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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，變形時空洞徑向遠端和徑向近端同時向外流動，并且在高度一半處徑向遠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%，缺陷閉合處等效應變?yōu)?. 644,缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小約為-30MPa，表明徑向空洞缺陷在墩粗達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力變化情況可以看出，閉合前后四個極點始終受靜水壓應力作用，但是，在缺陷閉合處產生一個靜水壓應力突變點，因此，可以用四個極點靜水應力發(fā)生突變的點作為缺陷閉合的判據。球型缺陷閉合時所需的墩粗壓下量為40. 2%，缺陷閉合處等效應變?yōu)?. 695，缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，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。空洞型缺陷按方向性常分為四類: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;坯料網格劃分為40000個，并對空洞部分進行細分，

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，一般認為，空心鋼錠最終凝固位置越遠離內壁，則表明鋼錠內表面冷速越快，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表面40%以上壁厚處，而我國生產的空心鋼錠一般在距離內表面三分之一處。在所有缺陷當中空洞型缺陷是空心鋼錠內部缺陷的重要形式，川崎制鋼解剖實驗數據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H/t<2時(圖3. 39，此時中性層大于內徑，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)的金屬向內外兩側同時流動。所以，從各區(qū)域的應力狀態(tài)可以得出，當H/t<2時的筒體墩粗時，筒體外形的變形特征為內、外表面產生雙鼓形。物理實驗與模擬結果很好的驗證了上述剛塑性力學模型的正確性。當內孔壁產生嚴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)域的應力狀態(tài)可以得出，當H/t=2的筒體墩粗時，筒體外形變形特征為內孔壁凹陷與鼓形都不明顯，只是內徑略有減小、外表面產生鼓形。物理實驗與模擬結果很好的驗證了上述剛塑性力學模型的正確性。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H/t>2時(圖3. 37，此時中性層小于內徑，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生屈服，并產生塑性變形，故該區(qū)域為被動變形區(qū)。所以，從三個區(qū)域的應力狀態(tài)可以得出，當H/t>2的筒體墩粗時，筒體外形變形特征為高度1/2的內孔壁處產生凹陷、外表面產生鼓形。數值模擬和物理實驗結果很好的驗證

筒體墩粗時的金屬流動規(guī)律[ 05-09 10:05 ]

相比其它力學領域，塑性力學發(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在的變形規(guī)律進行準確描述。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力場描述。對于普通平板間的筒體墩粗，大部分學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系，對應力場的描述未見公開發(fā)表，沒有從理論方面準確描述其變形規(guī)律。本文從剛塑性力學模型入手，對筒體墩粗的應力場進行描述，從應力場角度描述了圓筒墩粗時的變形規(guī)律?；炯僭O: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 ]

為驗證上述數值模擬結果的可靠性，本文設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，內孔壁的凹陷和鼓形都在可控范圍內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范圍內時，空心鋼錠墩粗后內孔形狀比較理想。    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，然后再反復墩拔或反復墩

溫度對空心鋼錠鐓粗變形的影響[ 05-08 10:05 ]

考慮到溫度效應可能對空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產生影響，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%。由以數值上模擬結果可以看出，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，空心鋼錠內鼓的失穩(wěn)傾向降低，但內凹失穩(wěn)變化不明顯。H/t=1. 5的空心鋼錠，減小摩擦后內鼓減小;H/t=2. 5和3的空心鋼錠減小摩擦后對鋼錠內凹失穩(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、摩擦因子與溫度對空心鋼錠墩粗變形的影響[ 05-08 08:05 ]

尺寸效應對空心鋼錠墩粗變形的影響考慮到尺寸效應可能對空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產生影響，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。    由以上數值模擬結果可以看出，大模型的變形流動規(guī)律和等效應變分布與小模型一致，因此，小模型的數值模擬結果可以用于指導大模型，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時變形開始時有內孔壁凹陷的趨勢，隨著變形量的增加，空心鋼錠內孔壁凹陷越來越嚴重，同時變形不均勻程度也增大，凹陷不嚴重時，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變圖:    由圖3. 15,  3. 16,

鐓粗模擬分析結果（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變圖：由圖3. 10,  3. 11,  3. 12和3.

鐓粗模擬分析結果（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，內孔直徑不斷減小，空心鋼錠內外表面產生鼓型，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文件并導入到DEFORM前處理中，網格劃分選用軟件默認的自適應網格劃分，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)境溫度設定為室溫20℃，熱對流系數選取為0. 02W/ (mzK)。上砧壓下速率設定為1