送進(jìn)量對(duì)鍛造軋輥殘余應(yīng)力應(yīng)變的影響

張楠 李煜彤 王昱 李曉帥

摘 要：利用有限元法模擬了軋輥在寬平砧高溫強(qiáng)壓法（WHF）在粗鍛過(guò)程中送進(jìn)量的改變對(duì)軋輥殘余應(yīng)力應(yīng)變的影響。首先利用專業(yè)的鍛造模擬軟件DEFORM建立了軋輥粗鍛過(guò)程的有限元模型，并基于WHF鍛造法的送進(jìn)量進(jìn)行了軋輥粗鍛過(guò)程中的殘余應(yīng)力應(yīng)變分析，得出了在鍛造工藝范圍內(nèi)送進(jìn)量對(duì)軋輥殘余應(yīng)力應(yīng)變的影響。結(jié)果表明：送進(jìn)量越小，釋放砧鐵后坯料承受的殘余應(yīng)力就越小，于后繼加工有利；而與殘余應(yīng)力不同的是，隨送進(jìn)量越大，坯料受壓端的中部和邊緣產(chǎn)生的殘余應(yīng)變就越大，有利于坯料中的空洞和孔隙鍛合。

關(guān)鍵詞：軋輥 鍛造 殘余應(yīng)力 殘余應(yīng)變

中圖分類號(hào)：TG31 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1672-3791（2015）08（a）-0070-03

軋輥制備過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致軋輥表面斷裂和內(nèi)部開(kāi)裂的現(xiàn)象，影響其使用壽命，同時(shí)軋輥失效會(huì)嚴(yán)重影響軋制的效率和質(zhì)量[1]。所以軋輥殘余應(yīng)力和殘余應(yīng)變的研究是成為軋輥研究的重點(diǎn)和熱點(diǎn)。H.Cho等通過(guò)比較主軸變形量和最大成型載荷的模擬值和實(shí)驗(yàn)值，評(píng)測(cè)了3D有限元分析的正確性[3]。S.K.Choi等計(jì)算出鍛造過(guò)程中的最佳進(jìn)給速度和旋轉(zhuǎn)角，提出了自由鍛鍛造環(huán)狀鍛件時(shí)使尺寸精度達(dá)到最優(yōu)的生產(chǎn)工藝條件[4]。Kiefer 和Shah研究了用平砧對(duì)鋼錠塊進(jìn)行自由鍛時(shí)，砧寬比對(duì)下壓量的影響[5]。S.K. Choi等人深入研究了八棱柱滾圓過(guò)程中下壓量、進(jìn)給速率和旋轉(zhuǎn)角度對(duì)滾圓結(jié)果的影響[6]。Evans等人為了進(jìn)一步了解熱加工過(guò)程中微觀結(jié)構(gòu)的變化情況，對(duì)鍛造過(guò)程中的金屬流動(dòng)情況和微觀結(jié)構(gòu)做出了分析[7]。廖培根等人針對(duì)大型鍛件生產(chǎn)中使用中心壓實(shí)法會(huì)產(chǎn)生中心缺陷的問(wèn)題，建立了有限元模型，分析了溫度對(duì)鍛件內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)的影響[8]。但是因?yàn)檐堓伒闹圃斐杀据^高尤其是當(dāng)軋輥的型號(hào)較大時(shí)，一般都會(huì)根據(jù)客戶需要定制，采用實(shí)驗(yàn)方法對(duì)軋輥的殘余應(yīng)力和應(yīng)變研究需要花費(fèi)大量的人力和物力、具有周期長(zhǎng)、成本高的缺點(diǎn)；而理論解則因?yàn)殄懺爝^(guò)程中的多變量和非線性的存在亦難以得到，所以數(shù)值模擬技術(shù)成為軋輥鍛造研究的主要和必然手段。

該文利用專業(yè)的鍛造模擬軟件DEFORM建立了軋輥粗鍛過(guò)程，即圓柱坯料和砧鐵的有限元模型，研究了同一坯料模型分別取不同送進(jìn)量時(shí)，鍛造過(guò)程中應(yīng)力應(yīng)變隨時(shí)間的變化情況以及卸載后殘余應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)與送進(jìn)量大小的關(guān)系，為實(shí)際軋輥的粗鍛過(guò)程的工藝設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 軋輥鍛造的基本理論

WHF鍛造法是自由鍛中應(yīng)用最廣泛的方式之一，此方法在高溫條件下利用寬平砧使坯料產(chǎn)生大變形，從而有效鍛合鋼錠中的缺陷。WHF鍛造法的最佳工藝參數(shù)：砧寬比為0.6～0.8，壓下率為20%～25%。研究采用的坯料始鍛造時(shí)H=1 500 mm，所以合適的模型首次送進(jìn)量為900～1 200 mm，下壓量為300～375 mm。

軋輥在粗鍛過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生較大的塑性變形，所以軋輥粗鍛的數(shù)值模擬應(yīng)同時(shí)考慮金屬材料的彈性形變與塑性形變，既可分析塑性成形的加載過(guò)程，又可以分析卸載過(guò)程以及鍛件內(nèi)部的殘余應(yīng)力、應(yīng)變、工件的回彈以及鍛件與砧鐵的相互作用。

當(dāng)坯料上某點(diǎn)的等效應(yīng)力達(dá)到屈服極限時(shí)，該點(diǎn)進(jìn)入塑性狀態(tài)，此時(shí)的變形包括彈性變形和塑性變形兩部分，如式（1.1）所示。

（1.1）

式中，下標(biāo)e表示彈性，p表示塑性。

在彈性階段，應(yīng)力與應(yīng)變呈線性關(guān)系，符合胡克定律，即最終的應(yīng)變僅取決于最后的應(yīng)力狀態(tài)，與變形過(guò)程無(wú)關(guān)。到了彈塑性階段，當(dāng)?shù)刃?yīng)力達(dá)到屈服極限時(shí)，應(yīng)力與應(yīng)變之間的關(guān)系開(kāi)始與變形過(guò)程有關(guān)。

2 坯料鍛造的有限元分析模型

根據(jù)對(duì)稱性原理，建立了軋輥坯料粗鍛的四分之一建立有限元模型，如圖1所示，其中砧鐵尺寸為1 200 mm×1 000 mm×100mm，坯料尺寸為φ1 500 mm×2 000 mm。軋輥坯料的各項(xiàng)力學(xué)性能如表1所示：

經(jīng)過(guò)不同大小單元邊長(zhǎng)的驗(yàn)算，最終選定邊長(zhǎng)為16 mm的四面體單元。建立四分之一坯料和砧鐵的有限元模型如圖2所示。

3 不同送進(jìn)量對(duì)殘余應(yīng)力值影響的研究

在軋輥坯料受砧鐵擠壓變形的過(guò)程中，其各個(gè)部位產(chǎn)生的應(yīng)力和應(yīng)變都不相同。為了更好的展示在不同送進(jìn)量下，坯料的橫截面上不同位置的應(yīng)力應(yīng)變變化情況，在橫截面上選取P1、P2、P3三點(diǎn)如圖2所示。P1點(diǎn)直接接觸砧鐵，受到的應(yīng)力和應(yīng)變均最大；P2點(diǎn)為坯料的受壓端中心，它受到的殘余應(yīng)力應(yīng)變決定了坯料中缺陷能不能被有效鍛合；P3點(diǎn)是坯料受壓端的外邊緣，最容易在自由鍛中產(chǎn)生拉應(yīng)力。

在DEFORM軟件中，將下壓量定為300 mm，設(shè)置每步的下壓量為10mm，所以需要設(shè)置每次下壓30步，30步之后釋放砧鐵。考慮在其他條件相同的情況下，不同送進(jìn)量對(duì)鍛造過(guò)程中軋輥內(nèi)部殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。選取送進(jìn)量分別為700 mm、800 mm和900 mm三種情況用有限元軟件DEFORM分析所得的P1、P2、P3三個(gè)點(diǎn)的應(yīng)力隨步數(shù)的變化曲線如圖3所示。

由圖3可以看出，送進(jìn)量為800 mm和900 mm的模型上P1點(diǎn)的應(yīng)力增加幅度分別在第24步和第26步之后明顯增大，而700 mm送進(jìn)量模型P1點(diǎn)的應(yīng)力基本是均勻上升的，三者的應(yīng)力都在第30步時(shí)達(dá)到最大。卸載后，900 mm送進(jìn)量的模型中P1點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為68.39 MPa，比最大值減小了69.6%；800 mm送進(jìn)量的模型中P1點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為64.43 MPa，比最大值減小了46.7%；700 mm送進(jìn)量的模型中P1點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為39.2 MPa，比最大值減小了72.3%。對(duì)比模型上應(yīng)力最大值的減小百分比可以發(fā)現(xiàn)，釋放砧鐵后700 mm送進(jìn)量的模型中P1點(diǎn)應(yīng)力值的減小趨勢(shì)更大。

三種送進(jìn)量模型在鍛壓時(shí)受壓端中心點(diǎn)P2的應(yīng)力值大小和變化趨勢(shì)幾乎相同，最大應(yīng)力都是59.2 MPa。從曲線斜率可以看出，釋放砧鐵之后，900 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)的應(yīng)力值降低速度最快，700 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)應(yīng)力值的降低速度最慢，三者的應(yīng)力值都在第34步時(shí)達(dá)到最小值，之后三種模型P2點(diǎn)應(yīng)力值的上升速度相同。40步時(shí)，900 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為33.01MPa，比第30步釋放砧鐵時(shí)降低了44.3%；800 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為35.42 MPa，比第30步時(shí)降低了40.2%；700 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)的殘余應(yīng)力值為47.78 MPa，比第30步時(shí)降低了19.3%。

三種模型中P3點(diǎn)的應(yīng)力值在鍛壓時(shí)均持續(xù)增加，釋放砧鐵后都出現(xiàn)小幅下降，然后因?yàn)閺椥孕巫兊淖饔美^續(xù)增加，且各階段的應(yīng)力值大小相差不大，說(shuō)明送進(jìn)量對(duì)P3點(diǎn)應(yīng)力值的影響較小。

可以看出，就整體而言，送進(jìn)量越小，釋放砧鐵后坯料產(chǎn)生的殘余應(yīng)力就越小。

4 不同送進(jìn)量對(duì)殘余應(yīng)變值影響的研究

分析不同送進(jìn)量對(duì)殘余應(yīng)變的影響，取相同位置的三個(gè)追蹤點(diǎn)P1、P2、P3進(jìn)行模擬計(jì)算分析，得到這三個(gè)點(diǎn)的應(yīng)變值隨步數(shù)的變化曲線如圖4所示。

由圖4可以看出，三種送進(jìn)量情形下模型受壓端邊緣P1點(diǎn)的應(yīng)變值均逐漸上升，卸載之后，最終的殘余應(yīng)變值大小趨于相同?？梢?jiàn)送進(jìn)量的大小對(duì)P1點(diǎn)的殘余應(yīng)變值影響很小。

900 mm送進(jìn)量模型受壓端中心P2點(diǎn)的殘余應(yīng)變值最大，為0.301 m，700 mm送進(jìn)量模型P2點(diǎn)的殘余應(yīng)變值最小，為0.273 m?？梢钥闯?，殘余應(yīng)變值大小與送進(jìn)量大小的關(guān)系約成正比。

900 mm送進(jìn)量模型受壓端外邊緣P3點(diǎn)的殘余應(yīng)變值最大，為0.0134 m，700 mm送進(jìn)量模型P3點(diǎn)的殘余應(yīng)變值最小，為0.0112 m，殘余應(yīng)變值大小與送進(jìn)量大小的關(guān)系同樣約成正比。

有限元軟件DEFORM中的應(yīng)變值采用的是真實(shí)應(yīng)變值，反映了模型中真實(shí)的形變情況，所以由以上三個(gè)追蹤點(diǎn)的應(yīng)變變化曲線可以看出，模型上P1點(diǎn)的殘余應(yīng)變值與送進(jìn)量大小關(guān)系不大，而P2和P3兩點(diǎn)的殘余應(yīng)變與送進(jìn)量的大小成正比，送進(jìn)量越大，殘余應(yīng)變也越大。所以想要得到更大的內(nèi)部變形量來(lái)鍛合坯料中的空洞和孔隙，就需要選擇較大的送進(jìn)量。

5 結(jié)論

該文利用有限元軟件DEFORM模擬了采用WHF鍛造法粗鍛軋輥的過(guò)程，得到了在其它參數(shù)取最佳工藝值的范圍內(nèi)時(shí)送進(jìn)量的變化對(duì)殘余應(yīng)力和殘余應(yīng)變的影響，結(jié)果表明：送進(jìn)量越小，釋放砧鐵后坯料承受的殘余應(yīng)力就越小，于后繼加工有利；送進(jìn)量越大，坯料受壓端的中部和邊緣受到的殘余應(yīng)變就越大，有利于鍛合坯料中的空洞和孔隙。所以，在滿足對(duì)送進(jìn)量最基本要求的同時(shí)，需要選擇合適的送進(jìn)量來(lái)保證鍛件在殘余應(yīng)力較小的同時(shí)獲得鍛件內(nèi)部更好的變形量。

參考文獻(xiàn)

[1] 賈建平.中國(guó)軋輥制造業(yè)技術(shù)現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)（上）[J].中國(guó)鋼鐵業(yè)，2008（9）：24-27.

[2] 文鐵錚，郭玉珍.冶金軋輥技術(shù)特性概論[M].石家莊：河北科學(xué)技術(shù)出版社，1995：36-37.

[3] H Cho， G Ngaile， T Altan. 3D Finite Element Analysis of Orbital Forming and Inverse Analysis for Determination of Flow Stress of the Workpiece [J]. AIP conference proceedings，2004：1502-1507.

[4] S. K. Choi， M. S. Chun， C. J. Van Tyne， et al. Optimization of open die forging of round shapes using FEM analysis [J].Journal of Materials Processing Technology，2005，172（1）：88-95.

[5] B. V. Kiefer， K. N. Shah. Three-dimensional simulation of open-die Press Forging [J].Journal of Engineering Materials Technology，1990，112（4）：477-485.

[6] R. W. Evans. Modelling of the Hot-working of High Performance Alloys[J].Key Engineering Materials，1992，246（77）：227-240.

[7] 廖培根，方剛，雷麗萍，等.大鍛件中心壓實(shí)法（JTS）鍛造過(guò)程有限元分析[J].鍛壓技術(shù)，2007，32（6）：43-46.