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鐓粗軸向空洞缺陷在50%變形量下的變化過程[ 05-12 09:05 ]

由圖4. 6 ( a)可以看出，軸向空洞缺陷的變形過程:沿長軸方向長度隨著砧子的下壓逐漸變短，而在短軸方向隨砧子的下壓逐步長大并呈彎弓形，中部呈現(xiàn)脹大趨勢，軸向空洞缺陷最終沒有閉合。此時墩粗壓下量為50%，缺陷處等效應(yīng)變?yōu)?. 564。由圖4. 7的速度流線可以看出，對于軸向空洞缺陷，變形時空洞徑向遠(yuǎn)端和徑向近端同時向外流動，并且在高度一半處徑向遠(yuǎn)端部分流動速度比徑向近端部分流動速度快，此處空洞缺陷有增大的趨勢，軸向變形不能夠鍛合軸向空洞缺陷。

徑向空洞缺陷的閉合過程[ 05-12 08:05 ]

由圖4. 5 ( a)可以看出徑向缺陷的閉合過程是在軸向力作用下，短軸方向逐漸變小，最終達(dá)到空洞閉合的過程。此時墩粗壓下量為37. 7%，缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 644,缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小約為-30MPa，表明徑向空洞缺陷在墩粗達(dá)到一定變形量也可以鍛合。

鐓粗鍛合空洞缺陷的球形空洞缺陷的閉合過程[ 05-11 10:05 ]

由圖4. 2 (a)可以看出，球型缺陷閉合過程是軸向尺寸逐漸變小，徑向尺寸增加，然后軸向貼合在一起，最終缺陷焊合。由圖4. 4四個極點的靜水應(yīng)力變化情況可以看出，閉合前后四個極點始終受靜水壓應(yīng)力作用，但是，在缺陷閉合處產(chǎn)生一個靜水壓應(yīng)力突變點，因此，可以用四個極點靜水應(yīng)力發(fā)生突變的點作為缺陷閉合的判據(jù)。球型缺陷閉合時所需的墩粗壓下量為40. 2%，缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 695，缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一18. 5MPa，球形缺陷在較大的墩粗變形量下能夠鍛合。

墩粗有限元模型的建立[ 05-11 09:05 ]

從理論上講，空心鋼錠最后凝固位置約在壁厚的1/2處，此處存在倒“V”型偏析和空洞型缺陷?？斩葱腿毕莅捶较蛐猿７譃樗念?球型空洞缺陷、軸向空洞缺陷、徑向空洞缺陷和切向空洞缺陷。按與變形力的相對方向來說則可以分為兩類:與變形力方向平行的空洞缺陷和與變形力方向垂直的空洞缺陷。本文選用Deform-3D數(shù)值模擬軟件，采用三維熱藕合剛勃塑性有限元模型，試件材料模型選用2. 25Cr1Mo0. 25V鋼，模擬試件尺寸為Φ900/Φ340 X 485mm;坯料網(wǎng)格劃分為40000個，并對空洞部分進行細(xì)分，

空心鋼錠空洞鍛合研究與開坯鍛造工藝制定[ 05-11 08:05 ]

空心鋼錠壁厚芯部由于最后凝固，因此該位置必然存在鑄態(tài)缺陷，解剖實驗資料表明，空心鋼錠主要缺陷都會集中在鋼錠最終凝固點的環(huán)向截面上，一般認(rèn)為，空心鋼錠最終凝固位置越遠(yuǎn)離內(nèi)壁，則表明鋼錠內(nèi)表面冷速越快，鋼錠中的疏松、縮孔和粗晶混晶就會盡可能得到避免，夾雜和宏觀偏析情況也會得到一定程度的改善，鋼錠質(zhì)量也就越好，川崎制鋼所制造的空心鋼錠最終凝固點在距離內(nèi)表面40%以上壁厚處，而我國生產(chǎn)的空心鋼錠一般在距離內(nèi)表面三分之一處。在所有缺陷當(dāng)中空洞型缺陷是空心鋼錠內(nèi)部缺陷的重要形式，川崎制鋼解剖實驗數(shù)據(jù)顯示空心鋼錠最終凝固點位置處

高厚比H/t<2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 10:05 ]

當(dāng)H/t<2時(圖3. 39，此時中性層大于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動變形區(qū)，主動變形區(qū)的金屬向內(nèi)外兩側(cè)同時流動。所以，從各區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t<2時的筒體墩粗時，筒體外形的變形特征為內(nèi)、外表面產(chǎn)生雙鼓形。物理實驗與模擬結(jié)果很好的驗證了上述剛塑性力學(xué)模型的正確性。當(dāng)內(nèi)孔壁產(chǎn)生嚴(yán)重鼓形時不利于與后續(xù)的芯軸拔長

高厚比H/t=2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 09:05 ]

當(dāng)H/t=2時(圖3. 38，此時中性層處于臨界狀態(tài)即中性層直徑等于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動變形區(qū)。所以，從各區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t=2的筒體墩粗時，筒體外形變形特征為內(nèi)孔壁凹陷與鼓形都不明顯，只是內(nèi)徑略有減小、外表面產(chǎn)生鼓形。物理實驗與模擬結(jié)果很好的驗證了上述剛塑性力學(xué)模型的正確性。對H/t=2(或者在較小的浮動范圍

高厚比H/t>2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 08:05 ]

當(dāng)H/t>2時(圖3. 37，此時中性層小于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動變形區(qū)。區(qū)域III受區(qū)域II的變形影響而開始產(chǎn)生屈服，并產(chǎn)生塑性變形，故該區(qū)域為被動變形區(qū)。所以，從三個區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t>2的筒體墩粗時，筒體外形變形特征為高度1/2的內(nèi)孔壁處產(chǎn)生凹陷、外表面產(chǎn)生鼓形。數(shù)值模擬和物理實驗結(jié)果很好的驗證

筒體墩粗時的金屬流動規(guī)律[ 05-09 10:05 ]

相比其它力學(xué)領(lǐng)域，塑性力學(xué)發(fā)展比較緩慢，很多問題不僅不能求解，甚至都不能進行定性分析，對于有些問題不能對其內(nèi)在的變形規(guī)律進行準(zhǔn)確描述。對于圓柱體墩粗，很多著作都是求解變形力，劉助柏老師對平板間圓柱體墩粗進行了應(yīng)力場描述。對于普通平板間的筒體墩粗，大部分學(xué)者從實驗和模擬的角度表征了摩擦、形狀因子與最終變形形狀的關(guān)系，對應(yīng)力場的描述未見公開發(fā)表，沒有從理論方面準(zhǔn)確描述其變形規(guī)律。本文從剛塑性力學(xué)模型入手，對筒體墩粗的應(yīng)力場進行描述，從應(yīng)力場角度描述了圓筒墩粗時的變形規(guī)律。基本假設(shè):1)變形過程中子午面始終保持平面狀態(tài)。

空心鋼錠鐓粗的實驗驗證[ 05-09 09:05 ]

為驗證上述數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，本文設(shè)計用鉛試樣進行空心鋼錠墩粗模擬的驗證。鉛具有典型的剛勃塑性材料特征、硬度低、無需加熱等特點，鉛在冷態(tài)下的塑性變形流動規(guī)律和鋼的塑性變形流動規(guī)律十分相近，鉛和室溫下模具的摩擦系數(shù)與熱態(tài)下鋼和模具的摩擦因子都在0.45-0.7之間，因此鉛適合用于鋼高溫鍛造的常溫驗證性實驗。綜合對比各種常溫物理實驗的優(yōu)缺點，選用鉛對空心鋼錠墩粗工藝進行常溫物理模擬具有較高的可信度。選取的尺寸比例為D/t=3, H/t分別為1. 5, 2, 2. 5的空心鋼錠進行實驗驗證。鑄造模具選用實驗室專用鑄模，

空心鋼錠的適鍛范圍和最大許可壓下量[ 05-09 08:05 ]

通過對上述表3. 1的五組尺寸比例的空心鋼錠進行模擬計算，并對結(jié)果進行分析和擬合，可以粗略的得出空心鋼錠的墩粗適用范圍，如圖3. 40所示。在此范圍內(nèi)的空心鋼錠墩粗后，不影響后續(xù)的拔長和擴孔工藝的實施，內(nèi)孔壁的凹陷和鼓形都在可控范圍內(nèi)即凹陷和鼓形都可以在后續(xù)的芯軸拔長或馬杠擴孔過程中被壓平，其中H/t在2到2. 5范圍內(nèi)時，空心鋼錠墩粗后內(nèi)孔形狀比較理想。    對于空心鋼錠的鍛造，考慮到制坯過程需要鍛合空洞缺陷、壓實疏松，可能不能直接墩粗，而是需要先拔長或擴孔，然后再反復(fù)墩拔或反復(fù)墩

溫度對空心鋼錠鐓粗變形的影響[ 05-08 10:05 ]

考慮到溫度效應(yīng)可能對空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，選用1200℃ ,  1100℃ ,1000℃ , 900℃四組不同溫度，對D/t=4, H/t=3的模型進行對比模擬分析，壓下量為20%。由以數(shù)值上模擬結(jié)果可以看出，不同溫度下的空心鋼錠墩粗后變形效果基本一致，因此，溫度對空心鋼錠墩粗時金屬的流動規(guī)律影響不明顯。

摩擦因子對空心鋼錠墩粗變形的影響[ 05-08 09:05 ]

考慮到摩擦因子可能對空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，選用熱鍛干摩擦因子0. 7與有潤滑的摩擦因子0. 3兩組摩擦因子，對D/t=4, H/t=1. 5,2.5、3的模型進行對比模擬分析。由于增加潤滑，摩擦因子降低，在墩粗時端面金屬流動受阻減小，在同等壓下量下，空心鋼錠內(nèi)鼓的失穩(wěn)傾向降低，但內(nèi)凹失穩(wěn)變化不明顯。H/t=1. 5的空心鋼錠，減小摩擦后內(nèi)鼓減小;H/t=2. 5和3的空心鋼錠減小摩擦后對鋼錠內(nèi)凹失穩(wěn)的改善作用不大。因此，在實際空心鋼錠墩粗過程中，對于H/t=1. 5的空心鋼錠，若能降低鋼錠端面與工模具之間的

尺寸效應(yīng)、摩擦因子與溫度對空心鋼錠墩粗變形的影響[ 05-08 08:05 ]

尺寸效應(yīng)對空心鋼錠墩粗變形的影響考慮到尺寸效應(yīng)可能對空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，因此，把小模型放大20倍進行研究，選取D/t=4, H/t=3, 2.5兩組尺寸比例的模型進行對比分析。      (1) H/t=3，壓下量為20%時，小模型與大模型的墩粗對比。    由以上數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，大模型的變形流動規(guī)律和等效應(yīng)變分布與小模型一致，因此，小模型的數(shù)值模擬結(jié)果可以用于指導(dǎo)大模型，空心鋼錠的墩粗變形主要受錠型的尺寸比例的影響與錠

鐓粗模擬分析結(jié)果（5）[ 05-07 10:05 ]

高度H/壁厚t=4外徑D/壁厚t分別取5, 6時的模擬結(jié)果(1) D/t=5時空心鋼錠分別在20%, 25%, 30%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(2) D/t=6時空心鋼錠分別在20%, 25%, 30%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:    由圖3. 20和3. 21可以看出，在H/t=4時，不同D/t的空心鋼錠變形趨勢一致。H/t=4時變形開始時有內(nèi)孔壁凹陷的趨勢，隨著變形量的增加，空心鋼錠內(nèi)孔壁凹陷越來越嚴(yán)重，同時變形不均勻程度也增大，凹陷不嚴(yán)重時，在拔長和擴孔工序中可以將凹陷壓平，凹

鐓粗模擬分析結(jié)果（4）[ 05-07 09:05 ]

高度H/壁厚t=3外徑D/壁厚t分別取3, 4,  5,  6時的模擬結(jié)果(1) D/t=3時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(2) D/t=4時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(3 ) D/t=5時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(4) D/t=6時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:    由圖3. 15,  3. 16,

鐓粗模擬分析結(jié)果（3）[ 05-07 08:05 ]

高度H/壁厚t=2. 5外徑D/壁厚t分別取3, 4,  5,  6時的模擬結(jié)果(1) D/t=3時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖：(2) D/t=4時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖：(3 ) D/t=5時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖：(4) D/t=6時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖：由圖3. 10,  3. 11,  3. 12和3.

鐓粗模擬分析結(jié)果（2）[ 05-06 10:05 ]

高度H/壁厚t=2外徑D/壁厚t分別取3, 4, 5, 6時的模擬結(jié)果(1) D/t=3時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(2) D/t=4時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖：(3 ) D/t=5時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(4) D/t=6時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:    由圖3. 5和3. 6可以看出，在H/t=2時，D/t=3和D/t

鐓粗模擬結(jié)果分析[ 05-06 09:05 ]

高度H/壁厚t=1.5外徑D/壁厚t分別取3, 4時的模擬結(jié)果(1) D/t=3時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(2) D/t=4時空心鋼錠分別在20%, 30%, 40%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:    由圖3.2 (a)可知，空心鋼錠墩粗變形可以分為I難變形區(qū)、II小變形區(qū)和III大變形區(qū)。由圖3. 2 ,圖3. 3可以看出，H/t=1. 5時隨著變形量的增加，內(nèi)孔直徑不斷減小，空心鋼錠內(nèi)外表面產(chǎn)生鼓型，從而不利于后續(xù)的拔長或擴孔工藝的實施;隨著

鐓粗有限元模型建立[ 05-06 08:05 ]

以Deform-3D軟件作為數(shù)值模擬平臺，采用三維剛塑性有限元模型，上、下模和空心鋼錠由PRO/E軟件生成STL文件并導(dǎo)入到DEFORM前處理中，網(wǎng)格劃分選用軟件默認(rèn)的自適應(yīng)網(wǎng)格劃分，試件材料模型使用2. 25Cr 1Mo0. 25V鋼;墩粗模擬時鍛件初始溫度為1200℃，模具溫度為300℃ ,摩擦因子(熱鍛無潤滑條件下)選取0. 7，實體間接觸傳熱在鍛造過程中選取11W/ (m2K)，在停鍛過程中取為1W/ (m2K)，周圍環(huán)境溫度設(shè)定為室溫20℃，熱對流系數(shù)選取為0. 02W/ (mzK)。上砧壓下速率設(shè)定為1