D0I:10.13374.issn1001653.2013.02.010 第35卷第2期 北京科技大学学报 Vol.35 No.2 2013年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Feb.2013 成形角对楔横轧21-4N合金钢气门心部质量的 影响 郑振华，刘晋平，王宝雨，胡正寰 北京科技大学机械工程学院，北京100083 d通信作者，E-mail:zhengzhenhua@ustb.edu.cn 摘要基于气门二次楔轧制原理，采用DEFORM-3D有限元软件研究了成形角改变时轧件心部应力和应变的变化规 律，分析了成形角对楔横轧214N合金钢气门心部质量的影响.结果表明：随着成形角的增大，轧件心部的应力状态和 应变状态更为合理，有利于防止心部疏松.相应的轧制实验结果验证了这个结果. 关键词楔横轧；合金钢：气门；成形角：质量控制 分类号TG335.19 Effect of forming angle on the central quality of 21-4N valves by cross wedge rolling ZHENG Zhen-hua,LIU Jin-ping,WANG Bao-yu,HU Zheng-huan School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing:Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zhengzhenhua@ustb.edu.cn ABSTRACT Based on the mechanism of twice wedge rolling for valves,changes in stress and strain of a 21-4N valve at the center with forming angle were investigated using the finite clement software DEFORM-3D.The effect of forming angle on the central quality of the rolled piece was analyzed.It is found that a larger forming angle can lead to a more reasonable distribution of both stress and strain in the center of the rolled piece,which is positive to prevent central cavities.Laboratory experiments show the same result. KEY WORDS cross wedge rolling;alloy steel;valves:forming angle;quality control 随着中国汽车工业的快速发展，作为汽车发动 模具寿命长、产品质量稳定、综合成本低等优点 机关键部件之一的气门，年需求量也越来越大.据 气门是一种典型的带盘细杆类零件，因此利用楔横 统计，目前我国各类气门的年产量已超过3亿支. 轧为气门制坯是气门毛坯生产的一一种先进新工艺 当前，气门预成形坯的生产工艺主要有两种：电热 楔横轧轧制的变形机理较为复杂，特别是将楔横轧 徽粗和热挤压！.电热镦粗设备简单且投入少，但 应用于合金气门毛坯成形的研究目前国内外都未见 其存在产品质量不稳定、生产效率低、废品率高等 报道0-14.为此，本文针对一种典型的排气门用钢 问题2-4：热挤压的产品质量稳定，但是模具寿命 一一21-4N合金钢，从楔横轧成形气门毛坯的原理 过低5-到.由于条件限制，国内主要采取的是电热 入手，采用DEFORM-3D有限元软件，对楔横轧21- 镦粗工艺生产气门毛坯.因此，寻求新的先进工艺 4N合金气门制坯成形过程中，成形角：对轧件变 成形发动机气门毛坯是当前亟待解决的重大问题 形区应力状态和应变状态的影响规律进行了系统的 研究. 楔横轧是一种先进的轴类零件成形技术，其 利用上下模具同步旋转对轧件进行径向压下和轴向 1气门毛还的楔横轧成形工艺 展宽的塑性成形，具有生产效率高、材料利用率高、 发动机气门的工作环境具有高温、高压、高腐 收稿日期：2011-12-06 基金项目：广东省教育部产学研结合项目(2009A090100022):国家自然科学基金资助项日(50975023)
DOI ：10．13374／j ．issn1001－053x．2013．02．010
第2期 郑振华等：成形角对楔横轧21-4N合金钢气门心部质量的影响 229, 蚀性等特点，因此其材料大多采用高温耐热合金钢， 示.一次楔时，直径为do的圆形棒料在模具的带 较为典型的有4Cr9Si2和21-4N等.这些高温耐热 动下做旋转运动；同时，模具的顶面和斜楔面对圆 材料的高温塑性差，塑性成形温度范围窄.同时，发 形棒料的接触部分进行首次强力轧制和宽展，圆形 动机气门是典型的细杆带盘类零件（以图1所示气 棒料实现局部径向压缩和轴向延伸的塑性变形.在 门为例)，其盘部和杆部的直径相差较大.这些都给 一次楔成形阶段将直径为do的坯料轧制成直径为 常规的塑性成形造成困难 d、长度为L1的轴段.二次楔成形时，模具的二次 楔部分继续对已成形的直径为d1、长度为L1的轴 26范围内不得有液压痕 1(深度) 段进行再次轧制，最终成形直径为d2、长度为L2 55 的气门毛坯. 1×450 在整个轧制过程中，前后两次轧制部分必须遵 2 循体积相等原则，即 1 3±0.15 u=udL 4.55±015 1493 图1气门示意图（单位：mm) Fig.1 Schematic diagram of a valve (unit:mm) 楔横轧成形有一次楔成形、二次楔成形、多楔 成形、多圈成形等形式，各种成形形式均有其优缺 点和应用领域.如图1所示的气门产品，杆部和端 一次楔 二次模 部的直径相差较大，断面收缩率超过75%（常规认为 楔横轧一次楔成形的最大断面收缩率为75%).考虑 到气门材料为高温耐热合金钢21-4N,其高温塑性 差，因此本文提出的楔横轧气门制坯采用二次楔成 A-A B-B 形方式，一次轧制成形两个气门毛坯.二次楔成形 图2楔横轧气门毛坯二次楔成形过程 方式可以将两次轧制的断面收缩率控制在合理的范 Fig.2 Forming process of valve blank rolled by twice wedge 围内（常规认为楔横轧一次成形的最佳断面收缩率 rolling 范围为50%65%). 根据气门的实际尺寸，本文所研究的气门制坯 楔横轧二次楔成形气门毛坯的原理如图2所 方案如表1所示. 表1楔横轧气门毛坯二次楔成形方案 Table 1 Forming scheme of valve blanks rolled by twice wedge rolling 原料直径，do/mm 一次楔成形后直 一次楔斯面收缩 二次楔成形后直 二次楔断面收缩 总断面收缩率，妙/% 径，d1/mm 率，1/% 径，d2/mm 率，2/% 20 13 57.8 8.5 57.2 81.9 2 楔横轧气门制坯有限元模型 楔横轧气门制坯的有限元模型如图3所示（为 了节省计算时间，根据有限元模型的对称关系，只 上轧辊 取一半模型进行计算).模具、导板和轧件的几何 导板 轧件 模型是Pro/E中建立后，转换成stl格式后导入 下轧辊 DEFORM-3D软件.轧辊外径为500mm,转速为 1rads1,具体工艺参数如表2所示 在模型中，初始轧件直径为20mm,划分网 图3楔横轧气门制坯有限元模型 格后，轧件的单元数约为160000，轧件材料为21- Fig.3 Finite element model of a valve blank by cross wedge 4N5),采用多段线性塑性体.在模拟中，因轧辊和 rolling
·230· 北京科技大学学报 第35卷 表2模拟主要参数 Table 2 Main parameters for simulation 模拟工况 一次楔成形角，a1/() 一次楔展宽角，31/（°） 二次楔成形角，a2/(°) 二次楔展宽角，B2/八°) 1 28 7.5 28 7.5 32 7.5 32 7.5 3 36 7.5 36 7.5 导板变形量极小，假定轧辊和导板为刚性.轧辊和 增加到了136.2MPa,大约增加了21.8%，增幅明 轧件之间的接触类型设定为剪切摩擦，摩擦因数为 显.轴向拉应力的增大，有利于轧件金属的轴向流 0.8,忽略轧件和导板之间摩擦.轧辊和导板温度为 动，减少轧件金属的横向变形.横向变形越小，则 20℃，轧件温度为1150℃. 轧件的成形越合理，心部质量也就越好 图5(b)反映的是成形角变化对特征点横向应 3 成形角对气门毛坯成形的影响 力的影响.从图中可以看出，随着成形角的增大，特 采用上述有限元模型进行模拟，得到了楔横轧 征点的横向拉应力在减小，特征点10~15，当成形角 二次楔在成形气门毛坯时一次楔展宽段的等效应力 从28°增加到36°时，横向拉应力减小明显，其减小 分布状态，如图4所示.对于楔横轧成形工艺，轧 幅度分别达到8.2%、10.0%、10.3%、11.0%、16.1%和 件的心部最容易发生Mannesmann破坏，产生心部 20.0%.横向拉应力是楔横轧心部产生破坏的一个 疏松的产品质量问题，因此定义轧件的心部为特征 重要因素，横向拉应力越大，心部越容易产生疏松 位置，选取如图4所示的16个特征点（其中特征点 破环，所以成形角的增大有利于防止心部疏松的产 1~4为精整区，特征点5~12为主变形区，特征点 生 1316为变形影响区). 图5(c)显示的是成形角变化对特征点径向应 等效应力/MPa 力的影响.从图中可以看出，在精整区（特征点1~4） 268 和主成形区（特征点5~12），其心部应力呈压应力 状态，在成形影响区（特征点13~16），心部应力则 182 为拉应力状态.整个图形数据表明，成形角对压应 力状态区域的影响复杂，各数据线成交错状态.在 162,Ps.H. 拉应力状态区，随着成形角的增大，径向拉应力减 95.6 小，这有利于改善轧件的受力水平（因心部的轴向 和横向均为拉应力状态，因此在径向拉应力区，金 属的三向受力均为拉应力状态，易导致金属断裂等 9.38 破坏，由此产生孔腔等)，保证轧件的成形质量. 图4楔横轧气门制坯一次楔展宽段等效应力分布 3.2成形角对特征点应变的影响 Fig.4 Effective stress distribution on the first wedge stretch- 成形角同样也影响着楔横轧气门毛坯二次楔 ing of a valve blank rolled by cross wedge rolling 成形特征点位置的应变分布，如图6所示.整体 3.1成形角对特征点应力的影响 上看，各特征点的应变状态为轴向拉应变，横向 一般情况下，成形角越大轧件的旋转条件越 和径向压应变，且横向压应变和径向压应变的数 差，容易产生缩颈现象，但是心部疏松情况得以改 值相近，但拉应变的绝对值明显大于压应变.这是 善.通过有限元模拟，得到了不同成形角对楔横轧 由于楔横轧成形过程中的主变形是轴向拉伸和径向 气门毛坯二次楔成形特征点位置的应力影响，如图 压缩，但因变形过程总体积保持不变，径向变形的 5所示. 平方和轴向变形成反比，因此轴向变形的绝对数值 图5(a)反映的是成形角变化对特征点轴向应 明显大于其他两向的应变数值.同时，整个楔横轧 力的影响.从图中可以看出，随着成形角的增大，特 成形过程是伴随着轧件的旋转，因此对某一特征点 征点的轴向应力也增大，在特征点6~14之间表现 而言，其横向和径向是随着轧件的旋转而不断交替 得更为明显，如处在主变形区的特征点8，当成形角 变化的，所以两方向的应变值在累积的过程中基本 从28°增加到36°时，其轴向拉应力从111.8MPa 相等
第2期 郑振华等：成形角对楔横轧21-4N合金钢气门心部质量的彭响 231, 160 200 120 140 100 +a=28° +a=28 80 a=32° 8 a=32° 0 +a=36° 80 +-a=36° 20 0 0 5 10 15 20 1015 20 特征点编号 特征点编号 (a) (b) 120 100 60 +a=28 20 。-a=32° 0 ★a=36° -20 10 15 40 60 -80 特征点编号 (c) 图5成形角变化对特征点应力的影响.()轴向应力：(b)横向应力：(c)径向应力 Fig.5 Effect of forming angle on the stress at characteristic points:(a)axial stress;(b)lateral stress;(c)radial stress 0.9 01 0.8 0.7 0 量量 0.6 20 +a=28可 -0.1 a=320 a=280 a=369 -0.2 =320 a=369 8 0.3 -0.4 10 15 20 -0.5 特征点编号 特征点编号 (a) (b) 0.1 0 15 0 -0.1 -a=28 -0.2 。-a=32 -0.3 +-=360 0.4 0.5 特征点编号 (e) 图6成形角变化对特征点应变的影响.(a)轴向应变；(b)横向应变：(c)径向应变 Fig.6 Effect of forming angle on the strain at characteristic points:(a)axial strain;(b)lateral strain;(c)radial strain 从图6可以看出：在精整区（特征点1~4），当 形.这种金属的残留在轧制中表现为横截面的类椭 成形角为36°时，其特征点1~4在三个方向的应 圆状.在后续精整时，横截面的类椭圆向圆精整时， 变均在各自应变方向上处于同一水平，变形基本完 多余金属会随着轧件的旋转而反复拉压，缓慢向轴 成；而当成形角下降到28°时，从特征点1到4， 向流动，最终成形为符合要求的轴段.在这种反复 三向应变在各自应变方向上呈明显递减趋势，这说 拉压的精整过程中，易在心部产生疏松缺陷，不利 明特征点1~4的变形并未完成，在此区域还存在·于轧件成形质量 金属残留，需在后续的精整过程中继续完成整个变 在主成形区（特征点5~12），随着成形角从28
.232 北京科技大学学报 第35卷 增大到36°，同一特征点的轴向拉应变明显增大，横 明显硫松 向和径向压应变绝对值也明显增大，且幅度基本都 a)工况1 在20%以上.这说明随着成形角的增大，金属在热 轻微疏松 塑性成形时轴向变形更为明显，金属更快接近终止 位置，停留在横向的金属量明显减少，整个变形更 (b)工况2 加合理. 在变形影响区（特征点1316），由于此处金属 (0祝3 所处的位置仅为变形的影响区，其还未有明显应变 图8楔横轧气门轧件纵剖图 产生，因此在此区域，成形角的变化对金属的应变 状态无明显影响. Fig.8 Longitudinal profile of valve blanks roiled by cross wedge rolling 楔横轧的合理变形应该是轴向变形快，横向变 形小，这样才可保证轧件的轧制质量.从以上分析 5结论 可见，在不影响旋转和缩颈的条件下，成形角增大， (1)实验和有限元结果表明利用楔横轧二次楔 可明显提高变形过程中的轴向拉应力，显著减小变 成形气门毛坯(21-4N)是可行的. 形过程中的横向拉应力，使得金属在变形过程中更 (2)成形角对楔横轧二次楔成形气门毛坯的心 快实现轴向变形，减少横向金属残留，有利于改善 部质量有着重要的影响.随着成形角的增大，轧件 轧件的心部质量 心部的轴向拉应力增大，横向拉应力减小，有利于 4实验 金属的轴向流动，可明显改善轧件的心部质量，有 利于得到合格的产品. 楔横轧二次楔成形气门毛坯的实验是在H500 楔横轧机上进行的.实验的成形轴段长度L2为90 (③)实验结果及有限元仿真表明，对于气门毛 mm,直径d2为8.5mm,原料直径do为20mm. 坯(21-4N)的楔横轧成形在不影响旋转条件和缩颈 实验中，除实验工况1的展宽角为6.5°外，其余各 的条件下，应采用较大的成形角，成形角为36°较 项工艺参数与模拟工况相同（如表2所示），获得的 为合理. 部分轧件如图7所示.图8为气门轧件的纵向剖开 图.实验工况1时（图8(a),成形角为28°，最终 参考文献 获得的轧件心部有较为明显的疏松缺陷，横截面剖 开时、，最大疏松孔直径约为0.5mm:工况2时（图 [1]Li M,Sun Y S.Review of forming technique development 8(b),成形角为32°，其轧件的心部，局部有轻微疏 for engine valves.China Met Forming Eguip Manuf Tech- nol,2007,42(6):18 松产生，横截面剖开时，局部出现直径约为0.2mm (李明，孙友松.发动机气门成形加工发展综述.锻压装备 的疏松孔：工况3时（图8(c),成形角为36°，其轧 与制造技术，2007,42(6)：18) 件的心部基本无疏松，经过横截面的检验，轧件无 [2]Xiao X T,Zhang Z R,Sun Y S,et al.Product defcct 心部质量问题，符合实际要求.可见，随着成形角 reasons analysis and quality control strategy in electric 的增大，轧件的心部疏松情况明显好转，在成形角 upsetting deformation.Hot Work Technol,2001(1):45 为36°时，轧件无疏松出现，符合实际生产要求 (肖小亭，章争荣，孙友松，等.电镦成形巾产品缺陷原因 分析与质量控制策略.热加工工艺，2001(1)：45) [3]Xia J C,Wang X Y,Hu G A,et al.Process optimization and simulation on the preform and part forming during electro-thermal upsetting of valve.Hot Work Technol, 2004(9:25 (夏巨谌，王新云，胡国安，等.气门电热镦制坯与终成形 过程模拟及工艺优化.热加工工艺，2004(9：25) [4)Wang G S,Xia J C,Hu G A,et al.Numerical simula- tion of electrical upsetting process for valve.J Plast Eng, 2004,11(1):57 图7楔横轧气门轧件 (汪国顺，夏巨谌，胡国安，等.气门电热敏粗工艺的数值 Fig.7 Valve blanks rolled by cross wedge rolling 模拟.塑性工程学报，2004,11(1)：57)
第2期 郑振华等：成形角对楔横轧21-4N合金钢气门心部质量的影响 ·233· [5 Zheng J Q,Zhang Y M,Sun A X.Life analysis of hot ex- (张康生，杜惠萍，杨翠苹，等.楔横轧件螺旋痕产生原因 trusion die for valve stem.J Luoyang Inst Technol,2000, 研究.机械工程学报，2011,47(8：93) 21(4):22 [11 Zheng Z H,Wang B Y,Hu Z H.Mechanism of camshaft (郑金桥，张彦敏，孙爱学.气门顶杆热挤压模具的寿命分 forming by cross wedge rolling.J Univ Sci Technol Bei- 析.洛阳工学院学报，2000,21(4：22) 1m9,2010,32(5):650 [6]Wang Y,Duan D H,Xia J C,et al.Optimum design and (郑振华，王宝雨，胡正寶.凸轮轴挨横轧精确成形机理.北 numerical simulation of hot extrusion die of the valve.J 京科技大学学报，2010,32(5)：650) Plast Eng,1998,5(1:66 [12 Liu W K,Zhang K S,Hu Z H.Feasibility study on form- (王英，段道华，夏巨湛，等.气门热挤压模具的优化设计 ing light area reduction shafts by cross wedge rolling.J 与数值模拟.塑性工程学报，1998,51：66) Univ Sci Technol Beijing,2011,33(6):762 [7]Wang H J.Optimized Die Design and Numerical Simula- (刘文科，张康生，胡正寶.小断面收缩率轴类零件楔横轧 tion for Hot Ertrusion Process of the Valve [Dissertation]. 成形的可行性分析.北京科技大学学报，2011,33(6)：762) Wuhan:Huazhong University of Science and Technology. [13 Jia Z,Zhang K S,Yang C P:et al.Forming principle 2006 of heavy section shrinkage cross wedge rolling by single (王海江，气门热挤压成形过程模拟及其模具优化设计「学 位论文].武汉：华中科技大学，2006) wedge.J Univ Sci Technol Beijing,2009,31(8):1046 (贾震，张康生，杨翠苹，等.楔横轧一次楔大断面收缩率 [8]Wang H J.Xia J C,Wang X Y,et al.Process numerical 成形机理.北京科技大学学报，2009,31(8)：1046) simulation on hot extrusion preforming and final forging of automobile valves.China Met Forming Equip Manuf [14!Lou Y Z,Zhang K S,Yang C P,et al.Effect of process Technol,2006,41(3):50 parameters on axial parts with super large area reduction (王海江，夏巨谌，王新云，等.气门热挤压预成形和终锻成 during twice cross wedge rolling.J Univ Sci Technol Bei- 形过程模拟.锻压装备与制造技术，2006,41(3)：50) Jg,2008,30(4):432 [9]Hu Z H.Zhang K S,Wang B Y,et al.CWR Forming (娄依志，张康生，杨翠苹，等。工艺参数对楔横轧二次 Technology and Simulation.Beijing:Metallurgical Indus 楔轧制超大断面收缩率轴类件的影响.北京科技大学学报， try Press,2004 2008,30(4):432) (胡正賽，张康生，王宝雨，等.楔横轧零件成形技术与模 [15 Gong Y P,Wang Y Q,Duan P R.Hot deformation re 拟仿真.北京：冶金工业出版社，2004) sistance model of valve steel 5Cr21Mn9Ni4N.Spec Steel, [10]Zhang K S,Du H P,Yang C P,et al.Study on the cause 1995,16(1:19 of spiral groove in cross wedge rolling.J Mech Eng,2011, (龚永平，王印清，段丕荣.阀门钢5Cr21Mn9Ni4N热变形 47(8):93 抗力模型.特殊钢，1995,16(1)：19)
