·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