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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、II小變形區和III大變形區。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

金屬塑性有限元的發展歷程概述[ 05-05 10:05 ]

在金屬成形工藝方法中，金屬塑性加工是其重要的方法之一，金屬塑性加工具有效率高、節約原材料、可以有效地改善金屬力學性能和組織等優點。因此，塑性加工被廣泛地應用于制造業之中，是制造業中的一個重要分支。據統計，全世界四分之三的鋼材都需要經過塑性加工后才能使用，在我們所熟知的汽車工業中鍛件和沖壓件數量約占汽車總零件數的五分之三以上，在航空航天、重型機械、軍工等工業領域也占有相當大的比重。    傳統的金屬加工主要借鑒以往經驗和試錯的方法進行工藝制定和工模具設計，因此，產品的新工藝和工模具的開發

終鍛時晶粒的變化情況[ 05-05 09:05 ]

圖5-8為終鍛結束時坯料的平均晶粒尺寸分布圖。從圖中可看出，有29.10%的區域還保持初始晶粒尺寸，較預鍛結束時的17.05%，還提高了11.95%。其主要原因是在終鍛時飛邊部位金屬由于金屬流動受較大摩擦力緣故會產生大量變形熱從而使得該部位的金屬溫度升高，促進了晶粒長大，從而使的鍛件的整體平均晶粒尺寸由預鍛結束時的151um上升至15 5um。但這部分大的晶粒主要在飛邊區，對鍛件的性能影響不大。圖5-9為終鍛結束時幾個典型截面上的平均晶粒尺寸分布。從圖中可以看出，終鍛結束時大頭部區域的平均晶粒尺寸主要在135~16

預鍛時晶粒的變化情況[ 05-05 08:05 ]

預鍛結束時坯料的平均晶粒尺寸分布如圖5-7所示。由圖可知，桿部區域的晶粒尺寸主要在100~110um之間，晶粒在預鍛時得到細化，對于提高連桿的疲勞強度十分有益。小頭部區域的晶粒也得到細化，其晶粒尺寸主要在135~145um之間。預鍛結束后，還保持初始晶粒尺寸的區域減小到17.05%，較輥鍛結束時減少了27.91%。預鍛結束后，坯料的整體平均晶粒尺寸為151um,較輥鍛結束時減小了7um。

優化后連桿成形過程有限元模擬[ 05-04 10:05 ]

上節中所得的優化輥鍛毛坯是按照優化面積法所得，并且直接將其作為始毛坯進行數值模擬，未考慮輥鍛過程的影響，因此需要對其進行四道次輥鍛有限元模擬與預鍛、終鍛模擬，以保證數值模擬的可靠性。參照第三章的輥鍛工藝設計方法，對優化后的毛坯進行輥鍛工藝設計，得到輥鍛毛坯圖及輥鍛模具，建立有限元模型后，對優化后方案進行數值模擬，得到如圖4-17所示連桿成形圖。從圖中可以看出，終鍛件充滿，飛邊較為均勻，提高了材料利用率。

輥鍛坯料的優化過程[ 05-04 09:05 ]

表4-1為桿部截面面積的修正變化情況。以第一次為例，鍛件桿部工字筋截面積為404.8mm2，修正前對應的輥鍛毛坯桿部截面為邊長為23.1mm的正方形，面積為533.6mm2，則此時飛邊面積為128.8mm2。第一次修正時取修正系數“=0.2，修正飛邊25.8mm2，修正后桿部坯料截面面積為507.8mm2，對應的方形邊長為22.6mm，建立有限元模型進行數值模擬，桿部充填情況如圖4-15(a)所示。從圖4-15可看出第四次修正時桿部工字筋部位沒有充滿，第三次時桿部與大頭部過渡區飛邊幾乎沒有，而選擇第二次

輥鍛坯料的優化方法[ 05-04 08:05 ]

本文采用文獻和中采用的修正截面面積法對桿部進行優化。修正截面面積法的主要思路是利用逆向計算，對毛坯的橫截面進行循環修正，直到滿足保證終鍛件充滿的情況下飛邊最小。從式4-1可以看出，修正系數為0表示沒有修改，修正系數為1，表示飛邊全部消除。但并不是修正系數越大越好，過大的修正系數可能導致終鍛件充不滿。并且單次修正系數不宜過大，一般為0.2一0. 5之間，具體取值根據設計經驗選取。計算得到對應位置經過修正的截面面積后，在對應的毛坯截面上減去該修正的截面面積，反復修正，得到最優化的坯料，提高材料利用率。

輥鍛坯料的優化原理[ 05-03 10:05 ]

從圖4-11可以看出，大頭部端面兩個拐角部分的飛邊很小，可知該部位對應的桿部金屬截面己接近到達臨界值，橫向上無優化的空間;由于連桿大頭部的結構的特殊性，在終鍛的開始階段，大頭部的兩端金屬就被擠壓到型腔外部，所以頭部區域的金屬無優化的空間;小頭部的飛邊較為均勻，因為在實際生產中大頭部先接觸上模，小頭部金屬是懸空向上接觸上模型腔，橫向上有發生偏移的可能，所以確保成形，不在小頭部進行優化;而桿部飛邊較大，仍然存在一定優化空間，因此可以對輥鍛坯料桿部金屬進行優化。

終鍛過程的載荷分析[ 05-03 09:05 ]

圖4-14為原工藝的毛坯必65X157mm和理論計算毛坯必65 X 142mm的終鍛時成形載荷曲線，開式模鍛中分墩粗、成形、靠模階段，在靠模階段載荷明顯迅速增大，這與實際吻合。兩種工藝下的最大載荷力分別為:9.17X106N，8.12X106N。由于后者的輥鍛坯料減少，并且金屬分配更加合理，使得其在終鍛時的最大載荷比原工藝下降了約1.05X106N。模具受到的載荷降低，壽命提高。雖然通過設計所得的連桿成形結果能滿足工藝要求，仍然存在一定優化空間。所以，可以對輥鍛制坯坯料的優化提高材料利用率。但飛邊還不均勻，減少金屬

終鍛過程的應力，應變分析[ 05-03 08:05 ]

終鍛結束時坯料的應力場分布如圖4-13  (a)所示。從圖中可以看出，在整個坯料上，應力場分布較為均勻，應力值較大的區域在大頭部邊緣的尖角處，符合金屬塑性流動規律。終鍛結束時坯料的應變場分步如圖4-13  (b)所示。從圖中可以看出，在終鍛時，工字筋部發生了充分的塑性變形，該區域的應變值較大。

終鍛過程填充性分析[ 05-02 10:34 ]

坯料經過四道次輥鍛制坯、預鍛、終鍛成形后得到終鍛件如圖4-12所示鍛件充填良好，飛邊較原工藝有所減少，無折疊等鍛造缺陷，符合設計要求。此時材料利用率為77.6%，較原工藝提高了8.1%。但是，從圖4-12中可以看出終鍛飛邊仍然不夠均勻，坯料的尺寸和還有減小的空間，輥鍛的工藝還可優化。

預鍛過程中應力應變分析[ 05-02 10:25 ]

預鍛結束時坯料的應力、應變分布如圖4-11所示。從圖4-11（a）可以看坯料的應力分布較為均勻，應力較大的區域主要在大頭部的外端邊緣;從4-11 ( b)可以看出，桿部區域的應變值最大，說明桿部區域經過的充分的變形，對于改善內部組織具有良好作用。

預鍛過程中溫度場分析[ 05-02 10:11 ]

預鍛結束時溫度場分布如圖4-10所示。從圖中可以看出，預鍛結束后坯料上的溫度分布在1000~1120之間，而40Cr的終鍛溫度為8000C，所以能夠滿足終鍛溫度要求。

連桿成形工藝的有限元模型[ 05-02 08:05 ]

根據連桿輥鍛制坯一一模鍛成形工藝特點和剛粘塑性有限元理論，分別建立如圖4-1,  4-2所示的輥鍛制坯過程有限元模型、模鍛過程有限元模型。具體設置為:坯料定義為塑性體，模具定義為剛性體;坯料材料為40Cr，對應的國際牌號為AISI5140，模具材料為H13鋼;坯料初始溫度為1180℃。模具預熱溫度為250℃;輥鍛時，對工件端部進行上下位移約束，鍛輥的角速度為6.6rad/s，預鍛時，采用速度控制，模具下行速度250mm/s(符合630t摩擦壓力機)，終鍛時，采用速度控制，模具下行速度為400mm/s(符合