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空心鋼錠開坯鍛造工藝的制定[ 05-15 09:05 ]

空心鋼錠開坯鍛造的目的是打碎粗晶、鍛合缺陷、壓實心部、減小夾雜影響。從表4. 1可以看出墩粗、拔長和擴孔鍛合四種不同方向的空洞缺陷所需的壓下量，從圖4.2,  4.5,  4.6,  4.8不難看出，當墩粗壓下量過大時，內孔壁會產生鼓形，造成內孔直徑減少，考慮到墩粗后與后續芯軸拔長和馬杠擴孔工藝的銜接，我們即不希望空心鋼錠內壁產生折疊也不希望內壁出現鼓形，因此考慮到實際的鍛造工藝允許的墩粗壓下量，我們可以得出，在一定壓下量的墩粗下，墩粗不能鍛合軸向空洞缺陷，而且軸向缺陷有增大趨勢;拔長

驗證試驗結果分析[ 05-15 08:05 ]

用100噸油壓機對試樣進行緩慢墩粗，墩粗后的試樣用鋸床切開。圖4. 15 ( a)顯示，墩粗壓下量為40%時，軸向缺陷未能鍛合軸向缺陷且內孔發生了嚴重的畸變;從圖4. 15 (b)徑向空洞缺陷墩粗實驗可以看出，徑向缺陷已經鍛合，與模擬結果吻合;從圖4. 15 (c)可以看出，對于軸向空洞缺陷，墩粗時未能鍛合且變形后空洞變成弓形。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，如圖4. 16所示。實驗與模擬結果吻合，由

鐓粗驗證實驗的試樣設計[ 05-14 10:05 ]

本文選取典型的徑向空洞缺陷和軸向空洞缺陷進行墩粗實驗驗證[[56]墩粗壓下量選用40%。由于鉛具有典型的剛勃塑性材料的特征，且常溫變形過程與鋼在高溫下的變形過程相似，無潤滑條件下摩擦因子也相似，所以本文選用鉛進行常溫物理實驗驗證。試樣如圖7所示，空洞直徑為8mm。

拔長、擴孔對徑向空洞缺陷鍛合的影響[ 05-14 09:05 ]

由圖4.13 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達到21. 4%時，可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 433，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為-54. 5MPa。由圖4.13 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達到24. 6%時，即可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 563，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一33. 9MPa。從拔長和擴孔對球形、徑向、軸向、切向空洞缺陷鍛合模擬可以看出，在鍛造徑向缺陷時，馬杠擴孔比芯軸拔長效果更優，而

拔長、擴孔對軸向空洞缺陷鍛合的影響[ 05-14 08:05 ]

由圖4.12 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達到39. 3%時，可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 769，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為-40. 4MPa。由圖4.12 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達到37. 5%時，即可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 516，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一46. 1MPa。

拔長、擴孔對徑向空洞缺陷鍛合的影響[ 05-13 10:05 ]

由圖4.11 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達到60. 7%時，可鍛合高度為50mm的徑向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為1. 36，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一73. OMPa。由圖4.11 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達到54. 6%時，即可鍛合高度為100mm的徑向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為1. 02，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一41. OMPa。擴孔鍛合徑向空洞缺陷的能力更優。

拔長、擴孔對球形空洞缺陷鍛合的影響[ 05-13 09:05 ]

由圖4.10 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達到35. 7%時，即可鍛合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 538，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一52. 4MPa。由圖4.10 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達到32. 1%時，即可鍛合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應變為0. 566，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一40. 2MPa。

拔長、擴孔有限元模型的建立[ 05-13 08:05 ]

模擬試件尺寸為Φ900/ Φ340 X 485mm，試件材料模型使用2. 25Cr1Mo0. 25V鋼;坯料網格劃分為40000個，并對空洞部分進行細分，細分為原來的0.01;墩粗初始溫度為1200℃;摩擦設置為熱鍛無潤滑摩擦，摩擦因子為0. 7;由于變形具有對稱性故取其1/2進行研究;空洞設置為Φ10mm當量的空洞缺陷，主要研究了芯軸拔長和馬杠擴孔對球形、徑向、軸向、切向空洞缺陷鍛合的影響規律和作用效果。模型建立如圖4. 13。

鐓粗鍛造切向空洞缺陷的閉合過程[ 05-12 10:05 ]

由圖4. 8 ( a)可以看出，切向空洞缺陷的鍛合過程是比較理想的，首先空洞中間內壁先從內向外變形，空洞徑向尺寸減小，并逐步與外壁貼靠、然后才逐步向軸向方向擴展，直到完全閉合。缺陷閉合時墩粗壓下量為27. 4%，空洞缺陷閉合處等效應變為0. 408，空洞缺陷閉合處的靜水應力為壓應力，大小為一20. 8MPa，說明軸向變形能夠比較容易的鍛合切向空洞缺陷。由以上四組模擬結果不難看出空洞方向與變形方向垂直的比較容易鍛合，與變形方向平行的不容易甚至不能鍛合?？紤]到與后續芯軸拔長和馬杠擴孔工藝的銜接，軸向加載時我們即不希望空

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%，缺陷處等效應變為0. 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為0. 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為0. 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區域的難變形區。若忽略該區域的彈性變形，我們可以將I區域視為剛性區。變形力由I區域傳給II區域。II區域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產生塑性變形，所以該區域稱之為主動變形區，主動變形區的金屬向內外兩側同時流動。所以，從各區域的應力狀態可以得出，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區域的難變形區。若忽略該區域的彈性變形，我們可以將I區域視為剛性區。變形力由I區域傳給II區域。II區域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產生塑性變形，所以該區域稱之為主動變形區。所以，從各區域的應力狀態可以得出，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區域的難變形區。若忽略該區域的彈性變形，我們可以將I區域視為剛性區。變形力由I區域傳給II區域。II區域很容易滿足塑性變形的條件，因而會首先產生塑性變形，所以該區域稱之為主動變形區。區域III受區域II的變形影響而開始產生屈服，并產生塑性變形，故該區域為被動變形區。所以，從三個區域的應力狀態可以得出，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律[ 05-09 10:05 ]

相比其它力學領域，塑性力學發展比較緩慢，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表，沒有從理論方面準確描述其變形規律。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律。基本假設:1)變形過程中子午面始終保持平面狀態。

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，鉛在冷態下的塑性變形流動規律和鋼的塑性變形流動規律十分相近，鉛和室溫下模具的摩擦系數與熱態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