大鍛件KD壓實(shí)鍛造工藝模擬研究

徐明昊 王敬禹 劉建紅

(天津重型裝備工程研究有限公司，天津 300457)

大型鍛件制造難度大，一直是重型裝備制造業(yè)的代表性產(chǎn)品。鍛件心部質(zhì)量是影響鍛件使用性能的重要因素。鍛造過程中，如果鍛件拔長(zhǎng)火次工藝不當(dāng)，會(huì)造成鍛件心部鍛不透，無法完全消除心部孔穴、疏松等缺陷，影響鍛件的使用性能。

鍛件心部壓實(shí)方法主要有JTS法、FM法、WHF法和KD法等，其中KD法主要利用寬砧、大壓下量達(dá)到壓實(shí)鍛件心部的效果。迄今，國(guó)內(nèi)多家高校和企業(yè)已對(duì)大鍛件中心壓實(shí)工藝進(jìn)行了云紋法和數(shù)值法模擬研究[1～5]，系統(tǒng)地分析了JTS法、FM法和WHF法等中心壓實(shí)工藝的作用、機(jī)理和工藝參數(shù)的影響，但是缺乏針對(duì)KD法的模擬研究。

為了搞清KD法鍛造時(shí)的金屬變形規(guī)律，找出合理的工藝參數(shù)，本文采用數(shù)值模擬的方法研究了大鍛件鍛造過程中鍛造溫度、砧寬和布砧方式等工藝參數(shù)對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響，為實(shí)際生產(chǎn)工藝提供理論基礎(chǔ)。

1 研究方法和模擬條件

清華大學(xué)的陳迎亮等人[6]通過云紋實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對(duì)大型筒體鍛造過程中的工藝參數(shù)對(duì)變形規(guī)律的影響進(jìn)行了研究。實(shí)驗(yàn)表

明，通過數(shù)值模擬方法得到的結(jié)果與云紋法實(shí)驗(yàn)的結(jié)果相吻合。因此，采用數(shù)值模擬的方法能夠有效地反應(yīng)出鍛造工藝參數(shù)對(duì)鍛件變形規(guī)律的影響。

本文采用數(shù)值模擬的方法，研究KD壓實(shí)鍛造工藝參數(shù)對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響規(guī)律。模擬對(duì)象為1 580 mm軋機(jī)R2支承輥，材質(zhì)為45Cr4NiMoV，鍛件毛坯KD壓實(shí)前直徑為?2 700 mm，KD壓實(shí)后直徑為?1 900 mm，鍛造附具為上下V型砧。鍛造過程示意圖如圖1所示。

材料模型本構(gòu)方程采用Arrhenius關(guān)系描述，通過Gleeble熱力模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)45Cr4NiMoV材料進(jìn)行不同溫度下的壓縮試驗(yàn)，以試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，得到45Cr4NiMoV材料的數(shù)學(xué)模型[7]。在鍛造過程中，上下V型砧基本不會(huì)發(fā)生變形，因此可認(rèn)為其材料為剛性。設(shè)定鍛件溫度初始值為1 200℃，鍛造附具溫度為室溫。

圖1 KD壓實(shí)過程示意圖Figure 1 The schematic drawing of KD compaction process

使用上述數(shù)值模擬模型研究KD壓實(shí)鍛造工藝中溫度、砧寬和布砧方式等工藝參數(shù)對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響，以便為KD壓實(shí)鍛造工藝提供理論依據(jù)。

2 KD壓實(shí)過程模擬及分析

2.1 鍛造溫度場(chǎng)對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響

在大鍛件鍛造過程中，變形與溫度之間存在相互作用和相互影響的關(guān)系，因此在模擬鍛造過程中，考慮鍛造溫度場(chǎng)的變化，能夠提高模擬的精度[8]。由于不同溫度場(chǎng)對(duì)鍛件質(zhì)量影響有區(qū)別，通過調(diào)整鍛件表面與環(huán)境的換熱系數(shù)和熱交換時(shí)間[9]，分別模擬鍛件在以下三種溫度場(chǎng)中KD壓實(shí)的鍛造過程：

(1)不考慮任何熱交換的均勻溫度場(chǎng)；

(2)鍛件與空氣及附具存在熱交換的溫度場(chǎng)；

(3)假設(shè)KD壓實(shí)過程在鐓粗完成后進(jìn)行，此時(shí)鍛件與空氣已進(jìn)行一定時(shí)間熱交換，鍛件與空氣及附具仍存在熱交換的溫度場(chǎng)。

在KD壓實(shí)后的鍛件中心軸線上做剖面，鍛件心部等效應(yīng)變平面分布如圖2所示。

圖2 不同溫度場(chǎng)下KD壓實(shí)后鍛件心部等效應(yīng)變分布圖Figure 2 The diagram of equivalent strain distribution of the forging core after KD compaction under different temperature fields

KD壓實(shí)后鍛件心部的最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力值如表1所示。

表1 不同溫度場(chǎng)下鍛件心部最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力值Table 1 Maximum equivalent strain values and maximum equivalent stress values of the forging core under different temperature fields

從圖2和表1可以看出，在鍛造溫度場(chǎng)(1)中，KD壓實(shí)后鍛件心部的最大等效應(yīng)變值和最大等效應(yīng)力值均為三種溫度場(chǎng)下的最小值，且溫度場(chǎng)(1)中鍛件心部最大等效應(yīng)變區(qū)F明顯小于溫度場(chǎng)(2)和溫度場(chǎng)(3)中鍛件心部最大等效應(yīng)變區(qū)I的面積。說明溫度場(chǎng)(3)中鍛件心部KD壓實(shí)效果最好，溫度場(chǎng)(2)次之，溫度場(chǎng)(1)最差。

在不同鍛造溫度場(chǎng)中，鍛件KD壓實(shí)后心部的等效應(yīng)變分布呈現(xiàn)一定的規(guī)律性。當(dāng)鍛件心部處于高溫狀態(tài)下且與鍛件外部具有一定溫度差時(shí)，會(huì)形成一定厚度的低溫區(qū)，低溫區(qū)厚度越厚，KD壓實(shí)后鍛件心部等效應(yīng)變值越大，分布區(qū)域越廣，鍛件心部的壓實(shí)效果越好。直觀的辨別方法是：鍛件KD壓實(shí)后，鍛件自由端面的“鼓肚”越大，說明鍛件心部的壓實(shí)效果越好。

2.2 上下V型砧砧寬對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響

在保證其它模擬條件一致的前提下，采用不同寬度的上下V型砧，不僅對(duì)鍛件KD壓實(shí)的變形規(guī)律有影響，而且對(duì)壓實(shí)后鍛件心部的質(zhì)量也有影響。分別采用1 200 mm和1 500 mm寬度的上下V型砧模擬鍛件KD壓實(shí)的鍛造過程。鍛件心部等效應(yīng)變分布如圖3所示。鍛件心部最大等效應(yīng)變值和最大等效應(yīng)力值如表2所示。通過分析壓實(shí)后鍛件心部的等效應(yīng)變和等效應(yīng)力，確定最合適的上下V型砧砧寬。

圖3 不同砧寬KD壓實(shí)后鍛件心部等效應(yīng)變分布圖Figure 3 The diagram of equivalent strain distribution of the forging core after KD compaction under different anvil widths

砧寬/mm1 5001 200最大等效應(yīng)變最大等效應(yīng)力/MPa1.9553.51.753.1

表3 不同布砧方式鍛件心部最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力值Table 3 Maximum equivalent strain values and maximum equivalent stress values of the forging core under different anvil distribution modes

KD壓實(shí)后的模擬結(jié)果顯示，采用1 500 mm砧寬KD壓實(shí)的鍛件心部等效應(yīng)變和等效應(yīng)力最大值均大于采用1 200 mm砧寬KD壓實(shí)的最大

值。且采用1 500 mm砧寬KD壓實(shí)后，鍛件心部的最大等效應(yīng)變區(qū)的面積亦大于采用1 200 mm砧寬KD壓實(shí)后的面積。因此，采用1 500 mm砧寬KD壓實(shí)的鍛件心部質(zhì)量要好于采用1 200 mm砧寬KD壓實(shí)后鍛件的心部質(zhì)量。

針對(duì)本文模擬的鍛件模型，采用1 500 mm砧寬KD壓實(shí)的砧寬比約為0.55，采用1 200 mm砧寬KD壓實(shí)的砧寬比約為0.44。由此可見，KD壓實(shí)下砧寬比大的鍛件心部的質(zhì)量更好，因此適當(dāng)?shù)奶岣逰D壓實(shí)的砧寬比有利于獲得較好的鍛件心部質(zhì)量。

2.3 布砧方式對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響

KD壓實(shí)屬于鍛造拔長(zhǎng)過程，因此不同的布砧方式對(duì)鍛件心部質(zhì)量會(huì)產(chǎn)生不同的影響。針對(duì)不同的布砧方式，分別模擬水口布砧、冒口布砧和水冒口交替布砧方式對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響。圖4所示為不同布砧方式下鍛件心部的等效應(yīng)變分布圖。表3列出不同布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)變和最大等效應(yīng)力值。

從圖4可以看出，冒口布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)變區(qū)偏于鍛件的冒口端，水口布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)變區(qū)偏于鍛件的水口端，而水冒口交替布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)變區(qū)幾乎位于鍛件的中心。比較表3中的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，冒口布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)力值最大，而水口布砧方式下鍛件心部的最大等效應(yīng)變值最大。

KD壓實(shí)過程中，鍛件的水口端相當(dāng)于自由端，而鍛件的冒口鉗把端近似為剛端，因此水口布砧方式時(shí)鍛件的水口端變形量更大，水口端心部等效應(yīng)變更大。而冒口布砧方式時(shí)鍛件的冒口端

圖4 不同布砧方式下鍛件心部等效應(yīng)變分布圖Figure 4 The diagram of equivalent strain distribution of the forging core after KD compaction under different anvil distribution modes

變形量小，冒口端心部等效應(yīng)變稍小，但是等效應(yīng)力值更大。綜合衡量等效應(yīng)力和等效應(yīng)變對(duì)鍛件心部質(zhì)量的影響，采用水冒口交替布砧方式時(shí)KD壓實(shí)后鍛件心部的質(zhì)量最好。

由上述分析結(jié)果可知，在鍛件KD壓實(shí)過程中，應(yīng)對(duì)鍛造溫度、V型砧砧寬和布砧方式等工藝參數(shù)進(jìn)行綜合考量，并根據(jù)不同的鍛件對(duì)工藝參數(shù)進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整，以達(dá)到最佳的鍛件心部壓實(shí)效果。

3 結(jié)論

(1)KD壓實(shí)鍛造過程中，在保證鍛件心部高溫的前提下，應(yīng)確保鍛件外部和心部存在一定的溫度梯度。隨著溫度梯度的增大，KD壓實(shí)后鍛件心部的等效應(yīng)變和等效應(yīng)力均增大，心部大變形區(qū)域亦增大，有利于鍛件心部的壓實(shí)。在實(shí)際生產(chǎn)中，應(yīng)盡量將鐓粗和KD壓實(shí)過程控制在一個(gè)火次內(nèi)完成，既能保證鍛件鐓粗的質(zhì)量，又能為KD壓實(shí)提供合適的溫度場(chǎng)，增強(qiáng)KD壓實(shí)的效果。

(2)選擇1 500 mm砧寬的V型砧能夠提高KD壓實(shí)過程的砧寬比，增大鍛件心部的等效應(yīng)變和等效應(yīng)力，獲得更好的鍛件心部壓實(shí)效果。

(3)在KD壓實(shí)過程中，采用水冒口交替布砧的方式，鍛件心部的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變分布更合理，與其它布砧方式比較，鍛件心部的質(zhì)量更好。

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