·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·