轴向力减小；轧件只有表层的金属沿 轴向被轧辊楔面挤出，而未及时沿轴向流出的金属 3轧件不圆度有限元分析 受轧辊的反复挤压揉搓，使得轧件和轧辊间产生较 3.1不圆度定义 大的径向力和切向力，导致不圆度较大：当断面收缩 楔横轧轧制空心轴类零件属于复杂三维变形， 率较大时，轧件内部发生塑性变形，轧件表层和内层 如果工艺参数选择不当，会使金属轴向扩展困难，切 金属均在轧辊的推动下沿轴向流出，轧件不圆度明 向流动容易，导致圆周方向长大，轧件截面发生“失 显减小.此外由图10可知，保持断面收缩率不变， 圆”，使得轧制后轧件各部分尺寸发生偏差.为了评 轧制温度升高有利于降低不圆度 价轧件“失圆”现象，现定义轧件不圆度计算公式 3.3成形角的影响 如下： 成形角是重要的楔横轧轧辊参数，成形角会影 e=Doux -Duin (2) 响轧件的旋转条件、缩颈条件及表面螺旋痕严重程 式中，D为横截面外径最大尺寸，Dm为横截面外 度.对成形角a=30°140°150°160°、展宽角B=3°、 径最小尺寸.利用上述建立的有限元模型进行仿真 断面收缩率少=35%、轧制温度T=1050℃/1100℃ 分析，摸索断面收缩率、成形角和展宽角对轧件不圆 进行有限元仿真.仿真完成后各工况不圆度如图11 度的影响规律 所示. 3.2断面收缩率的影响 由图11得知，随着轧辊成形角增大，不圆度呈 仿真时相关参数选取：成形角α=50°、展宽角 减小趋势，轧制温度越高减小趋势越明显.表明楔 6r间1050℃ 5 1100℃ 24 1 20 35 50 p=35%T=1100℃ =50%T=1100℃ 断面收缩率，/% e-2.38mm e-0.08mm 图10断面收缩率对不圆度的影响.(a)影响规律曲线：(b)特定工况轧件的不圆度对比 Fig.10 Effect of the reduction of section area on roundness error:(a)curve of influence rule:(b)roundness error at different parameters

江 洋等: 楔横轧成形 25CrMo4 厚壁空心轴件的不圆度分析 图 9 轧件追踪点径向( a) 和轴向( b) 位移 Fig． 9 Ｒadial ( a) and axial displacement ( b) of trace points on workpiece 移． 由于截面 A 处于对称面，其上各个追踪点轴向 相对位移均为 0; 截面 B、C 表层轴向位移量要大于 内层，但最外层轴向相对位移略有减小，原因是轧辊 顶面与轧件之间摩擦力对金属轴向流动产生阻碍作 用; 截面 D 外层金属被挤至料头，轴向相对位移最 大; 截面 E 各点在轧制时不受轧辊轴向排挤作用， 但在轧辊成形区金属推动下发生轴向位移，同时轧 件端面出现凹心． 3 轧件不圆度有限元分析 3. 1 不圆度定义 楔横轧轧制空心轴类零件属于复杂三维变形， 如果工艺参数选择不当，会使金属轴向扩展困难，切 向流动容易，导致圆周方向长大，轧件截面发生“失 圆”，使得轧制后轧件各部分尺寸发生偏差． 为了评 价轧件“失圆”现象，现定义轧件不圆度计算公式 如下［16］: e = Dmax － Dmin ( 2) 式中，Dmax为横截面外径最大尺寸，Dmin为横截面外 径最小尺寸． 利用上述建立的有限元模型进行仿真 分析，摸索断面收缩率、成形角和展宽角对轧件不圆 度的影响规律． 图 10 断面收缩率对不圆度的影响． ( a) 影响规律曲线; ( b) 特定工况轧件的不圆度对比 Fig． 10 Effect of the reduction of section area on roundness error: ( a) curve of influence rule; ( b) roundness error at different parameters 3. 2 断面收缩率的影响 仿真时相关参数选取: 成形角 α = 50° 、展宽角 β = 4°、断面收缩率 ψ = 20% /35% /50% /65% 、变形 温度 T = 1050 ℃ /1100 ℃ ． 对不同断面收缩率进行 有限元仿真，在轧制过程计算完成后，测量轧件轴身 截面的最大尺寸与最小尺寸，计算出各工况不圆度 如图 10 所示． 由图 10 可知，不圆度随断面收缩率的增大而减 小． 当断面收缩率较小时，塑性变形只发生在轧件 表层，轧件所受轴向力减小; 轧件只有表层的金属沿 轴向被轧辊楔面挤出，而未及时沿轴向流出的金属 受轧辊的反复挤压揉搓，使得轧件和轧辊间产生较 大的径向力和切向力，导致不圆度较大; 当断面收缩 率较大时，轧件内部发生塑性变形，轧件表层和内层 金属均在轧辊的推动下沿轴向流出，轧件不圆度明 显减小． 此外由图 10 可知，保持断面收缩率不变， 轧制温度升高有利于降低不圆度． 3. 3 成形角的影响 成形角是重要的楔横轧轧辊参数，成形角会影 响轧件的旋转条件、缩颈条件及表面螺旋痕严重程 度． 对成形角 α = 30° /40° /50° /60°、展宽角 β = 3°、 断面收缩率 ψ = 35% 、轧制温度 T = 1050 ℃ /1100 ℃ 进行有限元仿真． 仿真完成后各工况不圆度如图 11 所示． 由图 11 得知，随着轧辊成形角增大，不圆度呈 减小趋势，轧制温度越高减小趋势越明显． 表明楔 · 983 ·

·390 工程科学学报，第41卷，第3期 6回 1050℃ 4 1100℃ =40%T=1050℃ =60%T=1050℃ e-3.57mm e=1.63mm 30 4 50 60 成形角.（们 图11成形角对不圆度的影响.()影响规律曲线：(b)特定工况轧件的不圆度对比 Fig.12 Effect of forming angle on roundness error:(a)curve of influence rule:(b)roundness error at different parameters 横轧轧制厚壁空心轴类件时，选用较大成形角对轧 样会影响轧件的旋转条件、缩颈条件及表面螺旋痕 件成形精度起积极作用.成形角越大，轧件变形区 状况，同时轧辊辊面长度也主要受展宽角的影响. 域所受径向分力显著减小，引起轧件金属轴向流出 展宽角越大轧辊楔面长度越小，使得轧辊及轧机尺 的摩擦力以及切向扩张的摩擦力显著减小：同时轴 寸减少.在工艺条件允许的情况下，应尽量选用较 向分力变大，切向分力减小.成形角变大后，变形区 大展宽角.对成形角α=50°、展宽角B=3°14°/5°/ 金属越易沿轴向流动，沿径向和切向流动的金属量 6°、断面收缩率山=35%、轧制温度T=1050℃/ 相对减少，从而有效减轻了轧件“失圆”趋势 1100℃进行仿真仿真.仿真完成后各工况不圆度如 3.4展宽角的影响规律 图12所示. 展宽角也是重要的楔横轧轧辊参数，其大小同 6r( (b) 1050℃ 长 1100℃ =3%T-1100℃ -5%T-1100℃ 3 5 e=1.27mm e=4.12mm 展宽角. 图12展宽角对不圆度的影响.()影响规律曲线：()特定工况轧件的不圆度对比 Fig.12 Effect of stretch angle on roundness error:(a)curves of influence rule:(b)roundness error at different parameters 由图12得出，随展宽角增大，不圆度呈增大趋 坯料与有限元仿真模型采用的参数保持一致，选择 势，提高轧制温度可以抑制这种趋势.说明楔横轧 外径50mm、内孔径12.5mm的25CrMo4厚壁空心 轧制厚壁空心轴类件时，选用较小展宽角对轧件成 钢管作为实验坯料；采用直径12mm的4Cr9Si2耐 形精度起积极作用.展宽角越大轧件瞬时展开金属 热钢圆棒料作为芯棒.。根据实验条件将轧辊成形 量越大，沿轴向的塑性变形区积减少，这使得轧件切 角、展宽角、轧制温度及断面收缩率等参数分别进行 向分力及径向分力增大，接触区金属更易沿切向流 确定，具体见表1所示 动：而轴向摩擦力有所增加，阻碍金属轴向流动，这 表1轧制验证实验工艺参数 些原因加重轧件不圆化趋势 Table 1 Process parameters of the verification rolling experiment 成形角， 展宽角， 断面收缩率， 轧制温度， 4 厚壁空心轴轧制验证实验 a/() B1() 中/% T/℃ 3,4 35,50,65 1050,1100 4.1实验方案与过程 50,60 对厚壁空心轴进行轧制验证实验，将实验结果 实验所用轧辊如图13所示.设备为北京科技 与有限元仿真结果进行对比分析，验证有限元仿真 大学零件轧制中心的H630型楔横轧机.通过对 模型的有效性和仿真结果的正确性.实验中各工艺 初次加工完的轧辊进行修整，可得到实验所需的 参数将根据有限元建模时的各项参数来选择.原始 各种成形角及展宽角；不同的断面收缩率则可以

工程科学学报，第 41 卷，第 3 期 图 11 成形角对不圆度的影响． ( a) 影响规律曲线; ( b) 特定工况轧件的不圆度对比 Fig． 12 Effect of forming angle on roundness error: ( a) curve of influence rule; ( b) roundness error at different parameters 横轧轧制厚壁空心轴类件时，选用较大成形角对轧 件成形精度起积极作用． 成形角越大，轧件变形区 域所受径向分力显著减小，引起轧件金属轴向流出 的摩擦力以及切向扩张的摩擦力显著减小; 同时轴 向分力变大，切向分力减小． 成形角变大后，变形区 金属越易沿轴向流动，沿径向和切向流动的金属量 相对减少，从而有效减轻了轧件“失圆”趋势． 3. 4 展宽角的影响规律 展宽角也是重要的楔横轧轧辊参数，其大小同 样会影响轧件的旋转条件、缩颈条件及表面螺旋痕 状况，同时轧辊辊面长度也主要受展宽角的影响． 展宽角越大轧辊楔面长度越小，使得轧辊及轧机尺 寸减少． 在工艺条件允许的情况下，应尽量选用较 大展宽角． 对成形角 α = 50°、展宽角 β = 3° /4° /5° / 6°、断面收 缩 率 ψ = 35% 、轧 制 温 度 T = 1050 ℃ / 1100 ℃进行仿真仿真． 仿真完成后各工况不圆度如 图 12 所示． 图 12 展宽角对不圆度的影响． ( a) 影响规律曲线; ( b) 特定工况轧件的不圆度对比 Fig． 12 Effect of stretch angle on roundness error: ( a) curves of influence rule; ( b) roundness error at different parameters 由图 12 得出，随展宽角增大，不圆度呈增大趋 势，提高轧制温度可以抑制这种趋势． 说明楔横轧 轧制厚壁空心轴类件时，选用较小展宽角对轧件成 形精度起积极作用． 展宽角越大轧件瞬时展开金属 量越大，沿轴向的塑性变形区积减少，这使得轧件切 向分力及径向分力增大，接触区金属更易沿切向流 动; 而轴向摩擦力有所增加，阻碍金属轴向流动，这 些原因加重轧件不圆化趋势． 4 厚壁空心轴轧制验证实验 4. 1 实验方案与过程 对厚壁空心轴进行轧制验证实验，将实验结果 与有限元仿真结果进行对比分析，验证有限元仿真 模型的有效性和仿真结果的正确性． 实验中各工艺 参数将根据有限元建模时的各项参数来选择． 原始 坯料与有限元仿真模型采用的参数保持一致，选择 外径 50 mm、内孔径 12. 5 mm 的 25CrMo4 厚壁空心 钢管作为实验坯料; 采用直径 12 mm 的 4Cr9Si2 耐 热钢圆棒料作为芯棒． 根据实验条件将轧辊成形 角、展宽角、轧制温度及断面收缩率等参数分别进行 确定，具体见表 1 所示． 表 1 轧制验证实验工艺参数 Table 1 Process parameters of the verification rolling experiment 成形角， α/( °) 展宽角， β /( °) 断面收缩率， ψ/% 轧制温度， T /℃ 50，60 3，4 35，50，65 1050，1100 实验所用轧辊如图 13 所示． 设备为北京科技 大学零件轧制中心的 H630 型楔横轧机． 通过对 初次加工完的轧辊进行修整，可得到实验所需的 各种成形角及展宽角; 不同的断面收缩率则可以 · 093 ·

江洋等：楔横轧成形25CMo4厚壁空心轴件的不圆度分析 ·391· 通过改变轧辊的压下量来获得.与轧制实心轧件 轧辊斜楔面密集刻痕.轧制时，斜楔面上凸起的部 相比，本组实验中，由于轧辊成形角过大，恶化了 分会嵌入轧件中，形成机械咬合的状态，带动轧件 轧件的旋转条件，更易导致轧件不旋转，因此需对 旋转. 图13实验用轧辊 Fig.13 Cross wedge rolling die used in experiment 坯料的加热采用管式电阻加热炉.实验前坯料 4.2实验结果与仿真结果对比 先被加热至轧制温度以上50℃，并保温一段时间， 实验得到的部分轧件见图14.对实验得到 使坯料内部温度分布均匀，坯料完全奥氏体化.轧 的空心轧件进行测量，将横截面外径的最大尺寸 制前将坯料从加热炉内取出并放入轧机指定位置 与最小尺寸代入式(1)计算出不同工况下的不圆 中，同时迅速将芯棒放入坯料内孔中，调整好坯料轴 度实验值，与有限元仿真结果进行对比，见表2 向位置进行轧制.在此过程中随时用红外温度仪监 由于横截面的最小尺寸D与轧辊顶面间距离基 测坯料温度，以免坯料温度与预计温度相差过大. 本相等，故表中只给出了最大尺寸D和不圆度 轧制结束后，采用人工的方法迅速将芯棒取出，并将 e的值，并计算了实验值与仿真值之间的相对 轧件水冷至室温。 误差. a b 图14验证实验获得的轧件.(a)部分轧件：(b)轧件纵向剖开视图 Fig.14 Workpieces obtained from the rolling experiment:(a)part of workpieces:(b)vertical dissection of a workpiece 表2最大尺寸D和不圆度e实验值与仿真值对比 Table 2 Comparison of the Dand e values obtained by experiment and simulation B/ ΨI TI 最大尺寸，Da/mm 不圆度，e/mm 工况 () () % ℃ 实验值 仿真值 相对误差/% 实验值 仿真值 相对误差/% 1 50 3 35 1050 44.13 44.28 0.34 2.63 2.78 5.7 50 3 35 1100 43.19 42.77 0.97 1.69 1.27 24.9 3 60 3 35 1050 43.41 43.13 0.64 1.91 1.63 14.7 4 60 3 35 1100 43.20 42.60 1.39 1.70 1.10 35.3 4 好 1050 45.52 45.60 0.18 4.02 4.10 2.0 6 吃 4 35 1100 43.70 43.88 0.41 2.20 2.38 8.2 7 吃 4 50 1050 36.75 36.53 0.60 0.11 0.10 9.1 50 4 50 1100 36.61 36.52 0.25 0.11 0.08 27.3 9 50 4 65 1050 31.70 31.52 0.57 0.10 0.05 50.0 10 50 65 1100 31.60 31.52 0.25 0.05 0.05 0

江 洋等: 楔横轧成形 25CrMo4 厚壁空心轴件的不圆度分析 通过改变轧辊的压下量来获得． 与轧制实心轧件 相比，本组实验中，由于轧辊成形角过大，恶化了 轧件的旋转条件，更易导致轧件不旋转，因此需对 轧辊斜楔面密集刻痕． 轧制时，斜楔面上凸起的部 分会嵌入轧件中，形成机械咬合的状态，带动轧件 旋转． 图 13 实验用轧辊 Fig． 13 Cross wedge rolling die used in experiment 坯料的加热采用管式电阻加热炉． 实验前坯料 先被加热至轧制温度以上 50 ℃，并保温一段时间， 使坯料内部温度分布均匀，坯料完全奥氏体化． 轧 制前将坯料从加热炉内取出并放入轧机指定位置 中，同时迅速将芯棒放入坯料内孔中，调整好坯料轴 向位置进行轧制． 在此过程中随时用红外温度仪监 测坯料温度，以免坯料温度与预计温度相差过大． 轧制结束后，采用人工的方法迅速将芯棒取出，并将 轧件水冷至室温． 4. 2 实验结果与仿真结果对比 实验得到的部分轧件见图 14． 对 实 验 得 到 的空心轧件进行测量，将横截面外径的最大尺寸 与最小尺寸代入式( 1) 计算出不同工况下的不圆 度实验值，与有限元仿真结果进行对比，见表 2． 由于横截面的最小尺寸 D min与轧辊顶面间距离基 本相等，故表中只给出了最大尺寸 Dmax和不圆度 e 的值，并计算了实验值与仿真值之间的相对 误差． 图 14 验证实验获得的轧件． ( a) 部分轧件; ( b) 轧件纵向剖开视图 Fig． 14 Workpieces obtained from the rolling experiment: ( a) part of workpieces; ( b) vertical dissection of a workpiece 表 2 最大尺寸 Dmax和不圆度 e 实验值与仿真值对比 Table 2 Comparison of the Dmax and e values obtained by experiment and simulation 工况 α/ ( °) β / ( °) Ψ/ % T / ℃ 最大尺寸，Dmax /mm 不圆度，e/mm 实验值 仿真值 相对误差/% 实验值 仿真值 相对误差/% 1 50 3 35 1050 44. 13 44. 28 0. 34 2. 63 2. 78 5. 7 2 50 3 35 1100 43. 19 42. 77 0. 97 1. 69 1. 27 24. 9 3 60 3 35 1050 43. 41 43. 13 0. 64 1. 91 1. 63 14. 7 4 60 3 35 1100 43. 20 42. 60 1. 39 1. 70 1. 10 35. 3 5 50 4 35 1050 45. 52 45. 60 0. 18 4. 02 4. 10 2. 0 6 50 4 35 1100 43. 70 43. 88 0. 41 2. 20 2. 38 8. 2 7 50 4 50 1050 36. 75 36. 53 0. 60 0. 11 0. 10 9. 1 8 50 4 50 1100 36. 61 36. 52 0. 25 0. 11 0. 08 27. 3 9 50 4 65 1050 31. 70 31. 52 0. 57 0. 10 0. 05 50. 0 10 50 4 65 1100 31. 60 31. 52 0. 25 0. 05 0. 05 0 · 193 ·

·392· 工程科学学报，第41卷，第3期 由上表可看出，有限元仿真结果与实验结果较 wedge rolling of hollowed shaft.J Mater Process Technol,2005, 为接近.其中有限元仿真的轧件轴身最大尺寸值较 164-165:1154 为精确，最大相对误差为1.39%，平均的相对误差 6 Ding W,Yang C P,Zhang KS,et al.Thermomechanical coupled numerical simulation on cross wedge rolling of hollow shaft parts 为0.56%：而对不圆度的计算存在一定误差，其最 with equal inner diameter.J Univ Sci Technol Beijing,2010,32 大相对误差为50%，平均相对误差为17.7%，原因 (4):525 是不圆度的绝对值较小，造成相对误差较大.对比 (丁髒，杨翠苹，张康生，等.楔横轧等内径空心轴的热力耦 结果说明上述建立的厚壁空心轴楔横轧有限元仿真 合数值模拟.北京科技大学学报，2010,32(4)：525) 7] 模型预测精度较高，具有参考性 Yang C P,Zhang K S,Hu Z H.Numerical simulation study on the cause of ellipse generation in two-roll cross wedge rolling the 5结论 hollow parts with uniform inner diameter.J Unie Sci Technol Bei- jing,2012,34(12):1426 (1)通过热压缩实验研究了25CrMo4在楔横 (杨翠苹，张康生，胡正囊.两辊楔横轧等内径空心轴产生椭 工艺条件下的高温变形行为，并获得其真应力一 圆原因的数值模拟研究.北京科技大学学报，2012,34(12)： 1426) 应变曲线，可为该材料塑性成形过程数值仿真提供 [8]Xu G,Wang L N,Li S Q,et al.Hot deformation behavior of 材料模型的实验依据. EA4T steel.Acta Metall Sin (Engl Lett),2012,25(5):374 (2)建立了25CrMo4厚壁空心轴楔横轧成形 ]Zheng S H,Shu X D,Sun B S,et al.Wall thickness uniformity 过程有限元仿真模型，分析了厚壁空心轴的成形机 of railway hollow shafts by cross-wedge rolling.Chin J Eng, 理，研究了关键工艺参数对轧件不圆度的影响规律： 2015,37(5):648 不圆度随断面收缩率的增大而减小；成形角增大不 (郑书华，束学道，孙宝寿，等。楔横轧多楔轧制高铁空心车 轴壁厚均匀性.工程科学学报，2015,37(5)：648) 圆度呈减小趋势，轧制温度越高减小趋势越明显：展 [10]Ji H C,Liu J P,Wang B Y,et al.Cross-wedge rolling of a 宽角增大不圆度呈增大趋势，提高轧制温度可以抑 4C9Si2 hollow valve:explorative experiment and finite element 制这种趋势 simulation.Int J Ade Manuf Technol,2015,77(1-4):15 (3)通过楔横轧实验，轧制获得部分工艺参数 [11]Ji H C,Liu J P,Wang B Y,et al.A new method for manufac- 下25CMo4厚壁空心轴轧件.对比了实验结果与有 turing hollow valves via cross wedge rolling and forging:numeri- cal analysis and experiment validation.Mater Process Technol, 限元仿真结果，说明所建立的有限元仿真模型预测 2017,240:1 精度较高 [12]Yang C P,Hu Z H.Research on the ovality of hollow shafts in cross wedge rolling with mandrel.Int J Adv Manuf Technol, 参考文献 2016,83(1-4):67 [Hu Z H,Yang C P,Wang B Y.Development of part rolling tech- [13]Yang C P,Ma J W,Hu Z H.Analysis and design of cross wedge nology in China.J Mech Eng,2012,48(18)7 rolling hollow axle sleeve with mandrel.J Mater Process Technol, (胡正寰，杨翠苹，王宝雨.我国轴类零件轧制技术进展.机 2017,239:346 械工程学报，2012,48(18)：7) [14]Yang C P,Hu Z H.Influence of the flattening deformation on the Zhang K S,Liu J P,Wang B Y,et al.Analysis on stable rolling forming of hollow parts in cross-wedge rolling.Trans Beijing Inst condition of hollow workpiece rolled by cross wedge rolling.J Unin Technol,2014,34(9):881 Sci Technol Beijing,2001,23 (2)155 (杨翠苹，胡正寰.楔横轧空心件压扁变形对成形的影响. (张康生，刘晋平，王宝雨，等.楔横轧空心件稳定轧制条件 北京理工大学学报，2014,34(9)：881) 分析.北京科技大学学报，2001,23(2)：155) 05] Jiang Y,Wang B Y,Hu Z H,et al.The effect of process param- B]Urankar S,Lovell M,Morrow C,et al.Establishment of failure eter on non-ircularity of thick-walled hollow adle during cross conditions for the cross-wedge rolling of hollow shafts.J Mater wedge rolling.J Plast Eng,2012,19(1):21 Process Technol,2006,177(1 -3):545 (江洋，王宝雨，胡正寶，等.工艺参数对楔横轧厚壁空心轴 [4]Huang H B,Zhang T,Shu X D.Theoretical modeling for deflec- 不圆度的影响.塑性工程学报，2012,19(1)：21) tion angle of multi-wedges-synchrostep cross-wedge-rolling for hol- 6] Jiang Y,Wang B Y.Effect of mandrel on forming quality and low axle.J Syst Simul,2014,26(4)774 rolling force of cross wedge rolling for thick-wall hollow axle. (黄海波，张挺，束学道。楔横轧多楔轧制大型空心车轴的偏 Plast Eng,2012,19(6):19 转角算法.系统仿真学报，2014,26(4)：774) (江洋，王宝雨.芯棒对楔横轧厚壁空心轴成形质量及轧制 5]Bartnicki J,Pater Z.Numerical simulation of three-rolls cross- 力的影响.塑性工程学报，2012,19(6)：19)

工程科学学报，第 41 卷，第 3 期 由上表可看出，有限元仿真结果与实验结果较 为接近． 其中有限元仿真的轧件轴身最大尺寸值较 为精确，最大相对误差为 1. 39% ，平均的相对误差 为 0. 56% ; 而对不圆度的计算存在一定误差，其最 大相对误差为 50% ，平均相对误差为 17. 7% ，原因 是不圆度的绝对值较小，造成相对误差较大． 对比 结果说明上述建立的厚壁空心轴楔横轧有限元仿真 模型预测精度较高，具有参考性． 5 结论 ( 1) 通过热压缩实验研究了 25CrMo4 在楔横 轧工艺条件下的高温变形行为，并获得其真应力-- 应变曲线，可为该材料塑性成形过程数值仿真提供 材料模型的实验依据． ( 2) 建立了 25CrMo4 厚壁空心轴楔横轧成形 过程有限元仿真模型，分析了厚壁空心轴的成形机 理，研究了关键工艺参数对轧件不圆度的影响规律: 不圆度随断面收缩率的增大而减小; 成形角增大不 圆度呈减小趋势，轧制温度越高减小趋势越明显; 展 宽角增大不圆度呈增大趋势，提高轧制温度可以抑 制这种趋势． ( 3) 通过楔横轧实验，轧制获得部分工艺参数 下 25CrMo4 厚壁空心轴轧件． 对比了实验结果与有 限元仿真结果，说明所建立的有限元仿真模型预测 精度较高． 参 考 文 献 ［1］ Hu Z H，Yang C P，Wang B Y． Development of part rolling tech￾nology in China． J Mech Eng，2012，48( 18) : 7 ( 胡正寰，杨翠苹，王宝雨． 我国轴类零件轧制技术进展． 机 械工程学报，2012，48( 18) : 7) ［2］ Zhang K S，Liu J P，Wang B Y，et al． Analysis on stable rolling condition of hollow workpiece rolled by cross wedge rolling． J Univ Sci Technol Beijing，2001，23( 2) : 155 ( 张康生，刘晋平，王宝雨，等． 楔横轧空心件稳定轧制条件 分析． 北京科技大学学报，2001，23( 2) : 155) ［3］ Urankar S，Lovell M，Morrow C，et al． Establishment of failure conditions for the cross-wedge rolling of hollow shafts． J Mater Process Technol，2006，177( 1 － 3) : 545 ［4］ Huang H B，Zhang T，Shu X D． Theoretical modeling for deflec￾tion angle of multi-wedges-synchrostep cross-wedge-rolling for hol￾low axle． J Syst Simul，2014，26( 4) : 774 ( 黄海波，张挺，束学道． 楔横轧多楔轧制大型空心车轴的偏 转角算法． 系统仿真学报，2014，26( 4) : 774) ［5］ Bartnicki J，Pater Z． Numerical simulation of three-rolls cross￾wedge rolling of hollowed shaft． J Mater Process Technol，2005， 164 － 165: 1154 ［6］ Ding W，Yang C P，Zhang K S，et al． Thermomechanical coupled numerical simulation on cross wedge rolling of hollow shaft parts with equal inner diameter． J Univ Sci Technol Beijing，2010，32 ( 4) : 525 ( 丁韡，杨翠苹，张康生，等． 楔横轧等内径空心轴的热力耦 合数值模拟． 北京科技大学学报，2010，32( 4) : 525) ［7］ Yang C P，Zhang K S，Hu Z H． Numerical simulation study on the cause of ellipse generation in two-roll cross wedge rolling the hollow parts with uniform inner diameter． J Univ Sci Technol Bei￾jing，2012，34( 12) : 1426 ( 杨翠苹，张康生，胡正寰． 两辊楔横轧等内径空心轴产生椭 圆原因的数值模拟研究． 北京科技大学学报，2012，34( 12) : 1426) ［8］ Xu G，Wang L N，Li S Q，et al． Hot deformation behavior of EA4T steel． Acta Metall Sin ( Engl Lett) ，2012，25( 5) : 374 ［9］ Zheng S H，Shu X D，Sun B S，et al． Wall thickness uniformity of railway hollow shafts by cross-wedge rolling． Chin J Eng， 2015，37( 5) : 648 ( 郑书华，束学道，孙宝寿，等． 楔横轧多楔轧制高铁空心车 轴壁厚均匀性． 工程科学学报，2015，37( 5) : 648) ［10］ Ji H C，Liu J P，Wang B Y，et al． Cross-wedge rolling of a 4Cr9Si2 hollow valve: explorative experiment and finite element simulation． Int J Adv Manuf Technol，2015，77( 1-4) : 15 ［11］ Ji H C，Liu J P，Wang B Y，et al． A new method for manufac￾turing hollow valves via cross wedge rolling and forging: numeri￾cal analysis and experiment validation． J Mater Process Technol， 2017，240: 1 ［12］ Yang C P，Hu Z H． Ｒesearch on the ovality of hollow shafts in cross wedge rolling with mandrel． Int J Adv Manuf Technol， 2016，83( 1 － 4) : 67 ［13］ Yang C P，Ma J W，Hu Z H． Analysis and design of cross wedge rolling hollow axle sleeve with mandrel． J Mater Process Technol， 2017，239: 346 ［14］ Yang C P，Hu Z H． Influence of the flattening deformation on the forming of hollow parts in cross-wedge rolling． Trans Beijing Inst Technol，2014，34( 9) : 881 ( 杨翠苹，胡正寰． 楔横轧空心件压扁变形对成形的影响． 北京理工大学学报，2014，34( 9) : 881) ［15］ Jiang Y，Wang B Y，Hu Z H，et al． The effect of process param￾eter on non-circularity of thick-walled hollow axle during cross wedge rolling． J Plast Eng，2012，19( 1) : 21 ( 江洋，王宝雨，胡正寰，等． 工艺参数对楔横轧厚壁空心轴 不圆度的影响． 塑性工程学报，2012，19( 1) : 21) ［16］ Jiang Y，Wang B Y． Effect of mandrel on forming quality and rolling force of cross wedge rolling for thick-wall hollow axle． J Plast Eng，2012，19( 6) : 19 ( 江洋，王宝雨． 芯棒对楔横轧厚壁空心轴成形质量及轧制 力的影响． 塑性工程学报，2012，19( 6) : 19) · 293 ·