楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理

D01:10.133741.ism1001053x.2009.08.0I3 第31卷第8期 北京科技大学学报 Vol.31 No.8 2009年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2009 楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 贾 震张康生杨翠苹胡正寰 北京科技大学机械工程学院，北京100083 摘要为研究大断面收缩率轴类件楔横轧成形问题做了楔横轧一次楔成形极限实验.发现楔横轧一次楔轴向拉断成形极 限可以远大于通常公认的75%界限.实验中成功轧制出断面收缩率为97.7%的超大断面收缩率轧件.推导了轧件轧制接触 区轴向合力公式，利用有限元数值模拟方法分析了杆部对称截面轴向应力，揭示出楔横轧一次楔大断面收缩率可以成形的原 因，即在适当条件下轧件变形接触区轴向受力接近于平衡，轧件杆部所受轴向拉应力较小所致. 关键词楔横轧：大变形：断面收缩率；有限单元法 分类号TG335.19 Forming principle of heavy section shrinkage cross wedge rolling by single wedge JIA Zhen.ZHANG K ang-sheng,YANG Cui-ping,HU Zheng-huan School of Mechanical Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China ABSTRACT To study the deformation of heavy section shrinkage cross wedge rolling,experiments with section shrinkages much larger than 75%.w hich is usually regarded as the section shrinkage limit of single wedge in cross wedge rolling were done In the ex periments,a work piece w hose section shrinkage is 97.7%was successfully mlled.A formula of resultant axial force on the contact zone of the work piece w as deduced.Axial stress in the symmetrical section of the rod part w as analyzed by the threedimensional fi- nite element method.The reason that the heavy section shrinkage can be rolled by single wedge is that under proper conditions the ax- ial forces on the contact zone of the work piece are nearly in an equilibrium state and thus the axial tensile stress on the rod part of the workpiece is reduced. KEY WORDS cross wedge rolling:large deformation;area reduction;finite dement method 楔横轧轧制回转体零件作为一种高效、节材及 限到.吉林大学梁继才等用上限法、能量法进行了 近净制造技术应用越来越广泛川.大断面收缩率零 楔横轧成形阶梯轴类件拉断理论分析，上述学者 件成形作为其中较特殊的一种形式也有着广阔的应 主要是在理论上推导求解加工界限和研究杆部缩颈 用前景.大断面收缩率轧制是指断面收缩率大于 问题，所涉及的断面收缩率没有超过75%.本文为 75%的楔横轧轧制.一般认为单次楔入轧制断面收 探索楔横轧一次楔成形能否进行更大断面收缩率的 缩率不能大于75%，否则容易发生轴类件杆部拉细 轧制进行了实验并运用有限元数值模拟和数学解析 拉断现象.超过75%一般采用二次或多次楔成形方 方法对实验结果进行了分析 法但采用多次楔轧制容易造成心部质量缺陷， 1轧制实验 限制了大断面收缩率产品的开发与应用. 国内外学者对楔横轧发生拉断或缩颈现象都曾 为研究轧件杆部发生缩颈时的楔横轧极限断面 做过研究.日本学者叶山益次郎通过物理实验、数 收缩率与其他参数之间的关系进而确定加工界限， 学推导等方法研究了杆部表面缺陷决定的加工界 在北京科技大学零件轧制中心H500轧机上进行了 收稿日期：200810-24 基金项目：国家自然科学基金资助项目(No.50575023,50435010):国家科技支持计划资助项目No.2006BAF04B03):高等学校博士学科点专 项科研基金资助项目(No.20050008024) 作者简介：贾震(1980一，男.博士研究生：张康生(1952一），男.研究员，博士生导师，E-maik zhang.ks(@me.usth.du.m

楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 贾 震 张康生 杨翠苹 胡正寰 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 摘 要 为研究大断面收缩率轴类件楔横轧成形问题, 做了楔横轧一次楔成形极限实验.发现楔横轧一次楔轴向拉断成形极 限可以远大于通常公认的 75 %界限, 实验中成功轧制出断面收缩率为 97.7 %的超大断面收缩率轧件.推导了轧件轧制接触 区轴向合力公式, 利用有限元数值模拟方法分析了杆部对称截面轴向应力, 揭示出楔横轧一次楔大断面收缩率可以成形的原 因, 即在适当条件下轧件变形接触区轴向受力接近于平衡, 轧件杆部所受轴向拉应力较小所致. 关键词 楔横轧;大变形;断面收缩率;有限单元法 分类号 TG335.19 Forming principle of heavy section shrinkage cross wedge rolling by single wedge JIA Zhen , ZHANG Kang-sheng , YANG Cui-ping , HU Zheng-huan S chool of Mechanical Engineering , University of S cience and Technology Beijing , Beijing 100083 , China ABSTRACT To study the deformation of heav y section shrinkage cross wedge rolling , ex periments with section shrinkages much larger than 75 %, w hich is usually regarded as the sectio n shrinkage limit of single wedge in cross wedge rolling , were done.I n the ex periments, a wo rk piece w hose section shrinkage is 97.7% was successfully ro lled.A formula of resultant axial force on the contact zone of the w ork piece w as deduced.Axial stress in the symmetrical section of the rod part w as analyzed by the three-dimensio nal fi￾nite element method.The reason that the heavy section shrinkage can be rolled by single wedge is that under proper conditio ns the ax￾ial forces on the co ntact zone of the wo rk piece are nearly in an equilibrium state , and thus the axial tensile stress on the rod part of the wor k-piece is reduced. KEY WORDS cross w edge rolling ;large deformation ;area reduction ;finite element method 收稿日期:2008-10-24 基金项目:国家自然科学基金资助项目(No .50575023 , 50435010);国家科技支持计划资助项目(No .2006BAF04B03);高等学校博士学科点专 项科研基金资助项目(No .20050008024) 作者简介:贾 震(1980—), 男, 博士研究生;张康生(1952—), 男, 研究员, 博士生导师, E-mail:zhang .k s@me .ustb.edu.cn 楔横轧轧制回转体零件作为一种高效、节材及 近净制造技术应用越来越广泛 [ 1] .大断面收缩率零 件成形作为其中较特殊的一种形式也有着广阔的应 用前景.大断面收缩率轧制是指断面收缩率大于 75 %的楔横轧轧制.一般认为单次楔入轧制断面收 缩率不能大于 75 %,否则容易发生轴类件杆部拉细 拉断现象 .超过 75 %一般采用二次或多次楔成形方 法,但采用多次楔轧制容易造成心部质量缺陷[ 2] , 限制了大断面收缩率产品的开发与应用 . 国内外学者对楔横轧发生拉断或缩颈现象都曾 做过研究.日本学者叶山益次郎通过物理实验 、数 学推导等方法研究了杆部表面缺陷决定的加工界 限[ 3] .吉林大学梁继才等用上限法 、能量法进行了 楔横轧成形阶梯轴类件拉断理论分析[ 4] .上述学者 主要是在理论上推导求解加工界限和研究杆部缩颈 问题 ,所涉及的断面收缩率没有超过 75 %.本文为 探索楔横轧一次楔成形能否进行更大断面收缩率的 轧制进行了实验并运用有限元数值模拟和数学解析 方法对实验结果进行了分析 . 1 轧制实验 为研究轧件杆部发生缩颈时的楔横轧极限断面 收缩率与其他参数之间的关系进而确定加工界限, 在北京科技大学零件轧制中心 H500 轧机上进行了 第 31 卷 第 8 期 2009 年 8 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .31 No.8 Aug.2009 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2009.08.013

第8期 贾震等：楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 。1047。 大断面收缩率一次楔成形实验 应力有直接关系，而对称截面受力是模具通过变形 试件坯料尺寸为中40mm×150mm,材料为45 接触区对轧件作用传递过来的.为探讨杆部所受轴 号钢的棒料，轧制温度控制在1100℃左右.模具顶 向应力与工艺参数之间的关系，对变形接触区轴向 圆直径498mm.轧机转速8rmin1,电机功率30 受力进行分析 kW.实验工艺参数如表1所示. 表1实验工艺参数 Table I Process parameters for experiment 成形角.a/) 展宽角，B1C) 展宽量，L/mm 18 45 100 22 65 63 图3发生缩颈的轧件 26 8.5 26 Fig 3 Workpieces w ith neck shrinkage on shafts 所有参数采用全排列共3×3×3=27组，每组 图4为轧件变形接触区几何模型12匀， 再采用的断面收缩率从75%开始，并逐渐增大.当 断面收缩率增大到轧制过程不能成立时，将该断面 收缩率定义为一次楔成形的极限断面收缩率. 27组轧制实验共得到429根试件，图1为部分 试件.得到的最大极限断面收缩率为97.7%，见图 2.这一断面收缩率远远大于以往人们公认的楔横 轧一次楔成形极限断面收缩率75%. 图4轧制接触区示意图 Fig.4 Geometric model of the con tact zone 接触区由圆弧接触面和直纹螺旋接触面两部分 组成如图4中的M1、M2面. 圆弧面M1上仅模具对轧件压力所产生的摩擦 力作用在轴向（图4中Z向）.直纹螺旋面M2上作 图1实验中得到的部分试件 用在轴向的力有模具对轧件压力的轴向分力、模具 Fig.I Parts of work pieces from the experiment 对轧件横向（图4中X向）和径向（图4中Y向）分 力产生的摩擦力.由此得： ∑F2=N2z-f2x-hy-f1 (1) 式中，∑F2为轧件在接触区所受轴向合力，N2z 为轧件在M2面上所受压力轴向分力，f2x为轧件在 图2实验所得超大断面收缩率轧件（断面收缩率97.7%，其坯 料直径40mm.轧后杆部直径6mm) M面上所受压力横向分力产生的摩擦力，f2y为轧 Fig.2 Grate heavy section shrinkage part from the experiment (the 件在M2面上所受压力径向分力产生的摩擦力，f1 section shrinkage is 97.7%.the blank's diameter is 40 mm before 为轧件在M1面上所受压力产生的摩擦力. rolling and 6mm after molling) 为求解式(1)在此作如下假设：轧件做刚性转 动，无扭转弯曲变形：轧制前后轧件两柱面不发生局 2成形机理研究 部变形：轧件在展宽段内滚动半径不变：忽略轧件、 2.1变形接触区轴向力几何解析 模具弹性变形：轧制接触区内摩擦系数处处相等. 楔横轧大断面收缩率轧制过程不能建立是因为 在接触区内引入单位压力P,有： 轧件杆部发生缩颈或拉断，图3为实验中发生缩颈 >Fz=pMz-EpMaxx-HpMzy-PpM1 (2) 的试件.轧件杆部是否发生缩颈与其对称截面轴向 式中，M2z为M2面在坐标面XOY上投影面积

大断面收缩率一次楔成形实验 . 试件坯料尺寸为 40 mm ×150 mm , 材料为 45 号钢的棒料 ,轧制温度控制在 1 100 ℃左右.模具顶 圆直径 498 mm .轧机转速 8 r·min -1 , 电机功率 30 kW .实验工艺参数如表 1 所示 . 表 1 实验工艺参数 Table 1 Process parameters for experiment 成形角, α/(°) 展宽角, β/(°) 展宽量, L/ mm 18 4.5 100 22 6.5 63 26 8.5 26 所有参数采用全排列共 3 ×3 ×3 =27 组, 每组 再采用的断面收缩率从 75 %开始 ,并逐渐增大.当 断面收缩率增大到轧制过程不能成立时, 将该断面 收缩率定义为一次楔成形的极限断面收缩率 . 27 组轧制实验共得到 429 根试件, 图 1 为部分 试件.得到的最大极限断面收缩率为 97.7 %, 见图 2 .这一断面收缩率远远大于以往人们公认的楔横 轧一次楔成形极限断面收缩率 75 %. 图 1 实验中得到的部分试件 Fig.1 Parts of w ork pieces from the experiment 图2 实验所得超大断面收缩率轧件(断面收缩率 97.7%, 其坯 料直径 40 mm , 轧后杆部直径6 mm) Fig.2 Grate heavy section shrinkage part from the experim ent (the section shrinkage is 97.7%, the blank' s diamet er is 40 mm bef ore rolling and 6 mm after rolling) 2 成形机理研究 2.1 变形接触区轴向力几何解析 楔横轧大断面收缩率轧制过程不能建立是因为 轧件杆部发生缩颈或拉断 , 图 3 为实验中发生缩颈 的试件.轧件杆部是否发生缩颈与其对称截面轴向 应力有直接关系, 而对称截面受力是模具通过变形 接触区对轧件作用传递过来的.为探讨杆部所受轴 向应力与工艺参数之间的关系, 对变形接触区轴向 受力进行分析. 图 3 发生缩颈的轧件 Fig.3 Workpieces w ith neck shrinkage on shafts 图 4 为轧件变形接触区几何模型[ 1 , 2 , 5] . 图 4 轧制接触区示意图 Fig.4 Geometric model of the con tact zone 接触区由圆弧接触面和直纹螺旋接触面两部分 组成,如图 4 中的 M1 、M2 面 . 圆弧面 M1 上仅模具对轧件压力所产生的摩擦 力作用在轴向(图 4 中 Z 向).直纹螺旋面 M2 上作 用在轴向的力有模具对轧件压力的轴向分力 、模具 对轧件横向(图 4 中 X 向)和径向(图 4 中 Y 向)分 力产生的摩擦力.由此得 : ∑ FZ =N2Z -f 2X -f 2 Y -f 1 (1) 式中, ∑ FZ 为轧件在接触区所受轴向合力, N 2Z 为轧件在 M2 面上所受压力轴向分力, f 2X 为轧件在 M2 面上所受压力横向分力产生的摩擦力 , f 2Y 为轧 件在M2 面上所受压力径向分力产生的摩擦力, f 1 为轧件在 M1 面上所受压力产生的摩擦力. 为求解式(1)在此作如下假设:轧件做刚性转 动 ,无扭转弯曲变形;轧制前后轧件两柱面不发生局 部变形;轧件在展宽段内滚动半径不变 ;忽略轧件、 模具弹性变形 ;轧制接触区内摩擦系数处处相等. 在接触区内引入单位压力 p , 有: ∑ FZ =pM2Z -μpM2 X -μpM2Y -μpM1 (2) 式中, M2Z 为 M2 面在坐标面 XOY 上投影面积, 第 8 期 贾 震等:楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 · 1047 ·

。1048 北京科技大学学报 第31卷 M2x为M2面在坐标面YOZ上投影面积，M2y为 M2面在坐标面XOZ上投影面积，M1为曲面M1 常认为二叶心 2 于是 的面积，μ为摩擦因数 2 求解接触面上的单位压力p是一个相当复杂 p2[13完02资 ,2rc-0.004m) 2rc 的问题刂.前苏联学者托姆列诺夫利用滑移线法9 (11) 求出基础面上的单位压力为： 通过图5还可得： 当=364-8.4时， M2z-SABCD p2k[1.3-+0.25-00421 2r (3) 因为RoC所以近似认为AD、BC为直线。可得： 式中，k为单位压力系数，与材料的屈服强度有关， M2zrcrceos0c)b2 2 其值为k=0.577σ：b为接触区宽度；r为轧件入口 (b1+b2)(RA-Ro-rc+rccos0c) (12) 半径. 2 将轧制接触区做轴向投影，如图5所示. 通过轧制接触区径向、横向投影（图6、图7），还可 得： M2y≈c-Icos0c)b:+ 2tang (b1+b2)(R4-Ro-rc+rccos0c) 2tana (13) Mx(rrccos0c)(Zo-rcrceos0c) 2tana (Z0-rC+rCcos0C+RA-RACO PA)(RA-R0-rC+rccos0c) 2tan a (14) M1R20 (15) 2tana 图5接触区轴向投影 Fig 5 Axial pmojection of the contact zone 由图5得： b1=RD-(RDCOs PD)2 4) 图6接触区径向投影 (R4十r1)2+R-r五 Fig 6 Radial projection of the contact zone cos o= (5) 2(R4+1)RA rD=r1十Z0 (6) C B b2=rc-(rccos0c)2 (7) D cos 0c=- R4十r1)2+r2-R2 (8) 2(RA+r1)rc 图7接触区横向投影 Rc=Ro十Z0 (9) Fig.7 Transverse projection of the contact zone 由文献)得： Zo=πrktan atan3 (10) 将所得各式逐项代换，最终代入式(2)中，并代 式中，b1为圆弧接触面接触宽度；b2为直纹螺旋面 入实验中所用参数，得出∑F2与B的函数关系图 接触宽度；RD为模具顶圆半径：rC为模具坯料半 (图8).由图8可发现随着展宽角3增大，轴向合 径：Ro为模具基圆半径；r1为轧件杆部半径：Zo为 力∑Fz减小.从而得出，随着展宽角阝增大轧 轧件旋转半圈最大压下量；：为轧件滚动半径，通 件在轧制接触区轴向合力有减小趋势：当成形角α

M2X为 M2 面在坐标面 YOZ 上投影面积, M2Y 为 M2 面在坐标面 XOZ 上投影面积 , M1 为曲面 M1 的面积, μ为摩擦因数 . 求解接触面上的单位压力 p 是一个相当复杂 的问题[ 1] .前苏联学者托姆列诺夫利用滑移线法[ 6] 求出基础面上的单位压力为: 当 2 r b =3.64 ～ 8.4 时, p ≈2k 1.3 -b 2r +0.2 2r b -0.004 2r b 2 (3) 式中 , k 为单位压力系数 , 与材料的屈服强度有关 , 其值为 k =0.577σs ;b 为接触区宽度;r 为轧件入口 半径 . 将轧制接触区做轴向投影 ,如图 5 所示. 图 5 接触区轴向投影 Fig.5 Axial projection of the cont act zone 由图 5 得: b1 = R 2 D -(RDcos φD)2 (4) cos φD = (R A +r 1) 2 +R 2 A -r 2 D 2(R A +r 1)R A (5) rD =r 1 +Z0 (6) b2 = r 2 C -(rCcosθC)2 (7) cosθC = (RA +r 1)2 +r 2 C -R 2 C 2(RA +r 1)rC (8) R C =R0 +Z0 (9) 由文献[ 1] 得: Z 0 =πr ktan αtan β (10) 式中, b1 为圆弧接触面接触宽度;b2 为直纹螺旋面 接触宽度;RD 为模具顶圆半径 ;rC 为模具坯料半 径;R 0 为模具基圆半径;r 1 为轧件杆部半径;Z 0 为 轧件旋转半圈最大压下量 ;rk 为轧件滚动半径 , 通 常认为 r k = r 1 +rC 2 . 于是, p ≈2k 1.3 - b2 2 rC +0.2 2rC b2 -0.004 2rC b2 2 (11) 通过图 5 还可得: M2Z =S ABCD 因为 R 0 rC ,所以近似认为 AD 、BC 为直线, 可得 : M2Z ≈ (rC -rC cosθC)b2 2 + (b1 +b2)(R A -R 0 -rC +rC cosθC) 2 (12) 通过轧制接触区径向 、横向投影(图 6 、图 7), 还可 得 : M2Y ≈ (rC -rCcosθC)b2 2tanα + (b1 +b2)(R A -R 0 -rC +rC cosθC) 2tan α (13) M2X ≈ (rC -rCcosθC)(Z0 -rC +rC cosθC) 2tanα + (Z 0 -rC +rCcosθC +R A -R Acos φA)(RA -R 0 -rC +rCcosθC) 2tan α (14) M1 ≈ RA φDZ 0 2tanα (15) 图 6 接触区径向投影 Fig.6 Radial projection of the cont act zone 图 7 接触区横向投影 Fig.7 Transverse projection of the contact zone 将所得各式逐项代换, 最终代入式(2)中 ,并代 入实验中所用参数 ,得出 ∑ FZ 与 β 的函数关系图 (图 8).由图 8 可发现, 随着展宽角 β 增大, 轴向合 力 ∑ FZ 减小.从而得出 ,随着展宽角 β 增大, 轧 件在轧制接触区轴向合力有减小趋势 ;当成形角 α · 1048 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷

第8期 贾震等：楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 。1049。 减小时，这种趋势增强.因而可得在展宽角B较大、 成形角α较小时，轧件变形接触区轴向受力接近于 平衡状态，不需要轧件杆部承受大的轴向平衡拉力， 因此可以轧制出较大断面收缩率的轧件， 504 图10模拟轧制得到的超大断面收缩率轧件（断面收缩率为 91%.其坯料直径40mm,轧后杆部直径12mm) N/[(eaW/ 40 Fig.10 Great heavy section shrinkage wokpiece by simulat ion (the ● section shrinkage is 91%,the blank's diameter is 40 mm before 30 是 roling and 12mm after rolling) 20 a=18 ◆0《=22° 。-a=26° 2.22轧制过程中杆部轴向力分析 10 图11为轧辊所受轴向力.作为对比，计算了有 6 78 限元完整模型，其轴向轧制力基本为零.由此可知， 展宽角.B/() 模具轴对称面所受轴向压力即为轧件杆部对称截面 图8∑F2与B的函数关系 上所受轴向拉力. Fg Function relat ionship betwead B4.5 -B-6.5 25 22有限元数值模拟分析杆部轴向力) 8.5° 20 为验证上述展宽角阝与轧制接触区轴向合力 完整模型 达到平衡的关系，利用有限元数值模拟的方法，对轧 件杆部对称截面轴向应力进行分析. 10 22.1建立有限元模型1 为节省运算时间，考虑模型的对称性，取其一半 建立轧制模型（图9）.用deform-3D软件按照表2 时间s 工况模拟楔横轧轧制过程.图10为模拟所得的超 大断面收缩率轧件. 图11轧辊所受轴向力 Fig.11 Axial force on mollers 通过图11可得，在展宽过程中，展宽角B越大， 轧件对称面所受轴向拉力越小.由于展宽过程中三 3 个工况杆部截面相等，因此展宽角3越大，展宽过 程中杆部的轴向平均拉应力也越小，故轧件杆部不 容易发生缩颈.但是，B不可过大，否则不利于轧制 过程中轧件旋转. 图9大断面收缩率轧制有限元模型.1一上轧辊：2一下轧辊： 3结论 3一后导板：4一前导板：5一轧件 Fig.9 Firite clement model of heavy section shrinkage roling:1- (1)楔横轧一次楔成形方法可以轧制出断面收 up rollen 2-dwn roller:3-back guide board:4-front guide 缩率超过75%的轧件，在适当条件下可轧制出断面 board;5-workpicce 收缩率为97.7%的超大断面收缩率轧件. 表2数值模拟工况 (2)大断面收缩率轧件可以成形的原因是变形 Table 2 Working conditions for numerical simulat ion 接触区轴向受力接近平衡状态，使轧件杆部所受轴 成形角， 展宽角， 工况序号 展宽量 断面 向拉应力较小，杆部不易发生缩颈 a叫() B/C) L/mm 收缩率/% (3)较小的成形角、较大的展宽角有利于超大 18 45 5 813 断面收缩率轧件成形. 18 6.5 63 813 参考文献 18 8.5 63 81.3 【刂HuZH。Zhang K S.Wang B Y.et al Theory and Appliction

减小时 ,这种趋势增强.因而可得在展宽角 β 较大 、 成形角 α较小时, 轧件变形接触区轴向受力接近于 平衡状态 ,不需要轧件杆部承受大的轴向平衡拉力 , 因此可以轧制出较大断面收缩率的轧件 . 图 8 ∑ FZ 与β 的函数关系 Fig.8 Function relationship betw een ∑FZ and β 2.2 有限元数值模拟分析杆部轴向力 [ 6-7] 为验证上述展宽角 β 与轧制接触区轴向合力 达到平衡的关系 ,利用有限元数值模拟的方法 ,对轧 件杆部对称截面轴向应力进行分析 . 2.2.1 建立有限元模型[ 8-11] 为节省运算时间 ,考虑模型的对称性,取其一半 建立轧制模型(图 9).用 deform-3D 软件按照表 2 工况模拟楔横轧轧制过程.图 10 为模拟所得的超 大断面收缩率轧件. 图9 大断面收缩率轧制有限元模型.1—上轧辊;2—下轧辊; 3—后导板;4—前导板;5—轧件 Fig.9 Finite element model of heavy section sh rinkage rolling :1— up roller;2—dow n roller ;3—back guide board;4—front guide board;5—workpiece 表 2 数值模拟工况 Table 2 Working conditions for numerical simulation 工况序号 成形角, α/(°) 展宽角, β/(°) 展宽量, L/ mm 断面 收缩率/ % 1 18 4.5 63 81.3 2 18 6.5 63 81.3 3 18 8.5 63 81.3 图 10 模拟轧制得到的超大断面收缩率轧件(断面收缩率为 91%, 其坯料直径 40 mm , 轧后杆部直径 12 mm) Fig.10 Great heavy section shrinkage w okpiece by simulation (the section shrinkage is 91%, the blank' s diamet er is 40 mm before rolling and 12 mm after rolling) 2.2.2 轧制过程中杆部轴向力分析 图 11 为轧辊所受轴向力 .作为对比 ,计算了有 限元完整模型 ,其轴向轧制力基本为零 .由此可知, 模具轴对称面所受轴向压力即为轧件杆部对称截面 上所受轴向拉力. 图11 轧辊所受轴向力 Fig.11 Axial force on rollers 通过图 11 可得 ,在展宽过程中 ,展宽角 β 越大, 轧件对称面所受轴向拉力越小.由于展宽过程中三 个工况杆部截面相等 ,因此展宽角 β 越大, 展宽过 程中杆部的轴向平均拉应力也越小, 故轧件杆部不 容易发生缩颈 .但是 , β 不可过大 , 否则不利于轧制 过程中轧件旋转. 3 结论 (1)楔横轧一次楔成形方法可以轧制出断面收 缩率超过 75 %的轧件 ,在适当条件下可轧制出断面 收缩率为 97.7 %的超大断面收缩率轧件 . (2)大断面收缩率轧件可以成形的原因是变形 接触区轴向受力接近平衡状态, 使轧件杆部所受轴 向拉应力较小,杆部不易发生缩颈. (3)较小的成形角 、较大的展宽角有利于超大 断面收缩率轧件成形. 参 考 文 献 [ 1] Hu Z H , Zhang K S , Wang B Y, et al.Theory and Ap pli ca tion 第 8 期 贾 震等:楔横轧一次楔大断面收缩率成形机理 · 1049 ·

·1050 北京科技大学学报 第31卷 of Cross Wedge Rolling.Beiing:M ctallurgical Industry Press. (王明龙张康生，娄依志等.楔横轧二次楔入力能参数试验研 1996 究.锻压技术，2007,32(4)：25) (胡正寰，张康生，王宝雨，等.楔横轧理论与应用.北京冶金工 [7 Lou YZ,Zhang K S Yang C P.et al.Effect of process parame 业出版社.1996) ters on axial parts with super large ama reduction during twice [2 Hu Z H.Zhang K S Wang B Y.et al.Technology and Simula- cross w edge rolling.J Un iv Sci Technol Beijing 2008 30(4): tion of Coss Wedge Rolling Forming Parts.Beijing:Metalurgi- 432 cal Industry Press 2004 (娄依志张康生，杨翠苹，等。工艺参数对楔横轧二次楔轧制 (胡正寰.张康生，王宝雨，等.楔横轧零件成形技术与模拟仿 超大断面收缩率轴类件的影响.北京科技大学学报。200830 真.北京：治金工业出版社，2004) (4):432) [3 Mahayama J.Theoretical analysis on processing of step shaft by [8 Yang C P.Hu Z H.Zang K S et al.Study on axial deformation cross wedge molling //Set of Cross Wedge Rolling.Changchun: of workpiece in cmss wedge ralling.ChinJ Mech Eng 2004 40 Jiin University Press 1982:78 (9):80 (叶山益次郎.阶梯轴楔横轧加工的理论分析.楔横轧译文集。 (杨翠苹，胡正囊张康生，等。楔横轧轧件轴向变形研究.机械 长春：吉林大学出版社。1982：78) 工程学报，200440(9)：80) [4]Liang JC.Fu P F.Li Y.et al.Theoretical aralysis on drawing I9 Shu X D.Hu Z H.Li L P.Influence analysis of processing pa and breaking of rolling workpiece about cmoss wedge rolling tech- rameter on the surface stress of contact zone in cross wedge nique foming axial benched parts.J Mech Strength,2001.23 rolling.China Mech Eng.2007,18(7):851 (2):190 (束学道。李传民，李连鹏等.工艺参数对楔横轧接触区表面应 (梁继才，傅沛福。李义，等.楔横轧工艺成形阶梯轴类件杆部拉 力的影响分析.中国机械工程，2007,18(7)：851) 断理论分析.机械强度.2001,23(2)：190) 10 Dong Y M,Tagavi K A.Lovell M R.et al.Analysis of stressin [5]Wang B Y.Hu Z H.Contact surface of cross wedge molling du ring cros wedge mlling w ith applcation to failure.Int J Mech Sci. wedge.JUniv Sci Technol Beijing.1998 20(2):169 2000.42:1233 (王宝雨，胡正囊.楔横轧楔入轧制接触面几何形式.北京科技 [11]Yang C P.Zhang K S.Du H P,et al.Influence of area reduc- 大学学报.1998.20(2)：169) tion of pan on metal flow in emss wedge mlling China Mech [6 Wang M L Zhang K S Lou Y Z.et al.Experimental study on Emg,2004,15(20)片1868 mechanical parameters of second wedge heavy section shrinkage. (杨翠苹，张康生杜惠萍，等.楔横轧轧件断面收缩率对金属 Forg Stamp Technol.2007.32(4):25 流动的影响.中国机械工程200415(20)：1868)

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