工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响规律

第36卷第7期 北京科技大学学报 Vol.36 No.7 2014年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jul.2014 工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响 规律 杨 光”，张康生)区，段万泽)，胡正寰》 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)中国航天科工集团，北京100854 ☒通信作者，E-mail:zhang.ks@me.usth.cdu.cn 摘要采用DEFORM-3D软件对无台阶端头轧件的成形过程进行了有限元数值模拟，并结合二次回归正交旋转组合设计 法，研究了各工艺参数对无台阶端头轧件料头体积损耗的影响规律，得到了轧件料头体积的回归方程.研究表明，轧件的料头 体积与轧制长度成正比，与展宽角成反比，在模具设计允许的条件下，宜选用较小的展宽角.通过轧制实验，验证了回归方程 的可信度和影响规律的正确性. 关键词楔横轧：轧件：料头：工艺参数：回归分析：有限元分析 分类号TG335.19 Effect of process parameters on the end scrap of no-step-end workpieces by cross wedge rolling YANG Guang",ZHANG Kang-sheng",DUAN Wan-ze2,HU Zheng-huan" 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)China Aerospace Science&Industry Corporation,Beijing 100854,China Corresponding author,E-mail:zhang.ks@me.ustb.edu.cn ABSTRACT The forming process of no-step-end workpieces was simulated with the software DEFORM3D.The influence of process- ing parameters on the end scrap of no-step-end workpieces was analyzed by means of quadratic quadrature rotate combination design method to get a regression equation.According to the obtained research results,the end scrap is in direct proportion to the length of blanks,but in inverse proportion to the spreading angle.A smaller spreading angle is beneficial under the selected range.Finally the reliability of the regression equation and the correctness of the influence rules were verified by rolling experiment. KEY WORDS cross wedge rolling:workpieces:scrap:process parameters;regression analysis:finite element analysis 楔横轧是一种轴类零件成形的新工艺、新技术， 轧工艺中，多数情况下在轧制完成后轧件的端部形 与传统的切削、锻造零件成形工艺相比较，可以成形 成有台阶端头的料头.但在实际生产中，也时常碰 接近最终形状的台阶轴类件，无飞边损失，仅有少许 到许多轧制长度各异、其他尺寸形状完全相同的产 的料头损失，具有显著节材和生产高效等优点，是先 品，此时就可按最大的轧制长度对模具的展宽量进 进制造技术的重要组成部分1-习 行设计，根据各自的产品尺寸分别确定下料长度，使 楔横轧轧件的料头是指在轧制终了，因在轧件 这些坯料的整体长度参与轧制变形，成形为无台阶 的末端形成端面凹心而必须予以切除的一部分材料 端头的轧件，再将各自的料头予以切除。目前关于 体积.按结构形状进行区分，轧件的料头可分为有 无台阶端头轧件端面凹心的成形机理及工艺参数对 台阶端头的料头和无台阶端头的料头两大类.楔横 其的影响规律尚无较全面的探讨，因此本文对此开 收稿日期：201305-15 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51075030)：现代交通金属材料与加工技术北京实验室资助项目 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.07.016:http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 7 期 2014 年 7 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 7 Jul． 2014 工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响 规律 杨 光1) ，张康生1) ，段万泽2) ，胡正寰1) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 中国航天科工集团，北京 100854  通信作者，E-mail: zhang． ks@ me． ustb． edu． cn 摘 要 采用 DEFOＲM--3D 软件对无台阶端头轧件的成形过程进行了有限元数值模拟，并结合二次回归正交旋转组合设计 法，研究了各工艺参数对无台阶端头轧件料头体积损耗的影响规律，得到了轧件料头体积的回归方程． 研究表明，轧件的料头 体积与轧制长度成正比，与展宽角成反比，在模具设计允许的条件下，宜选用较小的展宽角． 通过轧制实验，验证了回归方程 的可信度和影响规律的正确性． 关键词 楔横轧; 轧件; 料头; 工艺参数; 回归分析; 有限元分析 分类号 TG 335. 19 Effect of process parameters on the end scrap of no-step-end workpieces by cross wedge rolling YANG Guang1) ，ZHANG Kang-sheng1)  ，DUAN Wan-ze2) ，HU Zheng-huan1) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) China Aerospace Science ＆ Industry Corporation，Beijing 100854，China  Corresponding author，E-mail: zhang． ks@ me． ustb． edu． cn ABSTＲACT The forming process of no-step-end workpieces was simulated with the software DEFOＲM-3D． The influence of process￾ing parameters on the end scrap of no-step-end workpieces was analyzed by means of quadratic quadrature rotate combination design method to get a regression equation． According to the obtained research results，the end scrap is in direct proportion to the length of blanks，but in inverse proportion to the spreading angle． A smaller spreading angle is beneficial under the selected range． Finally the reliability of the regression equation and the correctness of the influence rules were verified by rolling experiment． KEY WOＲDS cross wedge rolling; workpieces; scrap; process parameters; regression analysis; finite element analysis 收稿日期: 2013--05--15 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51075030) ; 现代交通金属材料与加工技术北京实验室资助项目 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 07． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 楔横轧是一种轴类零件成形的新工艺、新技术， 与传统的切削、锻造零件成形工艺相比较，可以成形 接近最终形状的台阶轴类件，无飞边损失，仅有少许 的料头损失，具有显著节材和生产高效等优点，是先 进制造技术的重要组成部分［1 － 2］． 楔横轧轧件的料头是指在轧制终了，因在轧件 的末端形成端面凹心而必须予以切除的一部分材料 体积． 按结构形状进行区分，轧件的料头可分为有 台阶端头的料头和无台阶端头的料头两大类． 楔横 轧工艺中，多数情况下在轧制完成后轧件的端部形 成有台阶端头的料头． 但在实际生产中，也时常碰 到许多轧制长度各异、其他尺寸形状完全相同的产 品，此时就可按最大的轧制长度对模具的展宽量进 行设计，根据各自的产品尺寸分别确定下料长度，使 这些坯料的整体长度参与轧制变形，成形为无台阶 端头的轧件，再将各自的料头予以切除． 目前关于 无台阶端头轧件端面凹心的成形机理及工艺参数对 其的影响规律尚无较全面的探讨，因此本文对此开

·960· 北京科技大学学报 第36卷 展相关的研究工作，阐明二者之间的理论关系.这 一方面可以有效地对无台阶端头轧件端面凹心的大 小进行预测，为产品下料和工艺参数的合理选取提 上轧辊 供理论依据，对于进一步提高楔横轧的材料利用率 具有重要的应用价值：另一方面，加大了楔横轧模具 轧件 的通用性，节省了模具的加工耗时，降低了生产 成本 针对有台阶端头轧件的端面凹心问题近年来国 下轧银 内外已展开了一定的研究工作.文献B]对端头尺 寸及模具参数对端面凹心大小的影响规律进行了数 图1楔横轧轧制无台阶端头轴类件的有限元模型 值模拟和实验研究，分析了有台阶端头轧件端面凹 Fig.1 Finite element model of the no-step-end workpiece by cross 心的形成原因，这些工作为预测和改变有台阶端头 wedge rolling (CWR) 轧件端面凹心的大小提供了理论依据.文献4-8] 表1有限元模拟的主要工艺参数 采用有限元数值模拟的方法，通过研究楔横轧变形 Table 1 Main process parameters for simulation 过程中金属的流动规律和应力场、应变场的分布指 成形角， 展宽角， 断面收缩率， 轧制长度， 明了楔横轧轴类件塑性变形的特点和变形规律.在 a/() B1() 山1呢 l/mm 无台阶端头轧件的研究方面，文献9]提出了一种 18w30 59 30-70 20-60 通过改变坯料形状来减少端面凹心的做法，但研究 工作仅局限于数值模拟阶段，并未进行实轧实验来 1.2端面凹心成形机理与分析 加以验证.文献0-11]提出在轧件的端部设计一 选取图2所示的轧制工况来观察无台阶端头轧 带有倾斜角的侧楔，使轧件端部局部发生塑性变形 件端面凹心的成形过程.从轧件的中间纵截面和端 来减少凹心的大小.文献2]提出采用垂直侧楔与 面横截面的网格图可以看出，在轧制的初始阶段，轧 一反向放置的楔配合使用的方法来减小端面凹心的 辊下方的金属发生径向压缩和不均匀的轴向延伸的 大小.但是，这些研究都是在一个特定的轧制工况 塑性变形，成形区外侧有大部分金属并未发生塑性 下进行的，对楔横轧轧制过程中主要工艺参数与无 变形，这部分金属对轧件不均匀的轴向变形向端部 台阶端头轧件端面凹心的理论关系缺乏较为全面的 的延伸起到了限制作用，此时轧件端部并没有凹心 研究. 产生(stepl和step2).随着展宽量的增加，端部金 本文通过有限元数值模拟和轧制实验相结合的 属开始逐渐进入轧制成形区产生变形，未变形的金 方法，研究了四个主要因素对无台阶端头轧件料头 属越来越少，轧件表面和心部金属的轴向变形的不 体积损耗的影响规律，以及各因素影响程度的主次 均匀性开始增大，端部有凹心产生(step3、step4和 顺序.运用二次回归正交旋转组合设计法得到了无 step5).轧制完成后，轧件端部己产生明显的凹心 台阶端头轧件料头体积的回归方程，并通过实验验 (step6). 证该回归方程具有较高的可信度 图3为与图2相同轧制工况下，stepl~step6的 1有限元模拟及结果分析 轧件中间纵截面的轴向应变场ε的分布图 从图3中看出，轧件成形区域的轴向应变均为 1.1有限元模型的建立 拉应变，且轴向拉应变是不均匀的，在轧辊的作用 本文采用DEFORM--3D有限元软件进行楔 下，轧件表面轴向应变较大，心部轴向应变较小，所 横轧轧制无台阶端头轧件的数值模拟，建立的刚塑 以轧件表面的轴向延伸量大于心部的轴向延伸量 性有限元模型如图1所示.该模型由带有楔形模具 成形区表面金属轴向流动时受到端部金属的阻碍， 的轧辊、轧件及挡板组成.为方便视图，图中隐去了 会造成靠近成形区的外端局部出现较小的压缩应 挡板.轧辊简化为刚性体，轧件材料选用45号钢. 变.随着轧制的进行，成形区表面延伸较快的金属 轧辊直径D=630mm,轧辊转速n=12r·min-l,坯料 会反过来进一步阻碍心部金属的轴向延伸，使得轧 直径d=30mm,温度T=1150℃，有限元模拟的轧 件轴向变形的不均匀性加大(step5和step6).从 辊和轧件的主要工艺参数如表1所示.此处定义轧 step2~step5可以看出，轧件内部的轴向应变沿半径 件的轴向为Z向，横向为Y向，纵向为X向. 方向呈碗状分布，在轧件被展宽的过程中，轧件表面

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 展相关的研究工作，阐明二者之间的理论关系． 这 一方面可以有效地对无台阶端头轧件端面凹心的大 小进行预测，为产品下料和工艺参数的合理选取提 供理论依据，对于进一步提高楔横轧的材料利用率 具有重要的应用价值; 另一方面，加大了楔横轧模具 的通 用 性，节省了模具的加工耗时，降 低 了 生 产 成本． 针对有台阶端头轧件的端面凹心问题近年来国 内外已展开了一定的研究工作． 文献［3］对端头尺 寸及模具参数对端面凹心大小的影响规律进行了数 值模拟和实验研究，分析了有台阶端头轧件端面凹 心的形成原因，这些工作为预测和改变有台阶端头 轧件端面凹心的大小提供了理论依据． 文献［4 － 8］ 采用有限元数值模拟的方法，通过研究楔横轧变形 过程中金属的流动规律和应力场、应变场的分布指 明了楔横轧轴类件塑性变形的特点和变形规律． 在 无台阶端头轧件的研究方面，文献［9］提出了一种 通过改变坯料形状来减少端面凹心的做法，但研究 工作仅局限于数值模拟阶段，并未进行实轧实验来 加以验证． 文献［10 － 11］提出在轧件的端部设计一 带有倾斜角的侧楔，使轧件端部局部发生塑性变形 来减少凹心的大小． 文献［12］提出采用垂直侧楔与 一反向放置的楔配合使用的方法来减小端面凹心的 大小． 但是，这些研究都是在一个特定的轧制工况 下进行的，对楔横轧轧制过程中主要工艺参数与无 台阶端头轧件端面凹心的理论关系缺乏较为全面的 研究． 本文通过有限元数值模拟和轧制实验相结合的 方法，研究了四个主要因素对无台阶端头轧件料头 体积损耗的影响规律，以及各因素影响程度的主次 顺序． 运用二次回归正交旋转组合设计法得到了无 台阶端头轧件料头体积的回归方程，并通过实验验 证该回归方程具有较高的可信度． 1 有限元模拟及结果分析 1. 1 有限元模型的建立 本文采用 DEFOＲM--3D 有限元软件［13］进行楔 横轧轧制无台阶端头轧件的数值模拟，建立的刚塑 性有限元模型如图 1 所示． 该模型由带有楔形模具 的轧辊、轧件及挡板组成． 为方便视图，图中隐去了 挡板． 轧辊简化为刚性体，轧件材料选用 45 号钢． 轧辊直径 D = 630 mm，轧辊转速 n = 12 r·min － 1，坯料 直径 d = 30 mm，温度 T = 1150 ℃，有限元模拟的轧 辊和轧件的主要工艺参数如表 1 所示． 此处定义轧 件的轴向为 Z 向，横向为 Y 向，纵向为 X 向． 图 1 楔横轧轧制无台阶端头轴类件的有限元模型 Fig． 1 Finite element model of the no-step-end workpiece by cross wedge rolling ( CWＲ) 表 1 有限元模拟的主要工艺参数 Table 1 Main process parameters for simulation 成形角， α/( °) 展宽角， β /( °) 断面收缩率， ψ/% 轧制长度， l /mm 18 ～ 30 5 ～ 9 30 ～ 70 20 ～ 60 1. 2 端面凹心成形机理与分析 选取图 2 所示的轧制工况来观察无台阶端头轧 件端面凹心的成形过程． 从轧件的中间纵截面和端 面横截面的网格图可以看出，在轧制的初始阶段，轧 辊下方的金属发生径向压缩和不均匀的轴向延伸的 塑性变形，成形区外侧有大部分金属并未发生塑性 变形，这部分金属对轧件不均匀的轴向变形向端部 的延伸起到了限制作用，此时轧件端部并没有凹心 产生( step1 和 step2) ． 随着展宽量的增加，端部金 属开始逐渐进入轧制成形区产生变形，未变形的金 属越来越少，轧件表面和心部金属的轴向变形的不 均匀性开始增大，端部有凹心产生( step3、step4 和 step5) ． 轧制完成后，轧件端部已产生明显的凹心 ( step6) ． 图 3 为与图 2 相同轧制工况下，step1 ～ step6 的 轧件中间纵截面的轴向应变场 εz的分布图． 从图 3 中看出，轧件成形区域的轴向应变均为 拉应变，且轴向拉应变是不均匀的，在轧辊的作用 下，轧件表面轴向应变较大，心部轴向应变较小，所 以轧件表面的轴向延伸量大于心部的轴向延伸量． 成形区表面金属轴向流动时受到端部金属的阻碍， 会造成靠近成形区的外端局部出现较小的压缩应 变． 随着轧制的进行，成形区表面延伸较快的金属 会反过来进一步阻碍心部金属的轴向延伸，使得轧 件轴向变形的不均匀性加大( step5 和 step6) ． 从 step2 ～ step5 可以看出，轧件内部的轴向应变沿半径 方向呈碗状分布，在轧件被展宽的过程中，轧件表面 · 069 ·

第7期 杨光等：工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响规律 ·961· step step 2 step 3 step 4 step5 step 6 =20:B-6:w=-40%:=40mm 图2端面凹心的成形过程 Fig.2 End concavity of the workpiece in the rolling process 轴向应变￡ 轴向应变￡ 轴向应变￡ 0.42700 ■0.6840 10.920 0.21400 0.3790 0.558 0.00167 0.0940 0.197 -0.21I00 0.1910 -0.165 step I step 2 step 3 轴向应变ε 轴向应变￡ 轴向应变￡ ■1.440 ■1.2000 0.9590 0.910 0.7840 0.6520 0.379 0.3690 0.3450 -0.151 -0.0469 0.0384 step4 step 5 step 6 图3轧件中间纵藏面轴向应变场 Fig.3 Axial strain field of the workpiece on the middle longitudinal section 与心部的轴向不均匀变形不断积累增加，最终导致 表2因素水平编码表 Table 2 Factors code and levels 在轧件端部产生凹心 x:成形角，2：展宽角， :断面收缩x4:轧制长度， 水平 2有限元模拟方案及数据处理 a/() B1() 率，% I/mm -2 0 20 采用二次回归正交旋转组合设计法网，主要考 -1 2 6 名 30 察表1中所示的四个工艺参数（成形角、展宽角 0 24 > 50 40 1 B、断面收缩率山和轧制长度)对无台阶端头轧件 37 平 60 50 2 30 9 0 60 料头体积损耗的影响规律.应用四因素和五水平的 正交试验方案进行数值模拟，模拟工况共36组，相 2.1轧件料头体积的计算方法 应的因素水平编码如表2所示. 在处理有限元模拟结果时，为了准确计算轧件

第 7 期 杨 光等: 工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响规律 图 2 端面凹心的成形过程 Fig． 2 End concavity of the workpiece in the rolling process 图 3 轧件中间纵截面轴向应变场 Fig． 3 Axial strain field of the workpiece on the middle longitudinal section 与心部的轴向不均匀变形不断积累增加，最终导致 在轧件端部产生凹心． 2 有限元模拟方案及数据处理 采用二次回归正交旋转组合设计法［14］，主要考 察表 1 中所示的四个工艺参数( 成形角 α、展宽角 β、断面收缩率 ψ 和轧制长度 l) 对无台阶端头轧件 料头体积损耗的影响规律． 应用四因素和五水平的 正交试验方案进行数值模拟，模拟工况共 36 组，相 应的因素水平编码如表 2 所示． 表 2 因素水平编码表 Table 2 Factors code and levels 水平 x1 : 成形角， α/( °) x2 : 展宽角， β /( °) x3 : 断面收缩 率，ψ/% x4 : 轧制长度， l /mm － 2 18 5 30 20 － 1 21 6 40 30 0 24 7 50 40 1 27 8 60 50 2 30 9 70 60 2. 1 轧件料头体积的计算方法 在处理有限元模拟结果时，为了准确计算轧件 · 169 ·

·962· 北京科技大学学报 第36卷 的料头体积，就需要准确地找出轧制变形后轧件端 节点，轧制过后，轧件单侧非凹心部分的长度为25 面凹心部分中心点的所在位置.楔横轧轧制过程 个节点轴向坐标的平均值（轧件对称中心的轴向 中，轧件主要发生径向压缩、轴向延伸和横向扩展变 坐标为0)，如图4所示.轧件料头体积的计算公 形，径向压缩和横向扩展会使轧件端部横截面上的 式如下： 中心点发生偏移，所以坯料横截面的中心点并不一 25 10 (1) 定就是轧件端面凹心的中心点.经研究分析，轧制 =-层 过后，中心点的偏移距离一般小于0.2mm.为此，选 式中：V为轧件的料头体积，mm3;d。为坯料的直径， 取坯料横截面的中心点及以中心点为圆心，0.1mm mm;d1为轧件的轧后直径，mm;心：为第i点的轴向 和0.2mm为半径的两个圆上各12个均匀分布的 坐标，mm. P13 P12 254P15 P4 P24 P16 P231 P17 P22 PI8 10 1209 7 P8 a (b) 图4节点位置图.()坯料端面节点位置：(b)轧后节点位置 Fig.4 Locations of points:(a)locations of points on the blank:(b)locations of points on the workpiece 2.2轧件料头体积的回归方程 (B=7°.=40mm) 采用图1所示的有限元模型，分别对36组轧制 6000 一平-30% 一Ψ-50%◆一Ψ-709% 工况进行模拟.轧制完成后，运用DEFORM-3D软 5500 件的后处理器分别得到各工况下25个节点的轴向 坐标，从而由式(1)求得轧件的料头体积.根据数理 5000 统计理论，采用逐步回归法，将计算数据处理成以轧 4500 件料头体积为目标函数的四元二次回归方程： 4000L W=4811.727+613.158x4+345.642x3- 240.915x2-122.98x+52.656x7. (2) 35005 18 21242730 33 回归方程中的交互项因其回归系数经检验后不 成形角，o 显著，予以剔除.对回归方程进行方差分析和显著 图5成形角与轧件料头体积的关系 性检验，F=147.226>F。s(5,30)=2.53,复相关系 Fig.5 Relationship between forming angle and the volume of the end scrap 数R=0.98→1，说明回归方程是高度显著的，能很 好地反映各工艺参数对轧件料头体积的影响规律. 向压下量越大，轧件表面与心部金属的轴向变形的 不均匀性减小，从而有助于轧件料头体积的减小 3工艺参数对轧件料头体积的影响规律分析 另一方面，随着成形角的增大，作用于接触面上正压 3.1成形角对轧件料头体积的影响规律 力的轴向分力增加，轴向流动的金属量增加，反而又 图5所示为不同断面收缩率下，成形角《对无 使得表面与心部金属轴向变形的不均匀性有所增 台阶端头轧件料头体积的影响规律.从图中可以看 加，从而轧件的料头体积呈现增大的趋势.这两方 出，成形角α对轧件料头体积的影响程度较小，随 面作用的相互综合，使得成形角对轧件料头体积的 着成形角α的增大，轧件料头体积呈现先减小后增 影响程度较小. 大的趋势. 3.2展宽角对轧件料头体积的影响规律 成形角越大，模具与轧件接触的楔形斜面面积 展宽角B是轧辊模具设计中一个重要的工艺参 越小，轧件的塑性变形区越窄越深，轧辊每半圈的径 数.图6所示为不同断面收缩率下，展宽角B对无

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 的料头体积，就需要准确地找出轧制变形后轧件端 面凹心部分中心点的所在位置． 楔横轧轧制过程 中，轧件主要发生径向压缩、轴向延伸和横向扩展变 形，径向压缩和横向扩展会使轧件端部横截面上的 中心点发生偏移，所以坯料横截面的中心点并不一 定就是轧件端面凹心的中心点． 经研究分析，轧制 过后，中心点的偏移距离一般小于 0. 2 mm． 为此，选 取坯料横截面的中心点及以中心点为圆心，0. 1 mm 和 0. 2 mm 为半径的两个圆上各 12 个均匀分布的 节点，轧制过后，轧件单侧非凹心部分的长度为 25 个节点轴向坐标的平均值( 轧件对称中心的轴向 坐标为 0) ，如图 4 所示． 轧件料头体积的计算公 式如下: V = π 4 d2 0 l － π 4 d2 1 ·2 25 ∑ 25 i = 1 wi ． ( 1) 式中: V 为轧件的料头体积，mm3 ; d0 为坯料的直径， mm; d1 为轧件的轧后直径，mm; wi 为第 i 点的轴向 坐标，mm． 图 4 节点位置图． ( a) 坯料端面节点位置; ( b) 轧后节点位置 Fig． 4 Locations of points: ( a) locations of points on the blank; ( b) locations of points on the workpiece 2. 2 轧件料头体积的回归方程 采用图 1 所示的有限元模型，分别对 36 组轧制 工况进行模拟． 轧制完成后，运用 DEFOＲM--3D 软 件的后处理器分别得到各工况下 25 个节点的轴向 坐标，从而由式( 1) 求得轧件的料头体积． 根据数理 统计理论，采用逐步回归法，将计算数据处理成以轧 件料头体积为目标函数的四元二次回归方程: W = 4811. 727 + 613. 158x4 + 345. 642x3 － 240. 915x2 － 122. 98x 2 3 + 52. 656x 2 1 ． ( 2) 回归方程中的交互项因其回归系数经检验后不 显著，予以剔除． 对回归方程进行方差分析和显著 性检验，F = 147. 226 ＞ F0. 05 ( 5，30) = 2. 53，复相关系 数 Ｒ = 0. 98→1，说明回归方程是高度显著的，能很 好地反映各工艺参数对轧件料头体积的影响规律． 3 工艺参数对轧件料头体积的影响规律分析 3. 1 成形角对轧件料头体积的影响规律 图 5 所示为不同断面收缩率下，成形角 α 对无 台阶端头轧件料头体积的影响规律． 从图中可以看 出，成形角 α 对轧件料头体积的影响程度较小，随 着成形角 α 的增大，轧件料头体积呈现先减小后增 大的趋势． 成形角越大，模具与轧件接触的楔形斜面面积 越小，轧件的塑性变形区越窄越深，轧辊每半圈的径 图 5 成形角与轧件料头体积的关系 Fig． 5 Ｒelationship between forming angle and the volume of the end scrap 向压下量越大，轧件表面与心部金属的轴向变形的 不均匀性减小，从而有助于轧件料头体积的减小． 另一方面，随着成形角的增大，作用于接触面上正压 力的轴向分力增加，轴向流动的金属量增加，反而又 使得表面与心部金属轴向变形的不均匀性有所增 加，从而轧件的料头体积呈现增大的趋势． 这两方 面作用的相互综合，使得成形角对轧件料头体积的 影响程度较小． 3. 2 展宽角对轧件料头体积的影响规律 展宽角 β 是轧辊模具设计中一个重要的工艺参 数． 图 6 所示为不同断面收缩率下，展宽角 β 对无 · 269 ·

第7期 杨光等：工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响规律 ·963· 台阶端头轧件料头体积的影响规律.从图中可以看 越小，长度越长，即轧制过程中金属的轴向流动量越 出，展宽角B对轧件料头体积的影响程度是比较大 大，轧件表面与心部金属的轴向变形的不均匀程度 的，随着展宽角B的增大，轧件料头体积呈近似线性 会因逐渐积累而加剧，所以当断面收缩率小于64% 下降的趋势 时，轧件的料头体积会随断面收缩率的增大而增大. (0c=24e,1=40mm) 过大的断面收缩率己经使变形渗透到了轧件的心 6000 Ψ-30%一平-50% 一平70% 部，心部金属与表面金属轴向流动量的差值减小，同 5500 时摩擦力的接触作用区变大，轧件表面金属受到较 5000 大摩擦力的影响，轴向流动反而相对滞后了，此即当 断面收缩率大于64%时，轧件的料头体积随断面收 4500 缩率的增大反而有减小的趋势. 4000 3.4轧制长度对轧件料头体积的影响规律 3500 从图8所示的不同展宽角下，轧制长度！与无 3000 台阶端头轧件料头体积的关系曲线图中可以看出， 7 长宽角.) 轧制长度1对轧件料头体积的影响程度是较大的， 图6展宽角与轧件料头体积的关系 随着轧制长度的增大，轧件的料头体积呈近似线性 Fig.6 Relationship between spreading angle and the volume of the 增加的趋势.这是因为轧件表面与心部金属轴向变 end scrap 形的不均匀性随着轧件轧制长度的增加而逐渐积累 随着展宽角的增大，轧件沿轴向方向发生塑性 加剧. 变形的肩部面积减少，金属轴向流动的趋势减弱，轧 (0-24,=50% 7000 件沿径向方向发生塑性变形的轴部接触面积增大， 。一5°★—-7 与金属流动方向相反的摩擦力增大，导致轴向轧制 6000 力减小.轴向轧制力的减小，使得轧件金属的轴向 流动变得困难，从而使轧件表面与心部金属的轴向 5000 变形的不均匀性减弱，轧件的料头体积随之减小 3.3断面收缩率对轧件料头体积的影响规律 4000 图7所示为不同轧制长度下，断面收缩率业与 无台阶端头轧件料头体积的关系曲线.从图中可以 20 30405060 7 看出：断面收缩率为64%时，轧件的料头体积达到 轧制长度，mm 最大：当断面收缩率小于64%时，料头体积随着断 图8轧制长度与轧件料头体积的关系图 面收缩率的增大而增大：当断面收缩率大于64% Fig.8 Relationship between the length of the blank and the volume 时，料头体积随着断面收缩率的增大而有所减小 of the end scrap 3.5各影响因素对轧件料头体积的影响程度 (0-249-7) 7000 =60mm 通过上述对各影响因素对轧件料头体积的影响 一=20mmt女/40mm◆ 6000 规律的分析可知，各因素对轧件料头体积的影响程 度是不同的.为得到各因素对轧件料头体积的影响 5000 主次，本文引入量纲一的影响因子入和影响系数)， 4000 且定义为： 入=X:/Xo,7=Y/Yo (3) 3000 式中，X,为影响因素值，X。为影响因素初值，Y,为料 200 20 30 405060 70 80 头体积值，Y。为料头体积初值. 断面收宿率，w% 图9所示为各影响因素对无台阶端头轧件料头 图7断面收缩率与轧件料头体积的关系 体积的影响程度曲线.由图中可以看出，在四个影 Fig.7 Relationship between area reduction and the volume of the 响因素中，轧制长度！和断面收缩率山的影响作用 end scrap 较显著，轧制长度l的影响程度最大，成形角α的影 断面收缩率的增大，会使轧制过后轧件的直径 响程度最小.4个因素的影响主次顺序为（从大到

第 7 期 杨 光等: 工艺参数对楔横轧无台阶端头轧件料头体积损耗影响规律 台阶端头轧件料头体积的影响规律． 从图中可以看 出，展宽角 β 对轧件料头体积的影响程度是比较大 的，随着展宽角 β 的增大，轧件料头体积呈近似线性 下降的趋势． 图 6 展宽角与轧件料头体积的关系 Fig． 6 Ｒelationship between spreading angle and the volume of the end scrap 随着展宽角的增大，轧件沿轴向方向发生塑性 变形的肩部面积减少，金属轴向流动的趋势减弱，轧 件沿径向方向发生塑性变形的轴部接触面积增大， 与金属流动方向相反的摩擦力增大，导致轴向轧制 力减小． 轴向轧制力的减小，使得轧件金属的轴向 流动变得困难，从而使轧件表面与心部金属的轴向 变形的不均匀性减弱，轧件的料头体积随之减小． 3. 3 断面收缩率对轧件料头体积的影响规律 图 7 所示为不同轧制长度下，断面收缩率 ψ 与 无台阶端头轧件料头体积的关系曲线． 从图中可以 看出: 断面收缩率为 64% 时，轧件的料头体积达到 最大; 当断面收缩率小于 64% 时，料头体积随着断 面收缩率的增大而增大; 当断面收缩率大于 64% 时，料头体积随着断面收缩率的增大而有所减小． 图 7 断面收缩率与轧件料头体积的关系 Fig． 7 Ｒelationship between area reduction and the volume of the end scrap 断面收缩率的增大，会使轧制过后轧件的直径 越小，长度越长，即轧制过程中金属的轴向流动量越 大，轧件表面与心部金属的轴向变形的不均匀程度 会因逐渐积累而加剧，所以当断面收缩率小于 64% 时，轧件的料头体积会随断面收缩率的增大而增大． 过大的断面收缩率已经使变形渗透到了轧件的心 部，心部金属与表面金属轴向流动量的差值减小，同 时摩擦力的接触作用区变大，轧件表面金属受到较 大摩擦力的影响，轴向流动反而相对滞后了，此即当 断面收缩率大于 64% 时，轧件的料头体积随断面收 缩率的增大反而有减小的趋势． 3. 4 轧制长度对轧件料头体积的影响规律 从图 8 所示的不同展宽角下，轧制长度 l 与无 台阶端头轧件料头体积的关系曲线图中可以看出， 轧制长度 l 对轧件料头体积的影响程度是较大的， 随着轧制长度的增大，轧件的料头体积呈近似线性 增加的趋势． 这是因为轧件表面与心部金属轴向变 形的不均匀性随着轧件轧制长度的增加而逐渐积累 加剧． 图 8 轧制长度与轧件料头体积的关系图 Fig． 8 Ｒelationship between the length of the blank and the volume of the end scrap 3. 5 各影响因素对轧件料头体积的影响程度 通过上述对各影响因素对轧件料头体积的影响 规律的分析可知，各因素对轧件料头体积的影响程 度是不同的． 为得到各因素对轧件料头体积的影响 主次，本文引入量纲一的影响因子 λ 和影响系数 η， 且定义为: λ = Xi /X0， η = Yi /Y0 ． ( 3) 式中，Xi 为影响因素值，X0 为影响因素初值，Yi 为料 头体积值，Y0 为料头体积初值． 图 9 所示为各影响因素对无台阶端头轧件料头 体积的影响程度曲线． 由图中可以看出，在四个影 响因素中，轧制长度 l 和断面收缩率 ψ 的影响作用 较显著，轧制长度 l 的影响程度最大，成形角 α 的影 响程度最小． 4 个因素的影响主次顺序为( 从大到 · 369 ·