工程科学学报，第39卷，第2期：267-275,2017年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.2:267-275,February 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.015;http://journals.ustb.edu.cn 芯棒直径对楔横轧5Cr21Mn9N4N空心气门壁厚均匀 性的影响规律 闫向哲，刘晋平，纪宏超，王宝雨，郑振华，李姿 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:liujp@usth.edu.cn 摘要楔横轧空心轴类件存在壁厚分布不均问题，特别是在小直径大长径比空心件楔横轧成形中更为突出.本文在 Gleeble--l500D热模拟实验机上进行了5Cr2IMn9Ni4N耐热钢的热压缩实验，得到了5Cr21Mn9Ni4N的热变形本构方程.通过 改变芯棒直径，采用有限元仿真和实验相结合的方法，研究了楔横轧轧制空心气门过程中的壁厚变化规律.研究结果表明， 带芯棒轧制时，芯棒直径存在临界值，在该值下进行轧制，空心气门预制坯壁厚均匀性最优：楔横轧空心件时，金属轴向均匀 流动是壁厚均匀的必要条件：轧件轴向拉应变减小，径向压应变变大，周向应变在0附近且为拉应变时，壁厚较为均匀. 关键词楔横轧：耐热钢：本构方程：空心气门；临界直径；金属流动 分类号TG335.19 Effect of mandrel diameter on the wall thickness uniformity of the hollow valve of 5Cr21Mn9Ni4 by cross-wedge rolling YAN Xiang-zhe,LIU Jin-ping,JI Hong-chao,WANG Bao-yu,ZHENG Zhen-hua,LI Zi School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China Corresponding author,E-mail:liujp@ustb.edu.cn ABSTRACT Wall thickness asymmetry is a common problem for cross wedge rolling (CWR)hollow shafts,which is especially usu- al in the CWR process of hollow shafts of small diameter and large height-diameter ratio.In this paper,the constitutive equation of hot deformation of 5Cr21Mn9Ni4N heat resistant steel was investigated by the thermocompression experiment on the Gleeble-1500D ther- mo-simulation machine.The law for the variation of wall thickness during forming 5Cr21Mn9Ni4 hollow valve with CWR was presen- ted,which is obtained via changing mandrel diameter and by means of finite element method(FEM)and experiment.The results con- firm that when hollow valve with mandrel is formed with the CWR process,there is a critical diameter of mandrel.It makes wall thick- ness of hollow valve optimal.On the basis of FEM,it is stated that uniform flow of material along the axial direction is necessary for wall thickness uniformity of hollow valve,and circumferential stretching strain near zero,increase of radial compression strain with de- crease of axial tension strain permit to improve wall thickness uniformity of hollow valve. KEY WORDS cross wedge rolling;heat-resistant steel;constitutive equations;hollow valves;critical diameter;metal flow 气门是发动机的重要零件。空心气门具有减重、等缺点.北京科技大学提出楔横轧-模锻成形空心气 降温、节能环保的优点.目前空心气门制坯主要有实 门新工艺]，其具有生产效率高、产品质量稳定、模 心气门钻孔法和反挤压法，但存在生产效率低、成本高 具寿命高等优点.楔横轧是一种成形轴类零件的先进 收稿日期：2016-04-18 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51375042)：国家自然科学基金青年基金资助项目(51505026)：广东省“扬帆计划”资助项目 (201312G02)
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期:267鄄鄄275,2017 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 2: 267鄄鄄275, February 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 02. 015; http: / / journals. ustb. edu. cn 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀 性的影响规律 闫向哲, 刘晋平苣 , 纪宏超, 王宝雨, 郑振华, 李 姿 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 苣 通信作者, E鄄mail: liujp@ ustb. edu. cn 摘 要 楔横轧空心轴类件存在壁厚分布不均问题,特别是在小直径大长径比空心件楔横轧成形中更为突出. 本文在 Gleeble鄄鄄1500D 热模拟实验机上进行了 5Cr21Mn9Ni4N 耐热钢的热压缩实验,得到了 5Cr21Mn9Ni4N 的热变形本构方程. 通过 改变芯棒直径,采用有限元仿真和实验相结合的方法,研究了楔横轧轧制空心气门过程中的壁厚变化规律. 研究结果表明, 带芯棒轧制时,芯棒直径存在临界值,在该值下进行轧制,空心气门预制坯壁厚均匀性最优;楔横轧空心件时,金属轴向均匀 流动是壁厚均匀的必要条件;轧件轴向拉应变减小,径向压应变变大,周向应变在 0 附近且为拉应变时,壁厚较为均匀. 关键词 楔横轧; 耐热钢; 本构方程; 空心气门; 临界直径; 金属流动 分类号 TG335郾 19 Effect of mandrel diameter on the wall thickness uniformity of the hollow valve of 5Cr21Mn9Ni4 by cross鄄wedge rolling YAN Xiang鄄zhe, LIU Jin鄄ping 苣 , JI Hong鄄chao, WANG Bao鄄yu, ZHENG Zhen鄄hua, LI Zi School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: liujp@ ustb. edu. cn ABSTRACT Wall thickness asymmetry is a common problem for cross wedge rolling (CWR) hollow shafts, which is especially usu鄄 al in the CWR process of hollow shafts of small diameter and large height鄄鄄diameter ratio. In this paper, the constitutive equation of hot deformation of 5Cr21Mn9Ni4N heat resistant steel was investigated by the thermocompression experiment on the Gleeble鄄鄄1500D ther鄄 mo鄄simulation machine. The law for the variation of wall thickness during forming 5Cr21Mn9Ni4 hollow valve with CWR was presen鄄 ted, which is obtained via changing mandrel diameter and by means of finite element method (FEM) and experiment. The results con鄄 firm that when hollow valve with mandrel is formed with the CWR process, there is a critical diameter of mandrel. It makes wall thick鄄 ness of hollow valve optimal. On the basis of FEM, it is stated that uniform flow of material along the axial direction is necessary for wall thickness uniformity of hollow valve, and circumferential stretching strain near zero, increase of radial compression strain with de鄄 crease of axial tension strain permit to improve wall thickness uniformity of hollow valve. KEY WORDS cross wedge rolling; heat鄄resistant steel; constitutive equations; hollow valves; critical diameter; metal flow 收稿日期: 2016鄄鄄04鄄鄄18 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51375042); 国家自然科学基金青年基金资助项目(51505026);广东省“扬帆计划冶 资助项目 (201312G02) 气门是发动机的重要零件. 空心气门具有减重、 降温、节能环保的优点. 目前空心气门制坯主要有实 心气门钻孔法和反挤压法,但存在生产效率低、成本高 等缺点. 北京科技大学提出楔横轧鄄鄄 模锻成形空心气 门新工艺[1鄄鄄2] ,其具有生产效率高、产品质量稳定、模 具寿命高等优点. 楔横轧是一种成形轴类零件的先进
·268· 工程科学学报，第39卷，第2期 技术，具有高效、节材、模具寿命长等优点，其在工业生 产中已经得到了广泛应用3].楔横轧成形实心轴的 工艺和理论已经相当完善，而在成形空心轴方面，工艺 和理论还有些不足.在带芯棒轧制空心轴条件下，一 些学者研究了大直径芯棒（空心棒料内径与芯棒直径 之差为0.5mm)轧制过程中空心件的应力应变[9-o]、 椭圆化-]、壁厚均匀性4]等问题，而对于诸如空心 88288 气门这样的小直径大长径比空心件，带小直径芯棒 (空心棒料内径与芯棒直径之差大于0.5mm)的轧制 a (b) 过程研究还较少.本文采用数值模拟和实验的方法研 图1 Gleeble--1500D实验设备.(a)主机控制系统：(b)装卡 究了小直径芯棒对楔横轧成形5Cr21Mn9Ni4N空心气 系统 门壁厚均匀性的影响.首先建立了5Cr21Mn9Ni4N的 Fig.1 Gleeble-1500D experimental facility:(a)mainframe control 峰值应力本构方程，然后分析了芯棒直径对楔横轧空 system;(b)clamping system 心气门壁厚均匀性的影响规律 速率为10℃·s,加热到设定温度后，保温3min,以设 定的应变速率进行压缩实验，压缩完成后将试样水 15Cr21Mn9Ni4N热变形本构方程的建立 冷至室温.由计算机自动采集数据，最后得出不同温 1.1热模拟实验 度和变形速度下的真应力-真应变曲线（如图2所示） 实验材料为8mm×15mm的5Cr21Mn9Ni4N耐 1.25Cr21Mn9Ni4N热变形本构方程求解 热钢棒材.实验设备采用Gleeble--l500D热模拟实验 在高温塑性变形条件下，材料高温流变应力取决 机（如图1所示）.实验温度取值为1000、1060、1120 于变形温度和应变速率.对于不同热加工数据的研究 和1180℃，应变速率取值为0.01,0.1、1和10s1 表明，峰值应力σ和变形温度T、应变速率e之间的数 为降低试件两端的摩擦，使热压缩变形过程中试 学关系式主要有以下三种情况]： 样均匀变形，在实验过程中，将试样两端涂石墨进行润 e=A[silh(Bo)]“exp[-Q/(RT)](整个应力范围). 滑.试件最大压缩量为60%，即真应变为0.916，加热 (1) 200ra (b) -1000℃ 180 -1000℃ 250 1060℃ 160 -1060℃ 1120℃ -1120℃ 140 200 -1180℃ 1180℃ 120 150 100 80 100 60 20 0.2 0.40.6 0.8 i.0 0.2 0.40.6 0.8 1.0 真应变 真应变 3004eg 400d) 350 250 300 200 250 150 200 150 100 一1000℃一1120℃ 100 1000℃一1120℃ 一1060℃一1180℃ 一1060℃一1180℃ 0.2 0.40.6 0.81.0 0 0.2 0.40.6 0.81.0 真应变 真应变 图2不同变形条件下5Cr21M9Ni4N钢的真应力-真应变曲线.(a)=0.01s1；(b)e=0.1s1:(c)=1s1:(d)=10s1 Fig.2 True stress-strain curves of 5Cr21Mn9Ni4N steel under different deformation conditions:(a)=0.01 s;(b)=0.1 s;(e)=1 s-;(d)=10s-1
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 技术,具有高效、节材、模具寿命长等优点,其在工业生 产中已经得到了广泛应用[3鄄鄄8] . 楔横轧成形实心轴的 工艺和理论已经相当完善,而在成形空心轴方面,工艺 和理论还有些不足. 在带芯棒轧制空心轴条件下,一 些学者研究了大直径芯棒(空心棒料内径与芯棒直径 之差为 0郾 5 mm)轧制过程中空心件的应力应变[9鄄鄄10] 、 椭圆化[11鄄鄄13] 、壁厚均匀性[14] 等问题,而对于诸如空心 气门这样的小直径大长径比空心件,带小直径芯棒 (空心棒料内径与芯棒直径之差大于 0郾 5 mm)的轧制 过程研究还较少. 本文采用数值模拟和实验的方法研 究了小直径芯棒对楔横轧成形 5Cr21Mn9Ni4N 空心气 门壁厚均匀性的影响. 首先建立了 5Cr21Mn9Ni4N 的 峰值应力本构方程,然后分析了芯棒直径对楔横轧空 心气门壁厚均匀性的影响规律. 1 5Cr21Mn9Ni4N 热变形本构方程的建立 图 2 不同变形条件下 5Cr21Mn9Ni4N 钢的真应力鄄鄄真应变曲线. (a) 着 · = 0郾 01 s - 1 ; (b) 着 · = 0郾 1 s - 1 ; (c) 着 · = 1 s - 1 ; (d) 着 · = 10 s - 1 Fig. 2 True stress鄄鄄strain curves of 5Cr21Mn9Ni4N steel under different deformation conditions: (a) 着 · = 0郾 01 s - 1 ; ( b) 着 · = 0郾 1 s - 1 ; ( c) 着 · = 1 s - 1 ; (d) 着 · = 10 s - 1 1郾 1 热模拟实验 实验材料为 准8 mm 伊 15 mm 的 5Cr21Mn9Ni4N 耐 热钢棒材. 实验设备采用 Gleeble鄄鄄1500D 热模拟实验 机(如图 1 所示). 实验温度取值为 1000、1060、1120 和 1180 益 ,应变速率取值为 0郾 01、0郾 1、1 和 10 s - 1 . 为降低试件两端的摩擦,使热压缩变形过程中试 样均匀变形,在实验过程中,将试样两端涂石墨进行润 滑. 试件最大压缩量为 60% ,即真应变为 0郾 916,加热 图 1 Gleeble鄄鄄1500D 实验设备 郾 ( a) 主机控制系统; ( b) 装卡 系统 Fig. 1 Gleeble鄄鄄1500D experimental facility: (a) mainframe control system; (b) clamping system 速率为 10 益·s - 1 ,加热到设定温度后,保温 3 min,以设 定的应变速率 着 · 进行压缩实验,压缩完成后将试样水 冷至室温. 由计算机自动采集数据,最后得出不同温 度和变形速度下的真应力鄄鄄真应变曲线(如图2 所示). 1郾 2 5Cr21Mn9Ni4N 热变形本构方程求解 在高温塑性变形条件下,材料高温流变应力取决 于变形温度和应变速率. 对于不同热加工数据的研究 表明,峰值应力 滓 和变形温度 T、应变速率 着 · 之间的数 学关系式主要有以下三种情况[15鄄鄄16] : 着 · = A[sinh (B滓)] n exp [ - Q/ (RT)] (整个应力范围). (1) ·268·
月向哲等：芯棒直径对楔横轧5Cr21M9N4N空心气门壁厚均匀性的影响规律 ·269· e=A,σ"，Bo1.2. (3) R为摩尔气体常数，J·mol·K.分别对式(1)、(2) 式中：A,A,A2、n、n、B和C均为与温度无关的的常 和(3)进行线性回归处理（如图3所示），得到上述材 数：A为结构因子，s:n为应力指数：B、C为应力水平 料常数（如表1所示）： 参数，MPa;B、C和m1之间满足B=C/n,;Q为变形 ，-1000℃ (a) -1000℃ (b) A-1060℃ 24-1060℃ ·-1120℃ ·一1120℃ -1180℃ ·-1180℃ 0 -1 2 -2 -3 -4 -5 4.04.24.44.64.85.05.25.45.65.8 40 80120160200240280320360 In(o/MPa) o/MPa ￥-1000℃ (c)■ 2.0 ，-1000℃ d ▲-1060℃ 4-1060℃ ·-1120℃ 1.6 ·-1120℃ ■-1180℃ 1.2 ■-1180℃ [(og) 08 0.4 =3 0 -4 0.4 -0.8 -611 0.9-0.6-0300.30.60.9121.51.8 0.680.700.720.740.760.780.80 In sinh(Bo) 103TK-1 图3相关参数之间的关系.(a)nc-lne:(b)c-lne:(c)n[sinh(Ba)]-lne:(d)T-n[sinh(Bu)] Fig.3 Relation between the related parameters:(a)In o-In (b)o-In;(c)In [sinh (Bo)-In;(d)T-In[sinh(Bo) 表1材料常数计算结果 (3)轧件采用DEFORM3D软件中固有的四面体 Table 1 Calculation results of material constant 单元划分网格，为了提高有限元模拟的精度，网格数目 Q/(J-mol-1) A/s-1 B/MPa-1 取90000个，并对主变形区进行局部网格细化. 563959 1.357×1020 5.06 0.00703 (4)轧件旋转的动力来自于模具给它的摩擦力和 周向力.在轧制过程中，轧件表面金属被模具不断挤 将表1数据代入(1)式，可得到5Cr21Mn9Ni4N耐 走，内部高温金属暴露出来与模具接触，模具和轧件之 热钢的峰值应力本构方程： 间压力大，轧件温度高，轧件和模具在局部有焊合现 e=1.357×10[simh(0.00703a)]exp[-563959/RT]. 象，根据黏着理论)，这产生了轧件表面的摩擦力；同 (4) 时，为了增加空心气门旋转的周向力，在模具斜楔面上 2有限元模型建立 刻有较深的刻痕，在模具很大的压力作用下，高温金属 被压入斜楔面的刻痕中，在轧辊转动时，模具上的刻痕 2.1有限元模型的建立 推动刻痕中的金属进而带动轧件旋转.在有限元模拟 本文采用DEFORM3D作为有限元模拟软件，建 中，由于周向力和摩擦力的作用效果都是推动轧件旋 立如图4所示的楔横轧空心气门的三维有限元模型. 转，从这个角度出发，为了简化轧件的受力，将周向力 模型作如下简化： 和摩擦力合起来简化为当量摩擦力，当量摩擦系数要 (1)为了节省计算时间，本文结合轧件的对称性， 比单纯的摩擦力对应的摩擦系数高.当量摩擦系数过 取其一半为研究对象，对称面上添加对称约束 小时，空心气门无法正常旋转，结合经验及查阅相关文 (2)轧制过程中，轧件发生了很大的塑性变形，其 献[⑧-)，模具和轧件间的摩擦类型为剪切摩擦，摩擦 弹性变形可忽略不计，所以轧件定义刚塑性模型，模 系数为常数2. 具、芯棒和导板的变形量很小，定义它们为刚性体 (5)轧件成形过程中，其与环境会发生对流、辐射
闫向哲等: 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀性的影响规律 着 · = A1滓 n1 , B滓 1郾 2. (3) 式中:A、A1 、A2 、n、n1 、B 和 C 均为与温度无关的的常 数;A 为结构因子,s - 1 ;n 为应力指数;B、C 为应力水平 参数,MPa - 1 ;B、C 和 n1 之间满足 B = C/ n1 ;Q 为变形 激活能,J·mol - 1 ,其值反映了材料热变形的难易程度; R 为摩尔气体常数,J·mol - 1·K - 1 . 分别对式(1)、(2) 和(3)进行线性回归处理(如图 3 所示),得到上述材 料常数(如表 1 所示): 图 3 相关参数之间的关系. (a) ln 滓 - ln 着 ·; (b) 滓 - ln 着 ·; (c) ln [sinh (B滓)] - ln 着 ·; (d) T - ln[sinh(B滓)] Fig. 3 Relation between the related parameters: (a) ln 滓 - ln 着 ·; (b) 滓 - ln 着 ·; (c) ln [sinh (B滓)] - ln 着 ·; (d) T - ln[sinh(B滓)] 表 1 材料常数计算结果 Table 1 Calculation results of material constant Q/ (J·mol - 1 ) A / s - 1 n B/ MPa - 1 563959 1郾 357 伊 10 20 5郾 06 0郾 00703 将表 1 数据代入(1)式,可得到 5Cr21Mn9Ni4N 耐 热钢的峰值应力本构方程: 着 · =1郾 357 伊10 20 [sinh (0郾 00703滓)] 5郾 06 exp [ -563959/ RT]. (4) 2 有限元模型建立 2郾 1 有限元模型的建立 本文采用 DEFORM 3D 作为有限元模拟软件,建 立如图 4 所示的楔横轧空心气门的三维有限元模型. 模型作如下简化: (1)为了节省计算时间,本文结合轧件的对称性, 取其一半为研究对象,对称面上添加对称约束. (2)轧制过程中,轧件发生了很大的塑性变形,其 弹性变形可忽略不计,所以轧件定义刚塑性模型,模 具、芯棒和导板的变形量很小,定义它们为刚性体. (3)轧件采用 DEFORM 3D 软件中固有的四面体 单元划分网格,为了提高有限元模拟的精度,网格数目 取 90000 个,并对主变形区进行局部网格细化. (4)轧件旋转的动力来自于模具给它的摩擦力和 周向力. 在轧制过程中,轧件表面金属被模具不断挤 走,内部高温金属暴露出来与模具接触,模具和轧件之 间压力大,轧件温度高,轧件和模具在局部有焊合现 象,根据黏着理论[17] ,这产生了轧件表面的摩擦力;同 时,为了增加空心气门旋转的周向力,在模具斜楔面上 刻有较深的刻痕,在模具很大的压力作用下,高温金属 被压入斜楔面的刻痕中,在轧辊转动时,模具上的刻痕 推动刻痕中的金属进而带动轧件旋转. 在有限元模拟 中,由于周向力和摩擦力的作用效果都是推动轧件旋 转,从这个角度出发,为了简化轧件的受力,将周向力 和摩擦力合起来简化为当量摩擦力,当量摩擦系数要 比单纯的摩擦力对应的摩擦系数高. 当量摩擦系数过 小时,空心气门无法正常旋转,结合经验及查阅相关文 献[18鄄鄄19] ,模具和轧件间的摩擦类型为剪切摩擦,摩擦 系数为常数 2. (5)轧件成形过程中,其与环境会发生对流、辐射 ·269·
·270· 工程科学学报，第39卷，第2期 热交换，与模具的接触会产生接触传热.由于楔横轧 工件为局部连续成形，测定其综合热接触系数比较困 难.参考相关文献，在环境温度为20℃情况下，轧件 与空气的对流系数为20W·m2.K1[],轧件与芯棒 和模具之间的综合传热系数均设40×103W·m2. K-1t21] t=0.59g t=0.848 上模具 坏料 t=0.95s f=4.57s 芯棒 图5轧件成形示意图 Fig.5 Rolling process of workpieces 导板 变形区域，不存在与环境接触传热，而且由塑性变形及 摩擦产生热量，致使该区域温度上升至1140℃.在轧 下模具 件与芯棒接触之后，一方面轧件与芯棒之间有接触传 热，另一方面芯棒挤压内壁，对轧件做了一定的塑性 -XZ 功，产生了部分热量，这样内壁温降不至于过于剧烈， 图4楔横轧有限元模型 此时温度为1130℃.但由于存在轧件与环境的换热， Fig.4 Finite element model of CWR 在成形过程结束之后，轧件的温度由中间向两端逐渐 降低到约1030℃，这与由热像仪测得的轧件温度 2.2模拟参数的选择 1011.81℃很接近. 在数值模拟中，利用上面建立的5Cr21Mn9Ni4N 热成形峰值应力本构方程进行计算.轧辊直径为500 温度℃ mm,轧辊转速是10r·min,轧件原始外径d,为18 1140 mm,轧件原始壁厚p为4mm,模具成形角a为35°，楔 入段展宽角B,为5°，展宽段展宽角B,为4°，芯棒直径 1010 d为3~6mm,轧制温度T。为1080℃.有限元模拟的 工艺参数如表2所示 877 表2有限元模型的工艺参数 Table 2 Process parameters of finite element model 745 成形角，展宽角，B/(°）轧件轧件 轧制 芯棒 wv/ 楔人段，展宽段，外径，壁厚， 温度， 直径， =0.59gt=0.84g1=0.95st=2.50g1=4.57s () d1/mmp/mmTo/℃d/mm (b) 35 4 18 4108036 2.3楔横轧空心气门轧制成形过程 1011.81℃ 图5所示为带d=3mm芯棒轧制时，空心件在不 同时刻：时的成形示意图.轧制开始阶段，空心坯料处 图65Cr21Mn9Ni4N空心件温度场分布.(a)有限元模拟温度： 于随形轧制阶段，横截面出现椭圆化现象：随着金属的 (b)热像仪实测温度 径向压缩，坯料开始与芯棒接触：当金属脱离变形区， Fig.6 Distribution of the temperature field:(a)temperature simu- lated by FEM;(b)measured temperature by thermal imager 在芯棒和模具的双重作用下，轧件的外表面和内表面 逐渐被辗圆：最终，轧件的横截面成为壁厚均匀的圆 3壁厚均匀性的影响规律及分析 截面. 在轧件成形过程中，其与模具和环境发生了热交3.1壁厚均匀性影响规律 换（参看图6）.在轧件和芯棒接触之前，轧件的温度 为了定量研究空心气门楔横轧预制坯的壁厚均匀 为1080℃.轧件被咬入轧辊后，轧件表层因与模具接 性，本文参考圆柱度的概念引入了外径和内径的相对 触传热，轧件表面温度最低降到780℃：轧件内部紧靠 圆柱度.设轧件外径和内径沿轴向的最大值分别为
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 热交换,与模具的接触会产生接触传热. 由于楔横轧 工件为局部连续成形,测定其综合热接触系数比较困 难. 参考相关文献,在环境温度为 20 益 情况下,轧件 与空气的对流系数为 20 W·m - 2·K - 1 [20] ,轧件与芯棒 和模具之间的综合传热系数均设 40 伊 10 3 W·m - 2· K - 1 [21] . 图 4 楔横轧有限元模型 Fig. 4 Finite element model of CWR 2郾 2 模拟参数的选择 在数值模拟中,利用上面建立的 5Cr21Mn9Ni4N 热成形峰值应力本构方程进行计算. 轧辊直径为 500 mm,轧辊转速是 10 r·min - 1 ,轧件原始外径 d1 为 18 mm,轧件原始壁厚 p 为 4 mm,模具成形角 琢 为 35毅,楔 入段展宽角 茁1 为 5毅,展宽段展宽角 茁2 为 4毅,芯棒直径 d 为 3 ~ 6 mm,轧制温度 T0为 1080 益 . 有限元模拟的 工艺参数如表 2 所示. 表 2 有限元模型的工艺参数 Table 2 Process parameters of finite element model 成形角, 琢/ (毅) 展宽角,茁 / (毅) 楔入段, 茁1 展宽段, 茁2 轧件 外径, d1 / mm 轧件 壁厚, p / mm 轧制 温度, T0 / 益 芯棒 直径, d / mm 35 5 4 18 4 1080 3 ~ 6 2郾 3 楔横轧空心气门轧制成形过程 图 5 所示为带 d = 3 mm 芯棒轧制时,空心件在不 同时刻 t 时的成形示意图. 轧制开始阶段,空心坯料处 于随形轧制阶段,横截面出现椭圆化现象;随着金属的 径向压缩,坯料开始与芯棒接触;当金属脱离变形区, 在芯棒和模具的双重作用下,轧件的外表面和内表面 逐渐被辗圆;最终,轧件的横截面成为壁厚均匀的圆 截面. 在轧件成形过程中,其与模具和环境发生了热交 换(参看图 6). 在轧件和芯棒接触之前,轧件的温度 为 1080 益 . 轧件被咬入轧辊后,轧件表层因与模具接 触传热,轧件表面温度最低降到 780 益 ;轧件内部紧靠 图 5 轧件成形示意图 Fig. 5 Rolling process of workpieces 变形区域,不存在与环境接触传热,而且由塑性变形及 摩擦产生热量,致使该区域温度上升至 1140 益 . 在轧 件与芯棒接触之后,一方面轧件与芯棒之间有接触传 热,另一方面芯棒挤压内壁,对轧件做了一定的塑性 功,产生了部分热量,这样内壁温降不至于过于剧烈, 此时温度为 1130 益 . 但由于存在轧件与环境的换热, 在成形过程结束之后,轧件的温度由中间向两端逐渐 降低到约 1030 益 ,这与由热像仪测得的轧件温度 1011郾 81 益很接近. 图 6 5Cr21Mn9Ni4N 空心件温度场分布. (a) 有限元模拟温度; (b) 热像仪实测温度 Fig. 6 Distribution of the temperature field: ( a) temperature simu鄄 lated by FEM; (b) measured temperature by thermal imager 3 壁厚均匀性的影响规律及分析 3郾 1 壁厚均匀性影响规律 为了定量研究空心气门楔横轧预制坯的壁厚均匀 性,本文参考圆柱度的概念引入了外径和内径的相对 圆柱度. 设轧件外径和内径沿轴向的最大值分别为 ·270·
月向哲等：芯棒直径对楔横轧5Cr21M9Ni4N空心气门壁厚均匀性的影响规律 ·271· dDm,轧件外径和内径沿轴向的最小值分别为 dn、D,则外径和内径的相对圆柱度分别为 14B —。一仿真外径 一·一仿真内径 dmaxdmin (5) 12 一实验外径 e = dnasdin 一实验内径 Dn-Duin 10 E=D+D (6) 8 相对圆柱度包括了横截面和轴剖面两个方向的误 6 差.外径的相对圆柱度e和内径的相对圆柱度E都 小，则说明空心件的壁厚较均匀；否则说明空心件的壁 厚是不均匀的. 3 按照上述定义计算的外径和内径的相对圆柱度如 2 图7所示.仿真结果表明，当芯棒直径小于4mm时， 花棒直径/mm 随着芯棒直径的增加，轧制的外径和内径相对圆柱度 图7相对圆柱度曲线 减小，料头尺寸基本不变，壁厚均匀性改善：当芯棒直 Fig.7 Curves of relative cylindricity 径大于4mm时，轧件的外径相对圆柱度随芯棒直径的 增加而增加，料头长度变大，轧件出现缩颈或拉断现 的壁厚越均匀.为阐明其中原因，选取无芯棒轧制状 象，轧件的内径相对圆柱度随芯棒直径的增加而减小， 态为参考来研究带d=3mm芯棒轧制空心件的过程， 轧件的壁厚均匀性随之恶化.这说明芯棒直径存在一 参考点P1和研究点P2如图8(a)所示. 个临界值，当芯棒尺寸小于该值时，空心件的壁厚随芯 图8为轧制过程中，P1、P2的各应变曲线.在1.6 棒尺寸的增加而变得均匀，即壁厚均匀性得到改善：当 s之前，由于P2对应的内壁还没有与芯棒接触，故P1、 芯棒尺寸大于该值时，空心件的壁厚均匀性随芯棒尺 P2各应变基本相同.在1.6s之后，二者应变不再一 寸的增加而恶化，主要表现为缩颈或拉断. 致.对于径向应变，P1、P2呈压缩状态，且P2径向应 3.2芯棒直径对壁厚均匀性改善的分析 变波动小，其值与P1的峰值接近，最终，P2的径向压 图7显示，当芯棒直径小于4mm时，随着芯棒直 应变略小于P1的径向压应变.P1、P2的周向应变表 径的增加，轧件内外径的相对圆柱度明显减小，即轧件 现出不同的性质，P2的周向应变在0值附近表现为拉 D 0.2a 0.3b) 0.2 0.1 -02 -0.4 -0.1 -0.5 -0.2 -0.3 -0.4 -05 1200.510152.02.53.0354.0455.0 -0.600510152.02.53.03540455.0 时间/s 时间/s 0.6c) 4[ =p1 12 0.5 P2 0.4 10 P2 0.3 8 61 0.1 3 0.1 0 0.260510古2.023035404550 0050占202站3035404550 时间s 时间s 图8P1、2应变曲线 Fig.8 Strain curves of Pl and P2
闫向哲等: 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀性的影响规律 dmax、Dmax,轧件外径和内径沿轴向的最小值分别为 dmin 、Dmin ,则外径和内径的相对圆柱度分别为 e = dmax - dmin dmax + dmin , (5) E = Dmax - Dmin Dmax + Dmin . (6) 相对圆柱度包括了横截面和轴剖面两个方向的误 差. 外径的相对圆柱度 e 和内径的相对圆柱度 E 都 小,则说明空心件的壁厚较均匀;否则说明空心件的壁 厚是不均匀的. 图 8 P1、P2 应变曲线 Fig. 8 Strain curves of P1 and P2 按照上述定义计算的外径和内径的相对圆柱度如 图 7 所示. 仿真结果表明,当芯棒直径小于 4 mm 时, 随着芯棒直径的增加,轧制的外径和内径相对圆柱度 减小,料头尺寸基本不变,壁厚均匀性改善;当芯棒直 径大于 4 mm 时,轧件的外径相对圆柱度随芯棒直径的 增加而增加,料头长度变大,轧件出现缩颈或拉断现 象,轧件的内径相对圆柱度随芯棒直径的增加而减小, 轧件的壁厚均匀性随之恶化. 这说明芯棒直径存在一 个临界值,当芯棒尺寸小于该值时,空心件的壁厚随芯 棒尺寸的增加而变得均匀,即壁厚均匀性得到改善;当 芯棒尺寸大于该值时,空心件的壁厚均匀性随芯棒尺 寸的增加而恶化,主要表现为缩颈或拉断. 3郾 2 芯棒直径对壁厚均匀性改善的分析 图 7 显示,当芯棒直径小于 4 mm 时,随着芯棒直 径的增加,轧件内外径的相对圆柱度明显减小,即轧件 图 7 相对圆柱度曲线 Fig. 7 Curves of relative cylindricity 的壁厚越均匀. 为阐明其中原因,选取无芯棒轧制状 态为参考来研究带 d = 3 mm 芯棒轧制空心件的过程, 参考点 P1 和研究点 P2 如图 8(a)所示. 图 8 为轧制过程中,P1、P2 的各应变曲线. 在 1郾 6 s 之前,由于 P2 对应的内壁还没有与芯棒接触,故 P1、 P2 各应变基本相同. 在 1郾 6 s 之后,二者应变不再一 致. 对于径向应变,P1、P2 呈压缩状态,且 P2 径向应 变波动小,其值与 P1 的峰值接近,最终,P2 的径向压 应变略小于 P1 的径向压应变. P1、P2 的周向应变表 现出不同的性质,P2 的周向应变在 0 值附近表现为拉 ·271·
·272· 工程科学学报，第39卷，第2期 伸状态，而P1表现为明显地压缩状态.二者的轴向应 棒尺寸的增加，轧件出现缩颈，壁厚均匀性恶化.为了 变和等效应变均显示为拉应变，且P2的应变值小于 研究产生这种现象的原因，选取带d=3mm芯棒轧制 PI的值. 状态为参照来研究芯棒直径为5mm时的空心件轧制 综合分析上述现象可以发现，在芯棒直径小于临 过程，参照点P3、P4和研究点P5、P6如图9(b)所示. 界直径的条件下，带芯棒轧制时，轧件轴向流动性变 图9为各个点的应变曲线.当1.2s之后，即参照点和 差，导致金属沿径向和周向流动增强，宏观表现为轧细 研究点对应内壁与芯棒接触之后，各点的应变变化情 段的平均外径增大，平均壁厚变薄，如表3所示.所 况不再一样.与P3相比，P5的径向应变呈现明显地 以，当芯棒直径小于某一临界时，随着芯棒直径增加， 压缩状态，周向应变由压应变最终变为拉应变，轴向拉 表层金属的轴向拉应变减小，径向压应变略微增加，周 应变和等效拉应变均大于3值.这是因为，当芯棒直 向应变在0附近呈现为拉应变，这有利于改善空心气 径大于临界值后，内壁金属沿径向流动受到强烈限制， 门的壁厚均匀性 径向压应变急剧增大.根据最小阻力原理，金属质点 表3空心轧制和带芯棒轧制轧件尺寸比较 总是朝着受阻力最小的方向流动，故内壁金属沿轴向 Table 3 Comparison of the size of workpieces formed with mandrel and without mandrel 和周向的流动增强，其拉应变相较于P3变大，周向应 变最终变为拉应变，如图9(b)、9(c)所示.外层金属 芯棒直径/mm 平均外径/mm 平均壁厚/mm 的流动性也受到影响，表层金属的轴向流动明显增强， 0 10.67 3.56 其拉应变显著增大，如图9()所示.由于内壁受芯棒 3 10.71 3.45 限制其直径不再变化，而外层金属沿轴向流动导致外 3.3缩颈的原因分析 径减小，故P6对应处的横截面积减小，进而引起轴向 图7显示，当芯棒直径超过临界尺寸之后，随着芯 应力增加（如图10所示），这又加速了金属的轴向流 0.5 a 0.6m (b) 0.4 P3 0.2 05 -0.2 -1.0 1.5 06 0.8 -2.0 P5 -1.0 00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.0 00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.0 时间/s 时间/s 1.8(c 2 1.6 10 420 6 4 0.4 0.2 0.2 00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.0 00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.0 时间s 时间/s 1.2 (e) 1.0 0.8 02 0 -0.2 00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.0 时间s 图93，P4、P5、P6应变曲线 Fig.9 Strain curves of P3,P4,P5 and P6
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 伸状态,而 P1 表现为明显地压缩状态. 二者的轴向应 变和等效应变均显示为拉应变,且 P2 的应变值小于 P1 的值. 综合分析上述现象可以发现,在芯棒直径小于临 界直径的条件下,带芯棒轧制时,轧件轴向流动性变 差,导致金属沿径向和周向流动增强,宏观表现为轧细 段的平均外径增大,平均壁厚变薄,如表 3 所示. 所 以,当芯棒直径小于某一临界时,随着芯棒直径增加, 表层金属的轴向拉应变减小,径向压应变略微增加,周 向应变在 0 附近呈现为拉应变,这有利于改善空心气 门的壁厚均匀性. 表 3 空心轧制和带芯棒轧制轧件尺寸比较 Table 3 Comparison of the size of workpieces formed with mandrel and without mandrel 芯棒直径/ mm 平均外径/ mm 平均壁厚/ mm 0 10郾 67 3郾 56 3 10郾 71 3郾 45 图 9 P3、P4、P5、P6 应变曲线 Fig. 9 Strain curves of P3, P4, P5 and P6 3郾 3 缩颈的原因分析 图 7 显示,当芯棒直径超过临界尺寸之后,随着芯 棒尺寸的增加,轧件出现缩颈,壁厚均匀性恶化. 为了 研究产生这种现象的原因,选取带 d = 3 mm 芯棒轧制 状态为参照来研究芯棒直径为 5 mm 时的空心件轧制 过程,参照点 P3、P4 和研究点 P5、P6 如图 9( b)所示. 图 9 为各个点的应变曲线. 当 1郾 2 s 之后,即参照点和 研究点对应内壁与芯棒接触之后,各点的应变变化情 况不再一样. 与 P3 相比,P5 的径向应变呈现明显地 压缩状态,周向应变由压应变最终变为拉应变,轴向拉 应变和等效拉应变均大于 P3 值. 这是因为,当芯棒直 径大于临界值后,内壁金属沿径向流动受到强烈限制, 径向压应变急剧增大. 根据最小阻力原理,金属质点 总是朝着受阻力最小的方向流动,故内壁金属沿轴向 和周向的流动增强,其拉应变相较于 P3 变大,周向应 变最终变为拉应变,如图 9( b)、9( c)所示. 外层金属 的流动性也受到影响,表层金属的轴向流动明显增强, 其拉应变显著增大,如图 9(e)所示. 由于内壁受芯棒 限制其直径不再变化,而外层金属沿轴向流动导致外 径减小,故 P6 对应处的横截面积减小,进而引起轴向 应力增加(如图 10 所示),这又加速了金属的轴向流 ·272·
月向哲等：芯棒直径对楔横轧5Cr21M9Ni4N空心气门壁厚均匀性的影响规律 ·273· 动，进而出现缩颈.综上所述，当芯棒尺寸超过某一临3.4芯棒直径对空心气门金属轴向流动的影响 界值后，随芯棒尺寸增加，径向压应变和轴向拉应变增 利用DEFORM3D软件中的点追踪可以观察到楔 大，周向应变由压缩状态最终变为应力值较大的拉伸 横轧空心气门轧前与轧后任何位置的金属流动情况. 状态，随之出现缩颈现象，严重影响了空心气门的壁厚 图11为空心坯料节点位置示意图，图中A、B、C、D、E 均匀性。 和F为6个横截面的轴向位置，相邻截面间距为5 轴向应力 mm;l~9为每个横截面上沿半径方向的9个节点，相 1000 MPa 邻节点相距0.5mm.图12所示为轧件轧后不同截面 上9个节点的轴向位移图，它包括了由其他横截面的 变形引起的质点沿轴向的刚性位移和由塑性变形引起 的变形位移].所谓变形位移，是指物体内任意两点 之间的相对距离发生改变，从而使物体的形状和尺寸 250 MPa 发生改变的位移.变形位移能说明金属的轴向流动情 况，图12中相邻截面的轴向位移之差能近似代表金属 的轴向变形位移 AB C D E F -500 MPa 对称面 a (b) (a b 图10轧制成形时两种工况轴向应力比较，(a)d=3mm:(b) 图11空心坯料节点位置示意图.(a)横截面节点位置：(b) d=5 mm 横截面轴向位置 Fig.10 Comparison of axial stress in the working conditions:(a)d= Fig.11 Positions of the points of hollow billets:(a)points in the 3 mm;(b)d=5mm cross section;(b)points along the axial direction 35a间) 44—44F 35 —4F 30 30 ◆一 ◆◆一一◆一◆E ◆ ◆E 20 20 一D 15 15 10 10 56789 56789 节点 节点 (c) 50 ▲C 30 10A 0· 123456789 节点 图12带不同直径的芯棒轧后轧件各节点的轴向位移量.(a)d=0mm:(b)d=3mm;(c)d=5mm Fig.12 Axial displacement of the points of workpieces formed with the mandrel with different diameters:(a)d=0 mm;(b)d=3 mm;(c)d=5mm
闫向哲等: 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀性的影响规律 动,进而出现缩颈. 综上所述,当芯棒尺寸超过某一临 界值后,随芯棒尺寸增加,径向压应变和轴向拉应变增 大,周向应变由压缩状态最终变为应力值较大的拉伸 状态,随之出现缩颈现象,严重影响了空心气门的壁厚 均匀性. 图 12 带不同直径的芯棒轧后轧件各节点的轴向位移量. (a) d = 0 mm; (b) d = 3 mm; (c) d = 5 mm Fig. 12 Axial displacement of the points of workpieces formed with the mandrel with different diameters: (a) d =0 mm; (b) d =3 mm; (c) d =5 mm 图 10 轧制成形时两种工况轴向应力比较 郾 ( a) d = 3 mm; ( b) d = 5 mm Fig. 10 Comparison of axial stress in the working conditions: (a) d = 3 mm; (b) d = 5 mm 3郾 4 芯棒直径对空心气门金属轴向流动的影响 利用 DEFORM 3D 软件中的点追踪可以观察到楔 横轧空心气门轧前与轧后任何位置的金属流动情况. 图 11 为空心坯料节点位置示意图,图中 A、B、C、D、E 和 F 为 6 个横截面的轴向位置,相邻截面间距为 5 mm;1 ~ 9 为每个横截面上沿半径方向的 9 个节点,相 邻节点相距 0郾 5 mm. 图 12 所示为轧件轧后不同截面 上 9 个节点的轴向位移图,它包括了由其他横截面的 变形引起的质点沿轴向的刚性位移和由塑性变形引起 的变形位移[22] . 所谓变形位移,是指物体内任意两点 之间的相对距离发生改变,从而使物体的形状和尺寸 发生改变的位移. 变形位移能说明金属的轴向流动情 况,图 12 中相邻截面的轴向位移之差能近似代表金属 的轴向变形位移. 图 11 空心坯料节点位置示意图. ( a) 横截面节点位置; ( b) 横截面轴向位置 Fig. 11 Positions of the points of hollow billets: ( a) points in the cross section; (b) points along the axial direction ·273·
·274· 工程科学学报，第39卷，第2期 从图12中可以发现，同一横截面的不同节点轴向 示了实验轧件的纵剖面，其中每一组图的上方为实验 位移基本相等，这是因为空心件壁厚较薄，与实心件轧 结果，下方为仿真结果.实验与模拟的相对圆柱度一 制相比，外层金属没有受到心部金属的阻碍.但表面 致（如图7所示），误差不超过10%，说明模拟结果是 处节点位移略微减小，这是由于模具对轧件表面有摩 可信的. 擦阻碍作用. a=5°.f-5°，B,-4° 当芯棒直径小于临界直径时，不同工况下，相同截 d=18mm,=4mm,T。=1080℃ 面不同节点的轴向位移和不同截面的变形位移基本相 (a) d=0 mm 同（如图12(a)和12(b)),这说明轧件的轴向变形较 为均匀（如图13(a)所示）.但由于芯棒对内壁有阻挡 作用，金属沿周向流动，导致轧件内孔增大，壁厚减薄， d=3 mn 外径略微增大（如图14所示）. e d=4 mm 缩颈、 d d=5 mm 拉断、 e d=6 mm 图15实验与仿真对比 Fig.15 Comparison between experimental parts and simulative re- (a) (b) sults 图13轧后轧件横截面位置.(a)d=3mm:(b)d=5mm Fig.13 Position of the cross section of workpieces:(a)d=3 mm; 5结论 (b)d=5mm (1)对5Cr21M9Ni4N进行热模拟实验，得到结 291mm 3.40mm 391mm 构因子A为1.357×102°s,应力指数n为5.06，应力 水平参数B为0.00703MPa,变形激活能Q为 563.959 kJ.mol,峰值应力本构方程为 1063 mn 0.76mm e=1.357×10[simh(0.00703o)]3exp[-563959/RT]. (2)楔横轧带芯棒成形空心气门时，芯棒直径存 图14带不同直径芯棒轧后轧件横截面比较.(a)d=0mm:(b) 在某一临界值.在该临界值下进行楔横轧轧制，空心 d=3mm;(c)d=3.5mm 气门壁厚均匀性最优.当芯棒直径小于这一临界值 Fig.14 Comparison of the cross section formed with the mandrel with 时，随着芯棒直径增加，表层金属的轴向拉应变减小， different diameters (a)d=0mm:(b)d=3mm:(c)d=3.5 mm 径向压应变略微增加，周向应变在零附近呈现为拉伸 当芯棒直径大于临界直径时，不同工况下，相同截 状态，这有利于改善空心气门的壁厚均匀性：当芯棒直 面不同节点的轴向位移明显不同，与空心轧制相比，带 径超过这一临界值后，随着芯棒直径增加，径向压应变 芯棒轧制时每一截面轴向位移大于空心轧制工况，且 和轴向拉应变增大，周向应变由压缩状态最终变为应 不同截面的变形位移沿轴向先变大后变小，截面C的 力值较大的拉伸状态，严重影响空心气门的壁厚均 匀性 变形位移最大，截面F的变形位移最小，值接近于0， (3)当芯棒直径小于临界值时，细长空心件沿轴 这说明轧件的轴向变形是不均匀的（如图12(c)和图 向的流动比较均匀：当芯棒直径超过临界值后，金属沿 13(b)所示).芯棒限制了内壁金属的径向流动，金属 轴向的流动不再均匀，其轴向变形位移从轧件对称面 沿周向和轴向流动增强，最终导致了截面B、C之间出 到自由端先变大后变小，出现缩颈现象 现缩颈现象 4实验验证 参考文献 [1]Ji H C,Liu J P,Wang B Y,et al.Constitutive relationship of 本文在H500楔横轧机进行了轧制实验.图15显 4C9Si2 and technological parameters on the inner bore of cross
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 从图 12 中可以发现,同一横截面的不同节点轴向 位移基本相等,这是因为空心件壁厚较薄,与实心件轧 制相比,外层金属没有受到心部金属的阻碍. 但表面 处节点位移略微减小,这是由于模具对轧件表面有摩 擦阻碍作用. 当芯棒直径小于临界直径时,不同工况下,相同截 面不同节点的轴向位移和不同截面的变形位移基本相 同(如图 12(a)和 12( b)),这说明轧件的轴向变形较 为均匀(如图 13(a)所示). 但由于芯棒对内壁有阻挡 作用,金属沿周向流动,导致轧件内孔增大,壁厚减薄, 外径略微增大(如图 14 所示). 图 13 轧后轧件横截面位置. (a) d = 3 mm; (b) d = 5 mm Fig. 13 Position of the cross section of workpieces: ( a) d = 3 mm; (b) d = 5 mm 图 14 带不同直径芯棒轧后轧件横截面比较 郾 (a) d = 0 mm; (b) d = 3 mm; (c) d = 3郾 5 mm Fig. 14 Comparison of the cross section formed with the mandrel with different diameters : (a) d = 0 mm; (b) d = 3 mm; (c) d = 3郾 5 mm 当芯棒直径大于临界直径时,不同工况下,相同截 面不同节点的轴向位移明显不同,与空心轧制相比,带 芯棒轧制时每一截面轴向位移大于空心轧制工况,且 不同截面的变形位移沿轴向先变大后变小,截面 C 的 变形位移最大,截面 F 的变形位移最小,值接近于 0, 这说明轧件的轴向变形是不均匀的(如图 12( c)和图 13(b)所示). 芯棒限制了内壁金属的径向流动,金属 沿周向和轴向流动增强,最终导致了截面 B、C 之间出 现缩颈现象. 4 实验验证 本文在 H500 楔横轧机进行了轧制实验. 图 15 显 示了实验轧件的纵剖面,其中每一组图的上方为实验 结果,下方为仿真结果. 实验与模拟的相对圆柱度一 致(如图 7 所示),误差不超过 10% ,说明模拟结果是 可信的. 图 15 实验与仿真对比 Fig. 15 Comparison between experimental parts and simulative re鄄 sults 5 结论 (1) 对 5Cr21Mn9Ni4N 进行热模拟实验,得到结 构因子 A 为 1郾 357 伊 10 20 s - 1 ,应力指数 n 为 5郾 06,应力 水平 参 数 B 为 0郾 00703 MPa - 1 , 变 形 激 活 能 Q 为 563郾 959 kJ·mol - 1 ,峰值应力本构方程为 着 · =1郾 357 伊10 20 [sinh (0郾 00703滓)] 5郾 06 exp [ -563959/ RT]. (2) 楔横轧带芯棒成形空心气门时,芯棒直径存 在某一临界值. 在该临界值下进行楔横轧轧制,空心 气门壁厚均匀性最优. 当芯棒直径小于这一临界值 时,随着芯棒直径增加,表层金属的轴向拉应变减小, 径向压应变略微增加,周向应变在零附近呈现为拉伸 状态,这有利于改善空心气门的壁厚均匀性;当芯棒直 径超过这一临界值后,随着芯棒直径增加,径向压应变 和轴向拉应变增大,周向应变由压缩状态最终变为应 力值较大的拉伸状态,严重影响空心气门的壁厚均 匀性. (3) 当芯棒直径小于临界值时,细长空心件沿轴 向的流动比较均匀;当芯棒直径超过临界值后,金属沿 轴向的流动不再均匀,其轴向变形位移从轧件对称面 到自由端先变大后变小,出现缩颈现象. 参 考 文 献 [1] Ji H C, Liu J P, Wang B Y, et al. Constitutive relationship of 4Cr9Si2 and technological parameters on the inner bore of cross ·274·
月向哲等：芯棒直径对楔横轧5C21M9Ni4N空心气门壁厚均匀性的影响规律 ·275· wedge rolling for preform hollow valves.Int J Ade Manuf Technol, [12]Yang C P,Hu Z H.Research on the ovality of hollow shafts in 2016,86(9):2621 cross wedge rolling with mandrel.Int I Ade Manuf Technol, [2]Ji H C,Liu J P,Wang B Y,et al.Cross-wedge rolling of a 2016,83(1):67 4C9Si2 hollow valve:explorative experiment and finite element [13]Ding W,Zhang K S.Yang C P.et al.Study on the ovality of simulation.Int J Ade Manuf Technol,2015,77(1):15 hollow shafts with equal inner diameter formed by cross wedge [3]Hu Z H,Zhang K S,Wang B Y,et al.Forming Technology and rolling.J Plast Eng,2010,17(3):27 Simulation of Cross Wedge Rolling.Beijing:Metallurgical Industry (丁韩，张康生，杨翠苹，等.楔横轧成形等内径空心轴的椭 Pe55,2004 圆度影响规律.塑性工程学报，2010,17(3)：27) (胡正寰，张康生，王宝雨，等.楔横轧零件成形技术与模拟 [14)Jiang Y,Wang B Y.Effect of mandrel on forming quality and 仿真.北京：冶金工业出板社，2004) rolling force of eross wedge rolling for thick-wall hollow axle. [4]Yang C P,Hu Z H.Influence of the flattening deformation on the Plast Eng,2012,19(6):19 forming of hollow parts in eross-wedge rolling.Trans Beijing Inst (江洋，王宝雨.芯棒对楔横轧厚壁空心轴成形质量及轧制 Technol,2014,34(9):881 力的影响.塑性工程学报，2012,19(6)：19) (杨翠苹，胡正寰.楔横轧空心件压扁变形对成形的影响.北 [15]Jonas J J,Sellars C M,Tegart W J M G.Strength and structure 京理工大学学报，2014,34(9)：881) under hot working condition.Metall Rev,1969,14(1):1 [5]Urankar S,Lovell M,Morrow C,et al.Development of a critical [16]Shi H,MeLaren A J,Sellars C M,et al.Constitutive equations friction model for cross wedge rolling hollow shafts.J Mater for high temperature flow stress of aluminum alloys.Mater Sci Process Technol,2006,177(1-3):539 Technol,.1997,13(3):210 [6]Urankar S,Lovell M,Morrow C,et al.Establishment of failure [17]Wen S Z,Huang P.Principles of Tribology.Beijing:Tsinghua conditions for the cross-wedge rolling of hollow shafts.J Mater University Press,2002 Process Technol,2006,177(1):545 (温诗铸。黄平.摩擦学原理.北京：清华大学出版社， [7]Pater Z,Bartnicki J,Samolyk G.Numerical modelling of cross- 2002) wedge rolling process of ball pin.J Mater Process Technol,2005, [18]Zheng S H,Shu X D,Sun B S,et al.Wall thickness uniformity 164-165:1235 of railway hollow shafts by cross-wedge rolling.Chin Eng, [8]Bartnicki J,Pater Z.Numerical simulation of three-rolls cross- 2015,37(5):648 wedge rolling of hollowed shaft.I Mater Process Technol,2005 (郑书华，束学道，孙宝寿，等.楔横轧多楔轧制高铁空心车 164-165:1154 轴壁厚均匀性.工程科学学报，2015,37(5)：648) [9]Ding W,Yang C P.Zhang K S,et al.Thermomechanical coupled [19]Wang X F,Zhang K S,Liu J P.Study of the Key Technology of numerical simulation on cross wedge rolling of hollow shaft parts 21-4N Valve Preforming by Cross Wedge Rolling Dissertation ] with equal inner diameter.J Unin Sci Technol Beijing,2010,32( Beijing:University of Science and Technology Beijing,2012 4):525 (王晓飞，张康生，刘晋平.楔横轧21-4N气门制坯关键技 (丁韡，杨翠苹，张康生，等.楔横轧等内径空心轴的热力耦 术研究[学位论文].北京：北京科技大学，2012) 合数值模拟.北京科技大学学报，2010,32(4)：525) [20]Huang J H,Liu J P,Wang B Y,et al.Process research on [10]Chen E P.Yang Y M,Wang M T,et al.Compare and analysis 4Cr9Si2 martensite steel valve in cross-wedge rolling.J Cent of the forming process of hollow part with mandrel and without South Unin Sci Technol,2013,44(7):2744 mandrel by 3-roll cross wedge rolling.J Plast Eng,2008,15( (黄江华，刘晋平，王宝雨，等.4C9S2马氏体钢气门楔横轧工 4):81 艺研究.中南大学学报（自然科学版），2013,44(7)：2744) (陈恩平，杨永明，王敏婷，等.空心件带芯棒轧制与空心轧 [21]Zhou J.Shen B Z,Han Z Q.et al.Numerical simulation on 制成形过程的比较分析.塑性工程学报，2008,15(4)：81) temperature field of hot strip in finish rolling process.ron Steel [11]Yang C P,Zhang K S,Hu Z H.Numerical simulation study on Res,2003,15(2):14 the cause of ellipse generation in two-roll cross wedge rolling the (周进，沈丙振，韩志强，等.精轧区热轧带钢温度场的数 hollow parts with uniform inner diameter.J Univ Sci Technol 值模拟.钢铁研究学报，2003,15(2)：14) Beng,2012,34(12):1426 [22]Yang H B,Cao JG,Li H B.Introduction of Elasticity and Plas- (杨翠苹，张康生，胡正寰.两辊楔横轧等内径空心轴产生 ticity.Beijing:Tsinghua University Press,2011 椭圆原因的数值模拟研究.北京科技大学学报.2012,34 (杨海波，曹建国，李洪波.弹性与塑性力学简明教程.北 (12):1426) 京：清华大学出版社，2011)
闫向哲等: 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀性的影响规律 wedge rolling for preform hollow valves. Int J Adv Manuf Technol, 2016, 86(9): 2621 [2] Ji H C, Liu J P, Wang B Y, et al. Cross鄄wedge rolling of a 4Cr9Si2 hollow valve: explorative experiment and finite element simulation. Int J Adv Manuf Technol, 2015, 77(1): 15 [3] Hu Z H, Zhang K S, Wang B Y, et al. Forming Technology and Simulation of Cross Wedge Rolling. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2004 (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) [4] Yang C P, Hu Z H. Influence of the flattening deformation on the forming of hollow parts in cross鄄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) [5] Urankar S, Lovell M, Morrow C, et al. Development of a critical friction model for cross wedge rolling hollow shafts. J Mater Process Technol, 2006, 177(1鄄3): 539 [6] Urankar S, Lovell M, Morrow C, et al. Establishment of failure conditions for the cross鄄wedge rolling of hollow shafts. J Mater Process Technol, 2006, 177(1): 545 [7] Pater Z, Bartnicki J, Samo覥yk G. Numerical modelling of cross鄄 wedge rolling process of ball pin. J Mater Process Technol, 2005, 164鄄165: 1235 [8] Bartnicki J, Pater Z. Numerical simulation of three鄄rolls cross鄄 wedge rolling of hollowed shaft. J Mater Process Technol, 2005, 164鄄165: 1154 [9] 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) [10] Chen E P, Yang Y M, Wang M T, et al. Compare and analysis of the forming process of hollow part with mandrel and without mandrel by 3鄄roll cross wedge rolling. J Plast Eng, 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) [11] Yang C P, Zhang K S, Hu Z H. Numerical simulation study on the cause of ellipse generation in two鄄roll cross wedge rolling the hollow parts with uniform inner diameter. J Univ Sci Technol Beijing, 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) [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): 67 [13] Ding W, Zhang K S, Yang C P, et al. Study on the ovality of hollow shafts with equal inner diameter formed by cross wedge rolling. J Plast Eng, 2010, 17( 3): 27 (丁韡, 张康生, 杨翠苹, 等. 楔横轧成形等内径空心轴的椭 圆度影响规律. 塑性工程学报, 2010, 17(3): 27) [14] Jiang Y, Wang B Y. Effect of mandrel on forming quality and rolling force of cross wedge rolling for thick鄄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) [15] Jonas J J, Sellars C M, Tegart W J M G. Strength and structure under hot working condition. Metall Rev, 1969, 14(1): 1 [16] Shi H, McLaren A J, Sellars C M, et al. Constitutive equations for high temperature flow stress of aluminum alloys. Mater Sci Technol, 1997, 13(3): 210 [17] Wen S Z, Huang P. Principles of Tribology. Beijing: Tsinghua University Press, 2002 (温诗铸, 黄平. 摩擦学原理. 北京: 清华大学出版社, 2002) [18] Zheng S H, Shu X D, Sun B S, et al. Wall thickness uniformity of railway hollow shafts by cross鄄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) [19] Wang X F, Zhang K S, Liu J P. Study of the Key Technology of 21鄄鄄4N Valve Preforming by Cross Wedge Rolling [Dissertation]. Beijing: University of Science and Technology Beijing, 2012 (王晓飞, 张康生, 刘晋平. 楔横轧 21鄄鄄4N 气门制坯关键技 术研究[学位论文]. 北京: 北京科技大学, 2012) [20] Huang J H, Liu J P, Wang B Y, et al. Process research on 4Cr9Si2 martensite steel valve in cross鄄wedge rolling. J Cent South Univ Sci Technol, 2013, 44(7): 2744 (黄江华, 刘晋平, 王宝雨, 等. 4Cr9Si2 马氏体钢气门楔横轧工 艺研究. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(7): 2744) [21] Zhou J, Shen B Z, Han Z Q, et al. Numerical simulation on temperature field of hot strip in finish rolling process. J Iron Steel Res, 2003, 15(2): 14 (周进, 沈丙振, 韩志强, 等. 精轧区热轧带钢温度场的数 值模拟. 钢铁研究学报, 2003, 15(2):14) [22] Yang H B, Cao J G, Li H B. Introduction of Elasticity and Plas鄄 ticity. Beijing: Tsinghua University Press, 2011 (杨海波, 曹建国, 李洪波. 弹性与塑性力学简明教程. 北 京: 清华大学出版社, 2011) ·275·
