·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·