拔长、扩孔对轴向空洞缺陷锻合的影响[ 05-14 08:05 ]

由图4.12 (a),  (b)可以看出，拔长压下量达到39. 3%时，可锻合轴向空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为0. 769，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为-40. 4MPa。由图4.12 (c),  (d)可以看出，拔长压下量达到37. 5%时，即可锻合轴向空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为0. 516，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一46. 1MPa。

拔长、扩孔对径向空洞缺陷锻合的影响[ 05-13 10:05 ]

由图4.11 (a),  (b)可以看出，拔长压下量达到60. 7%时，可锻合高度为50mm的径向空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为1. 36，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一73. OMPa。由图4.11 (c),  (d)可以看出，拔长压下量达到54. 6%时，即可锻合高度为100mm的径向空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为1. 02，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一41. OMPa。扩孔锻合径向空洞缺陷的能力更优。

拔长、扩孔对球形空洞缺陷锻合的影响[ 05-13 09:05 ]

由图4.10 (a),  (b)可以看出，拔长压下量达到35. 7%时，即可锻合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为0. 538，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一52. 4MPa。由图4.10 (c),  (d)可以看出，拔长压下量达到32. 1%时，即可锻合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷闭合处等效应变为0. 566，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一40. 2MPa。

拔长、扩孔有限元模型的建立[ 05-13 08:05 ]

模拟试件尺寸为Φ900/ Φ340 X 485mm，试件材料模型使用2. 25Cr1Mo0. 25V钢;坯料网格划分为40000个，并对空洞部分进行细分，细分为原来的0.01;墩粗初始温度为1200℃;摩擦设置为热锻无润滑摩擦，摩擦因子为0. 7;由于变形具有对称性故取其1/2进行研究;空洞设置为Φ10mm当量的空洞缺陷，主要研究了芯轴拔长和马杠扩孔对球形、径向、轴向、切向空洞缺陷锻合的影响规律和作用效果。模型建立如图4. 13。

镦粗锻造切向空洞缺陷的闭合过程[ 05-12 10:05 ]

由图4. 8 ( a)可以看出，切向空洞缺陷的锻合过程是比较理想的，首先空洞中间内壁先从内向外变形，空洞径向尺寸减小，并逐步与外壁贴靠、然后才逐步向轴向方向扩展，直到完全闭合。缺陷闭合时墩粗压下量为27. 4%，空洞缺陷闭合处等效应变为0. 408，空洞缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一20. 8MPa，说明轴向变形能够比较容易的锻合切向空洞缺陷。由以上四组模拟结果不难看出空洞方向与变形方向垂直的比较容易锻合，与变形方向平行的不容易甚至不能锻合。考虑到与后续芯轴拔长和马杠扩孔工艺的衔接，轴向加载时我们即不希望空

镦粗轴向空洞缺陷在50%变形量下的变化过程[ 05-12 09:05 ]

由图4. 6 ( a)可以看出，轴向空洞缺陷的变形过程:沿长轴方向长度随着砧子的下压逐渐变短，而在短轴方向随砧子的下压逐步长大并呈弯弓形，中部呈现胀大趋势，轴向空洞缺陷最终没有闭合。此时墩粗压下量为50%，缺陷处等效应变为0. 564。由图4. 7的速度流线可以看出，对于轴向空洞缺陷，变形时空洞径向远端和径向近端同时向外流动，并且在高度一半处径向远端部分流动速度比径向近端部分流动速度快，此处空洞缺陷有增大的趋势，轴向变形不能够锻合轴向空洞缺陷。

径向空洞缺陷的闭合过程[ 05-12 08:05 ]

由图4. 5 ( a)可以看出径向缺陷的闭合过程是在轴向力作用下，短轴方向逐渐变小，最终达到空洞闭合的过程。此时墩粗压下量为37. 7%，缺陷闭合处等效应变为0. 644,缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小约为-30MPa，表明径向空洞缺陷在墩粗达到一定变形量也可以锻合。

镦粗锻合空洞缺陷的球形空洞缺陷的闭合过程[ 05-11 10:05 ]

由图4. 2 (a)可以看出，球型缺陷闭合过程是轴向尺寸逐渐变小，径向尺寸增加，然后轴向贴合在一起，最终缺陷焊合。由图4. 4四个极点的静水应力变化情况可以看出，闭合前后四个极点始终受静水压应力作用，但是，在缺陷闭合处产生一个静水压应力突变点，因此，可以用四个极点静水应力发生突变的点作为缺陷闭合的判据。球型缺陷闭合时所需的墩粗压下量为40. 2%，缺陷闭合处等效应变为0. 695，缺陷闭合处的静水应力为压应力，大小为一18. 5MPa，球形缺陷在较大的墩粗变形量下能够锻合。

墩粗有限元模型的建立[ 05-11 09:05 ]

从理论上讲，空心钢锭最后凝固位置约在壁厚的1/2处，此处存在倒“V”型偏析和空洞型缺陷。空洞型缺陷按方向性常分为四类:球型空洞缺陷、轴向空洞缺陷、径向空洞缺陷和切向空洞缺陷。按与变形力的相对方向来说则可以分为两类:与变形力方向平行的空洞缺陷和与变形力方向垂直的空洞缺陷。本文选用Deform-3D数值模拟软件，采用三维热藕合刚勃塑性有限元模型，试件材料模型选用2. 25Cr1Mo0. 25V钢，模拟试件尺寸为Φ900/Φ340 X 485mm;坯料网格划分为40000个，并对空洞部分进行细分，

空心钢锭空洞锻合研究与开坯锻造工艺制定[ 05-11 08:05 ]

空心钢锭壁厚芯部由于最后凝固，因此该位置必然存在铸态缺陷，解剖实验资料表明，空心钢锭主要缺陷都会集中在钢锭最终凝固点的环向截面上，一般认为，空心钢锭最终凝固位置越远离内壁，则表明钢锭内表面冷速越快，钢锭中的疏松、缩孔和粗晶混晶就会尽可能得到避免，夹杂和宏观偏析情况也会得到一定程度的改善，钢锭质量也就越好，川崎制钢所制造的空心钢锭最终凝固点在距离内表面40%以上壁厚处，而我国生产的空心钢锭一般在距离内表面三分之一处。在所有缺陷当中空洞型缺陷是空心钢锭内部缺陷的重要形式，川崎制钢解剖实验数据显示空心钢锭最终凝固点位置处

高厚比H/t<2的筒体在普通平板间墩粗[ 05-10 10:05 ]

当H/t<2时(图3. 39，此时中性层大于内径，由于毛坯端部摩擦力的影响，形成了I区域的难变形区。若忽略该区域的弹性变形，我们可以将I区域视为刚性区。变形力由I区域传给II区域。II区域很容易满足塑性变形的条件，因而会首先产生塑性变形，所以该区域称之为主动变形区，主动变形区的金属向内外两侧同时流动。所以，从各区域的应力状态可以得出，当H/t<2时的筒体墩粗时，筒体外形的变形特征为内、外表面产生双鼓形。物理实验与模拟结果很好的验证了上述刚塑性力学模型的正确性。当内孔壁产生严重鼓形时不利于与后续的芯轴拔长

高厚比H/t=2的筒体在普通平板间墩粗[ 05-10 09:05 ]

当H/t=2时(图3. 38，此时中性层处于临界状态即中性层直径等于内径，由于毛坯端部摩擦力的影响，形成了I区域的难变形区。若忽略该区域的弹性变形，我们可以将I区域视为刚性区。变形力由I区域传给II区域。II区域很容易满足塑性变形的条件，因而会首先产生塑性变形，所以该区域称之为主动变形区。所以，从各区域的应力状态可以得出，当H/t=2的筒体墩粗时，筒体外形变形特征为内孔壁凹陷与鼓形都不明显，只是内径略有减小、外表面产生鼓形。物理实验与模拟结果很好的验证了上述刚塑性力学模型的正确性。对H/t=2(或者在较小的浮动范围

高厚比H/t>2的筒体在普通平板间墩粗[ 05-10 08:05 ]

当H/t>2时(图3. 37，此时中性层小于内径，由于毛坯端部摩擦力的影响，形成了I区域的难变形区。若忽略该区域的弹性变形，我们可以将I区域视为刚性区。变形力由I区域传给II区域。II区域很容易满足塑性变形的条件，因而会首先产生塑性变形，所以该区域称之为主动变形区。区域III受区域II的变形影响而开始产生屈服，并产生塑性变形，故该区域为被动变形区。所以，从三个区域的应力状态可以得出，当H/t>2的筒体墩粗时，筒体外形变形特征为高度1/2的内孔壁处产生凹陷、外表面产生鼓形。数值模拟和物理实验结果很好的验证

筒体墩粗时的金属流动规律[ 05-09 10:05 ]

相比其它力学领域，塑性力学发展比较缓慢，很多问题不仅不能求解，甚至都不能进行定性分析，对于有些问题不能对其内在的变形规律进行准确描述。对于圆柱体墩粗，很多著作都是求解变形力，刘助柏老师对平板间圆柱体墩粗进行了应力场描述。对于普通平板间的筒体墩粗，大部分学者从实验和模拟的角度表征了摩擦、形状因子与最终变形形状的关系，对应力场的描述未见公开发表，没有从理论方面准确描述其变形规律。本文从刚塑性力学模型入手，对筒体墩粗的应力场进行描述，从应力场角度描述了圆筒墩粗时的变形规律。基本假设:1)变形过程中子午面始终保持平面状态。

空心钢锭镦粗的实验验证[ 05-09 09:05 ]

为验证上述数值模拟结果的可靠性，本文设计用铅试样进行空心钢锭墩粗模拟的验证。铅具有典型的刚勃塑性材料特征、硬度低、无需加热等特点，铅在冷态下的塑性变形流动规律和钢的塑性变形流动规律十分相近，铅和室温下模具的摩擦系数与热态下钢和模具的摩擦因子都在0.45-0.7之间，因此铅适合用于钢高温锻造的常温验证性实验。综合对比各种常温物理实验的优缺点，选用铅对空心钢锭墩粗工艺进行常温物理模拟具有较高的可信度。选取的尺寸比例为D/t=3, H/t分别为1. 5, 2, 2. 5的空心钢锭进行实验验证。铸造模具选用实验室专用铸模，

空心钢锭的适锻范围和最大许可压下量[ 05-09 08:05 ]

通过对上述表3. 1的五组尺寸比例的空心钢锭进行模拟计算，并对结果进行分析和拟合，可以粗略的得出空心钢锭的墩粗适用范围，如图3. 40所示。在此范围内的空心钢锭墩粗后，不影响后续的拔长和扩孔工艺的实施，内孔壁的凹陷和鼓形都在可控范围内即凹陷和鼓形都可以在后续的芯轴拔长或马杠扩孔过程中被压平，其中H/t在2到2. 5范围内时，空心钢锭墩粗后内孔形状比较理想。    对于空心钢锭的锻造，考虑到制坯过程需要锻合空洞缺陷、压实疏松，可能不能直接墩粗，而是需要先拔长或扩孔，然后再反复墩拔或反复墩

温度对空心钢锭镦粗变形的影响[ 05-08 10:05 ]

考虑到温度效应可能对空心钢锭墩粗变形规律产生影响，选用1200℃ ,  1100℃ ,1000℃ , 900℃四组不同温度，对D/t=4, H/t=3的模型进行对比模拟分析，压下量为20%。由以数值上模拟结果可以看出，不同温度下的空心钢锭墩粗后变形效果基本一致，因此，温度对空心钢锭墩粗时金属的流动规律影响不明显。

摩擦因子对空心钢锭墩粗变形的影响[ 05-08 09:05 ]

考虑到摩擦因子可能对空心钢锭墩粗变形规律产生影响，选用热锻干摩擦因子0. 7与有润滑的摩擦因子0. 3两组摩擦因子，对D/t=4, H/t=1. 5,2.5、3的模型进行对比模拟分析。由于增加润滑，摩擦因子降低，在墩粗时端面金属流动受阻减小，在同等压下量下，空心钢锭内鼓的失稳倾向降低，但内凹失稳变化不明显。H/t=1. 5的空心钢锭，减小摩擦后内鼓减小;H/t=2. 5和3的空心钢锭减小摩擦后对钢锭内凹失稳的改善作用不大。因此，在实际空心钢锭墩粗过程中，对于H/t=1. 5的空心钢锭，若能降低钢锭端面与工模具之间的

尺寸效应、摩擦因子与温度对空心钢锭墩粗变形的影响[ 05-08 08:05 ]

尺寸效应对空心钢锭墩粗变形的影响考虑到尺寸效应可能对空心钢锭墩粗变形规律产生影响，因此，把小模型放大20倍进行研究，选取D/t=4, H/t=3, 2.5两组尺寸比例的模型进行对比分析。      (1) H/t=3，压下量为20%时，小模型与大模型的墩粗对比。    由以上数值模拟结果可以看出，大模型的变形流动规律和等效应变分布与小模型一致，因此，小模型的数值模拟结果可以用于指导大模型，空心钢锭的墩粗变形主要受锭型的尺寸比例的影响与锭

镦粗模拟分析结果（5）[ 05-07 10:05 ]

高度H/壁厚t=4外径D/壁厚t分别取5, 6时的模拟结果(1) D/t=5时空心钢锭分别在20%, 25%, 30%墩粗压下量下的等效应变图:(2) D/t=6时空心钢锭分别在20%, 25%, 30%墩粗压下量下的等效应变图:    由图3. 20和3. 21可以看出，在H/t=4时，不同D/t的空心钢锭变形趋势一致。H/t=4时变形开始时有内孔壁凹陷的趋势，随着变形量的增加，空心钢锭内孔壁凹陷越来越严重，同时变形不均匀程度也增大，凹陷不严重时，在拔长和扩孔工序中可以将凹陷压平，凹