工程科学学报，第39卷，第2期：267-275,2017年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.2:267-275,February 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.015;http://journals.ustb.edu.cn 芯棒直径对楔横轧5Cr21Mn9N4N空心气门壁厚均匀 性的影响规律 闫向哲，刘晋平，纪宏超，王宝雨，郑振华，李姿 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:liujp@usth.edu.cn 摘要楔横轧空心轴类件存在壁厚分布不均问题，特别是在小直径大长径比空心件楔横轧成形中更为突出.本文在 Gleeble--l500D热模拟实验机上进行了5Cr2IMn9Ni4N耐热钢的热压缩实验，得到了5Cr21Mn9Ni4N的热变形本构方程.通过 改变芯棒直径，采用有限元仿真和实验相结合的方法，研究了楔横轧轧制空心气门过程中的壁厚变化规律.研究结果表明， 带芯棒轧制时，芯棒直径存在临界值，在该值下进行轧制，空心气门预制坯壁厚均匀性最优：楔横轧空心件时，金属轴向均匀 流动是壁厚均匀的必要条件：轧件轴向拉应变减小，径向压应变变大，周向应变在0附近且为拉应变时，壁厚较为均匀. 关键词楔横轧：耐热钢：本构方程：空心气门；临界直径；金属流动 分类号TG335.19 Effect of mandrel diameter on the wall thickness uniformity of the hollow valve of 5Cr21Mn9Ni4 by cross-wedge rolling YAN Xiang-zhe,LIU Jin-ping,JI Hong-chao,WANG Bao-yu,ZHENG Zhen-hua,LI Zi School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China Corresponding author,E-mail:liujp@ustb.edu.cn ABSTRACT Wall thickness asymmetry is a common problem for cross wedge rolling (CWR)hollow shafts,which is especially usu- al in the CWR process of hollow shafts of small diameter and large height-diameter ratio.In this paper,the constitutive equation of hot deformation of 5Cr21Mn9Ni4N heat resistant steel was investigated by the thermocompression experiment on the Gleeble-1500D ther- mo-simulation machine.The law for the variation of wall thickness during forming 5Cr21Mn9Ni4 hollow valve with CWR was presen- ted,which is obtained via changing mandrel diameter and by means of finite element method(FEM)and experiment.The results con- firm that when hollow valve with mandrel is formed with the CWR process,there is a critical diameter of mandrel.It makes wall thick- ness of hollow valve optimal.On the basis of FEM,it is stated that uniform flow of material along the axial direction is necessary for wall thickness uniformity of hollow valve,and circumferential stretching strain near zero,increase of radial compression strain with de- crease of axial tension strain permit to improve wall thickness uniformity of hollow valve. KEY WORDS cross wedge rolling;heat-resistant steel;constitutive equations;hollow valves;critical diameter;metal flow 气门是发动机的重要零件。空心气门具有减重、等缺点.北京科技大学提出楔横轧-模锻成形空心气 降温、节能环保的优点.目前空心气门制坯主要有实 门新工艺]，其具有生产效率高、产品质量稳定、模 心气门钻孔法和反挤压法，但存在生产效率低、成本高 具寿命高等优点.楔横轧是一种成形轴类零件的先进 收稿日期：2016-04-18 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51375042)：国家自然科学基金青年基金资助项目(51505026)：广东省“扬帆计划”资助项目 (201312G02)
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期:267鄄鄄275,2017 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 2: 267鄄鄄275, February 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 02. 015; http: / / journals. ustb. edu. cn 芯棒直径对楔横轧 5Cr21Mn9Ni4N 空心气门壁厚均匀 性的影响规律 闫向哲, 刘晋平苣 , 纪宏超, 王宝雨, 郑振华, 李 姿 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 苣 通信作者, E鄄mail: liujp@ ustb. edu. cn 摘 要 楔横轧空心轴类件存在壁厚分布不均问题,特别是在小直径大长径比空心件楔横轧成形中更为突出. 本文在 Gleeble鄄鄄1500D 热模拟实验机上进行了 5Cr21Mn9Ni4N 耐热钢的热压缩实验,得到了 5Cr21Mn9Ni4N 的热变形本构方程. 通过 改变芯棒直径,采用有限元仿真和实验相结合的方法,研究了楔横轧轧制空心气门过程中的壁厚变化规律. 研究结果表明, 带芯棒轧制时,芯棒直径存在临界值,在该值下进行轧制,空心气门预制坯壁厚均匀性最优;楔横轧空心件时,金属轴向均匀 流动是壁厚均匀的必要条件;轧件轴向拉应变减小,径向压应变变大,周向应变在 0 附近且为拉应变时,壁厚较为均匀. 关键词 楔横轧; 耐热钢; 本构方程; 空心气门; 临界直径; 金属流动 分类号 TG335郾 19 Effect of mandrel diameter on the wall thickness uniformity of the hollow valve of 5Cr21Mn9Ni4 by cross鄄wedge rolling YAN Xiang鄄zhe, LIU Jin鄄ping 苣 , JI Hong鄄chao, WANG Bao鄄yu, ZHENG Zhen鄄hua, LI Zi School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: liujp@ ustb. edu. cn ABSTRACT Wall thickness asymmetry is a common problem for cross wedge rolling (CWR) hollow shafts, which is especially usu鄄 al in the CWR process of hollow shafts of small diameter and large height鄄鄄diameter ratio. In this paper, the constitutive equation of hot deformation of 5Cr21Mn9Ni4N heat resistant steel was investigated by the thermocompression experiment on the Gleeble鄄鄄1500D ther鄄 mo鄄simulation machine. The law for the variation of wall thickness during forming 5Cr21Mn9Ni4 hollow valve with CWR was presen鄄 ted, which is obtained via changing mandrel diameter and by means of finite element method (FEM) and experiment. The results con鄄 firm that when hollow valve with mandrel is formed with the CWR process, there is a critical diameter of mandrel. It makes wall thick鄄 ness of hollow valve optimal. On the basis of FEM, it is stated that uniform flow of material along the axial direction is necessary for wall thickness uniformity of hollow valve, and circumferential stretching strain near zero, increase of radial compression strain with de鄄 crease of axial tension strain permit to improve wall thickness uniformity of hollow valve. KEY WORDS cross wedge rolling; heat鄄resistant steel; constitutive equations; hollow valves; critical diameter; metal flow 收稿日期: 2016鄄鄄04鄄鄄18 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51375042); 国家自然科学基金青年基金资助项目(51505026);广东省“扬帆计划冶 资助项目 (201312G02) 气门是发动机的重要零件. 空心气门具有减重、 降温、节能环保的优点. 目前空心气门制坯主要有实 心气门钻孔法和反挤压法,但存在生产效率低、成本高 等缺点. 北京科技大学提出楔横轧鄄鄄 模锻成形空心气 门新工艺[1鄄鄄2] ,其具有生产效率高、产品质量稳定、模 具寿命高等优点. 楔横轧是一种成形轴类零件的先进
·268· 工程科学学报，第39卷，第2期 技术，具有高效、节材、模具寿命长等优点，其在工业生 产中已经得到了广泛应用3].楔横轧成形实心轴的 工艺和理论已经相当完善，而在成形空心轴方面，工艺 和理论还有些不足.在带芯棒轧制空心轴条件下，一 些学者研究了大直径芯棒（空心棒料内径与芯棒直径 之差为0.5mm)轧制过程中空心件的应力应变[9-o]、 椭圆化-]、壁厚均匀性4]等问题，而对于诸如空心 88288 气门这样的小直径大长径比空心件，带小直径芯棒 (空心棒料内径与芯棒直径之差大于0.5mm)的轧制 a (b) 过程研究还较少.本文采用数值模拟和实验的方法研 图1 Gleeble--1500D实验设备.(a)主机控制系统：(b)装卡 究了小直径芯棒对楔横轧成形5Cr21Mn9Ni4N空心气 系统 门壁厚均匀性的影响.首先建立了5Cr21Mn9Ni4N的 Fig.1 Gleeble-1500D experimental facility:(a)mainframe control 峰值应力本构方程，然后分析了芯棒直径对楔横轧空 system;(b)clamping system 心气门壁厚均匀性的影响规律 速率为10℃·s,加热到设定温度后，保温3min,以设 定的应变速率进行压缩实验，压缩完成后将试样水 15Cr21Mn9Ni4N热变形本构方程的建立 冷至室温.由计算机自动采集数据，最后得出不同温 1.1热模拟实验 度和变形速度下的真应力-真应变曲线（如图2所示） 实验材料为8mm×15mm的5Cr21Mn9Ni4N耐 1.25Cr21Mn9Ni4N热变形本构方程求解 热钢棒材.实验设备采用Gleeble--l500D热模拟实验 在高温塑性变形条件下，材料高温流变应力取决 机（如图1所示）.实验温度取值为1000、1060、1120 于变形温度和应变速率.对于不同热加工数据的研究 和1180℃，应变速率取值为0.01,0.1、1和10s1 表明，峰值应力σ和变形温度T、应变速率e之间的数 为降低试件两端的摩擦，使热压缩变形过程中试 学关系式主要有以下三种情况]： 样均匀变形，在实验过程中，将试样两端涂石墨进行润 e=A[silh(Bo)]“exp[-Q/(RT)](整个应力范围). 滑.试件最大压缩量为60%，即真应变为0.916，加热 (1) 200ra (b) -1000℃ 180 -1000℃ 250 1060℃ 160 -1060℃ 1120℃ -1120℃ 140 200 -1180℃ 1180℃ 120 150 100 80 100 60 20 0.2 0.40.6 0.8 i.0 0.2 0.40.6 0.8 1.0 真应变 真应变 3004eg 400d) 350 250 300 200 250 150 200 150 100 一1000℃一1120℃ 100 1000℃一1120℃ 一1060℃一1180℃ 一1060℃一1180℃ 0.2 0.40.6 0.81.0 0 0.2 0.40.6 0.81.0 真应变 真应变 图2不同变形条件下5Cr21M9Ni4N钢的真应力-真应变曲线.(a)=0.01s1；(b)e=0.1s1:(c)=1s1:(d)=10s1 Fig.2 True stress-strain curves of 5Cr21Mn9Ni4N steel under different deformation conditions:(a)=0.01 s;(b)=0.1 s;(e)=1 s-;(d)=10s-1
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 技术,具有高效、节材、模具寿命长等优点,其在工业生 产中已经得到了广泛应用[3鄄鄄8] . 楔横轧成形实心轴的 工艺和理论已经相当完善,而在成形空心轴方面,工艺 和理论还有些不足. 在带芯棒轧制空心轴条件下,一 些学者研究了大直径芯棒(空心棒料内径与芯棒直径 之差为 0郾 5 mm)轧制过程中空心件的应力应变[9鄄鄄10] 、 椭圆化[11鄄鄄13] 、壁厚均匀性[14] 等问题,而对于诸如空心 气门这样的小直径大长径比空心件,带小直径芯棒 (空心棒料内径与芯棒直径之差大于 0郾 5 mm)的轧制 过程研究还较少. 本文采用数值模拟和实验的方法研 究了小直径芯棒对楔横轧成形 5Cr21Mn9Ni4N 空心气 门壁厚均匀性的影响. 首先建立了 5Cr21Mn9Ni4N 的 峰值应力本构方程,然后分析了芯棒直径对楔横轧空 心气门壁厚均匀性的影响规律. 1 5Cr21Mn9Ni4N 热变形本构方程的建立 图 2 不同变形条件下 5Cr21Mn9Ni4N 钢的真应力鄄鄄真应变曲线. (a) 着 · = 0郾 01 s - 1 ; (b) 着 · = 0郾 1 s - 1 ; (c) 着 · = 1 s - 1 ; (d) 着 · = 10 s - 1 Fig. 2 True stress鄄鄄strain curves of 5Cr21Mn9Ni4N steel under different deformation conditions: (a) 着 · = 0郾 01 s - 1 ; ( b) 着 · = 0郾 1 s - 1 ; ( c) 着 · = 1 s - 1 ; (d) 着 · = 10 s - 1 1郾 1 热模拟实验 实验材料为 准8 mm 伊 15 mm 的 5Cr21Mn9Ni4N 耐 热钢棒材. 实验设备采用 Gleeble鄄鄄1500D 热模拟实验 机(如图 1 所示). 实验温度取值为 1000、1060、1120 和 1180 益 ,应变速率取值为 0郾 01、0郾 1、1 和 10 s - 1 . 为降低试件两端的摩擦,使热压缩变形过程中试 样均匀变形,在实验过程中,将试样两端涂石墨进行润 滑. 试件最大压缩量为 60% ,即真应变为 0郾 916,加热 图 1 Gleeble鄄鄄1500D 实验设备 郾 ( a) 主机控制系统; ( b) 装卡 系统 Fig. 1 Gleeble鄄鄄1500D experimental facility: (a) mainframe control system; (b) clamping system 速率为 10 益·s - 1 ,加热到设定温度后,保温 3 min,以设 定的应变速率 着 · 进行压缩实验,压缩完成后将试样水 冷至室温. 由计算机自动采集数据,最后得出不同温 度和变形速度下的真应力鄄鄄真应变曲线(如图2 所示). 1郾 2 5Cr21Mn9Ni4N 热变形本构方程求解 在高温塑性变形条件下,材料高温流变应力取决 于变形温度和应变速率. 对于不同热加工数据的研究 表明,峰值应力 滓 和变形温度 T、应变速率 着 · 之间的数 学关系式主要有以下三种情况[15鄄鄄16] : 着 · = A[sinh (B滓)] n exp [ - Q/ (RT)] (整个应力范围). (1) ·268·
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·
·270· 工程科学学报，第39卷，第2期 热交换，与模具的接触会产生接触传热.由于楔横轧 工件为局部连续成形，测定其综合热接触系数比较困 难.参考相关文献，在环境温度为20℃情况下，轧件 与空气的对流系数为20W·m2.K1[],轧件与芯棒 和模具之间的综合传热系数均设40×103W·m2. K-1t21] t=0.59g t=0.848 上模具 坏料 t=0.95s f=4.57s 芯棒 图5轧件成形示意图 Fig.5 Rolling process of workpieces 导板 变形区域，不存在与环境接触传热，而且由塑性变形及 摩擦产生热量，致使该区域温度上升至1140℃.在轧 下模具 件与芯棒接触之后，一方面轧件与芯棒之间有接触传 热，另一方面芯棒挤压内壁，对轧件做了一定的塑性 -XZ 功，产生了部分热量，这样内壁温降不至于过于剧烈， 图4楔横轧有限元模型 此时温度为1130℃.但由于存在轧件与环境的换热， Fig.4 Finite element model of CWR 在成形过程结束之后，轧件的温度由中间向两端逐渐 降低到约1030℃，这与由热像仪测得的轧件温度 2.2模拟参数的选择 1011.81℃很接近. 在数值模拟中，利用上面建立的5Cr21Mn9Ni4N 热成形峰值应力本构方程进行计算.轧辊直径为500 温度℃ mm,轧辊转速是10r·min,轧件原始外径d,为18 1140 mm,轧件原始壁厚p为4mm,模具成形角a为35°，楔 入段展宽角B,为5°，展宽段展宽角B,为4°，芯棒直径 1010 d为3~6mm,轧制温度T。为1080℃.有限元模拟的 工艺参数如表2所示 877 表2有限元模型的工艺参数 Table 2 Process parameters of finite element model 745 成形角，展宽角，B/(°）轧件轧件 轧制 芯棒 wv/ 楔人段，展宽段，外径，壁厚， 温度， 直径， =0.59gt=0.84g1=0.95st=2.50g1=4.57s () d1/mmp/mmTo/℃d/mm (b) 35 4 18 4108036 2.3楔横轧空心气门轧制成形过程 1011.81℃ 图5所示为带d=3mm芯棒轧制时，空心件在不 同时刻：时的成形示意图.轧制开始阶段，空心坯料处 图65Cr21Mn9Ni4N空心件温度场分布.(a)有限元模拟温度： 于随形轧制阶段，横截面出现椭圆化现象：随着金属的 (b)热像仪实测温度 径向压缩，坯料开始与芯棒接触：当金属脱离变形区， Fig.6 Distribution of the temperature field:(a)temperature simu- lated by FEM;(b)measured temperature by thermal imager 在芯棒和模具的双重作用下，轧件的外表面和内表面 逐渐被辗圆：最终，轧件的横截面成为壁厚均匀的圆 3壁厚均匀性的影响规律及分析 截面. 在轧件成形过程中，其与模具和环境发生了热交3.1壁厚均匀性影响规律 换（参看图6）.在轧件和芯棒接触之前，轧件的温度 为了定量研究空心气门楔横轧预制坯的壁厚均匀 为1080℃.轧件被咬入轧辊后，轧件表层因与模具接 性，本文参考圆柱度的概念引入了外径和内径的相对 触传热，轧件表面温度最低降到780℃：轧件内部紧靠 圆柱度.设轧件外径和内径沿轴向的最大值分别为
工程科学学报,第 39 卷,第 2 期 热交换,与模具的接触会产生接触传热. 由于楔横轧 工件为局部连续成形,测定其综合热接触系数比较困 难. 参考相关文献,在环境温度为 20 益 情况下,轧件 与空气的对流系数为 20 W·m - 2·K - 1 [20] ,轧件与芯棒 和模具之间的综合传热系数均设 40 伊 10 3 W·m - 2· K - 1 [21] . 图 4 楔横轧有限元模型 Fig. 4 Finite element model of CWR 2郾 2 模拟参数的选择 在数值模拟中,利用上面建立的 5Cr21Mn9Ni4N 热成形峰值应力本构方程进行计算. 轧辊直径为 500 mm,轧辊转速是 10 r·min - 1 ,轧件原始外径 d1 为 18 mm,轧件原始壁厚 p 为 4 mm,模具成形角 琢 为 35毅,楔 入段展宽角 茁1 为 5毅,展宽段展宽角 茁2 为 4毅,芯棒直径 d 为 3 ~ 6 mm,轧制温度 T0为 1080 益 . 有限元模拟的 工艺参数如表 2 所示. 表 2 有限元模型的工艺参数 Table 2 Process parameters of finite element model 成形角, 琢/ (毅) 展宽角,茁 / (毅) 楔入段, 茁1 展宽段, 茁2 轧件 外径, d1 / mm 轧件 壁厚, p / mm 轧制 温度, T0 / 益 芯棒 直径, d / mm 35 5 4 18 4 1080 3 ~ 6 2郾 3 楔横轧空心气门轧制成形过程 图 5 所示为带 d = 3 mm 芯棒轧制时,空心件在不 同时刻 t 时的成形示意图. 轧制开始阶段,空心坯料处 于随形轧制阶段,横截面出现椭圆化现象;随着金属的 径向压缩,坯料开始与芯棒接触;当金属脱离变形区, 在芯棒和模具的双重作用下,轧件的外表面和内表面 逐渐被辗圆;最终,轧件的横截面成为壁厚均匀的圆 截面. 在轧件成形过程中,其与模具和环境发生了热交 换(参看图 6). 在轧件和芯棒接触之前,轧件的温度 为 1080 益 . 轧件被咬入轧辊后,轧件表层因与模具接 触传热,轧件表面温度最低降到 780 益 ;轧件内部紧靠 图 5 轧件成形示意图 Fig. 5 Rolling process of workpieces 变形区域,不存在与环境接触传热,而且由塑性变形及 摩擦产生热量,致使该区域温度上升至 1140 益 . 在轧 件与芯棒接触之后,一方面轧件与芯棒之间有接触传 热,另一方面芯棒挤压内壁,对轧件做了一定的塑性 功,产生了部分热量,这样内壁温降不至于过于剧烈, 此时温度为 1130 益 . 但由于存在轧件与环境的换热, 在成形过程结束之后,轧件的温度由中间向两端逐渐 降低到约 1030 益 ,这与由热像仪测得的轧件温度 1011郾 81 益很接近. 图 6 5Cr21Mn9Ni4N 空心件温度场分布. (a) 有限元模拟温度; (b) 热像仪实测温度 Fig. 6 Distribution of the temperature field: ( a) temperature simu鄄 lated by FEM; (b) measured temperature by thermal imager 3 壁厚均匀性的影响规律及分析 3郾 1 壁厚均匀性影响规律 为了定量研究空心气门楔横轧预制坯的壁厚均匀 性,本文参考圆柱度的概念引入了外径和内径的相对 圆柱度. 设轧件外径和内径沿轴向的最大值分别为 ·270·
月向哲等：芯棒直径对楔横轧5Cr21M9Ni4N空心气门壁厚均匀性的影响规律 ·271· dDm,轧件外径和内径沿轴向的最小值分别为 dn、D,则外径和内径的相对圆柱度分别为 14B —。一仿真外径 一·一仿真内径 dmaxdmin (5) 12 一实验外径 e = dnasdin 一实验内径 Dn-Duin 10 E=D+D (6) 8 相对圆柱度包括了横截面和轴剖面两个方向的误 6 差.外径的相对圆柱度e和内径的相对圆柱度E都 小，则说明空心件的壁厚较均匀；否则说明空心件的壁 厚是不均匀的. 3 按照上述定义计算的外径和内径的相对圆柱度如 2 图7所示.仿真结果表明，当芯棒直径小于4mm时， 花棒直径/mm 随着芯棒直径的增加，轧制的外径和内径相对圆柱度 图7相对圆柱度曲线 减小，料头尺寸基本不变，壁厚均匀性改善：当芯棒直 Fig.7 Curves of relative cylindricity 径大于4mm时，轧件的外径相对圆柱度随芯棒直径的 增加而增加，料头长度变大，轧件出现缩颈或拉断现 的壁厚越均匀.为阐明其中原因，选取无芯棒轧制状 象，轧件的内径相对圆柱度随芯棒直径的增加而减小， 态为参考来研究带d=3mm芯棒轧制空心件的过程， 轧件的壁厚均匀性随之恶化.这说明芯棒直径存在一 参考点P1和研究点P2如图8(a)所示. 个临界值，当芯棒尺寸小于该值时，空心件的壁厚随芯 图8为轧制过程中，P1、P2的各应变曲线.在1.6 棒尺寸的增加而变得均匀，即壁厚均匀性得到改善：当 s之前，由于P2对应的内壁还没有与芯棒接触，故P1、 芯棒尺寸大于该值时，空心件的壁厚均匀性随芯棒尺 P2各应变基本相同.在1.6s之后，二者应变不再一 寸的增加而恶化，主要表现为缩颈或拉断. 致.对于径向应变，P1、P2呈压缩状态，且P2径向应 3.2芯棒直径对壁厚均匀性改善的分析 变波动小，其值与P1的峰值接近，最终，P2的径向压 图7显示，当芯棒直径小于4mm时，随着芯棒直 应变略小于P1的径向压应变.P1、P2的周向应变表 径的增加，轧件内外径的相对圆柱度明显减小，即轧件 现出不同的性质，P2的周向应变在0值附近表现为拉 D 0.2a 0.3b) 0.2 0.1 -02 -0.4 -0.1 -0.5 -0.2 -0.3 -0.4 -05 1200.510152.02.53.0354.0455.0 -0.600510152.02.53.03540455.0 时间/s 时间/s 0.6c) 4[ =p1 12 0.5 P2 0.4 10 P2 0.3 8 61 0.1 3 0.1 0 0.260510古2.023035404550 0050占202站3035404550 时间s 时间s 图8P1、2应变曲线 Fig.8 Strain curves of Pl and P2
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 dmax、Dmax,轧件外径和内径沿轴向的最小值分别为 dmin 、Dmin ,则外径和内径的相对圆柱度分别为 e = dmax - dmin dmax + dmin , (5) E = Dmax - Dmin Dmax + Dmin . (6) 相对圆柱度包括了横截面和轴剖面两个方向的误 差. 外径的相对圆柱度 e 和内径的相对圆柱度 E 都 小,则说明空心件的壁厚较均匀;否则说明空心件的壁 厚是不均匀的. 图 8 P1、P2 应变曲线 Fig. 8 Strain curves of P1 and P2 按照上述定义计算的外径和内径的相对圆柱度如 图 7 所示. 仿真结果表明,当芯棒直径小于 4 mm 时, 随着芯棒直径的增加,轧制的外径和内径相对圆柱度 减小,料头尺寸基本不变,壁厚均匀性改善;当芯棒直 径大于 4 mm 时,轧件的外径相对圆柱度随芯棒直径的 增加而增加,料头长度变大,轧件出现缩颈或拉断现 象,轧件的内径相对圆柱度随芯棒直径的增加而减小, 轧件的壁厚均匀性随之恶化. 这说明芯棒直径存在一 个临界值,当芯棒尺寸小于该值时,空心件的壁厚随芯 棒尺寸的增加而变得均匀,即壁厚均匀性得到改善;当 芯棒尺寸大于该值时,空心件的壁厚均匀性随芯棒尺 寸的增加而恶化,主要表现为缩颈或拉断. 3郾 2 芯棒直径对壁厚均匀性改善的分析 图 7 显示,当芯棒直径小于 4 mm 时,随着芯棒直 径的增加,轧件内外径的相对圆柱度明显减小,即轧件 图 7 相对圆柱度曲线 Fig. 7 Curves of relative cylindricity 的壁厚越均匀. 为阐明其中原因,选取无芯棒轧制状 态为参考来研究带 d = 3 mm 芯棒轧制空心件的过程, 参考点 P1 和研究点 P2 如图 8(a)所示. 图 8 为轧制过程中,P1、P2 的各应变曲线. 在 1郾 6 s 之前,由于 P2 对应的内壁还没有与芯棒接触,故 P1、 P2 各应变基本相同. 在 1郾 6 s 之后,二者应变不再一 致. 对于径向应变,P1、P2 呈压缩状态,且 P2 径向应 变波动小,其值与 P1 的峰值接近,最终,P2 的径向压 应变略小于 P1 的径向压应变. P1、P2 的周向应变表 现出不同的性质,P2 的周向应变在 0 值附近表现为拉 ·271·