.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)