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"，Bo<0.8. (2) 激活能，J·mol1,其值反映了材料热变形的难易程度； =A,exp (Co),Bo >1.2. (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 < 0郾 8. (2) 着 · = A2 exp (C滓), 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·