趙學(xué)智 范燕波 夏琴香? 呂明柯

(1.華南理工大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院，廣東 廣州 510640;2.韶關(guān)市中機重工鍛壓有限公司，廣東 韶關(guān) 512000)

折疊是金屬變形過程中已氧化的表層金屬匯合到一起的一種現(xiàn)象［1］.在拔長鍛造過程中，當鍛件送進量較小而壓下量很大時，常常會出現(xiàn)鍛件上、下兩端部分金屬的局部變形，一部分金屬被壓入另一部分金屬內(nèi)，從而產(chǎn)生折疊現(xiàn)象［2-3］(如圖1所示).拔長鍛造過程中，鍛件表面折疊的深淺程度不同，如果鍛件表面折疊較淺，其對鍛件質(zhì)量的影響就較小，較淺的表面折疊也可以通過鍛后的機加工加以切除［4］;但如果鍛件表面折疊較深，其對鍛件質(zhì)量的影響非常嚴重——較深的折疊不僅會損害鍛件表面的完整性，降低鍛件表面受載荷的總面積，而且折疊本身就是一種鍛件內(nèi)部缺陷，它使得鍛件受載時容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，成為載荷疲勞源，從而使鍛件產(chǎn)生裂紋，甚至斷裂報廢［5-7］.對于5CrNiMo 模塊鍛件，由于采用了徑向十字鍛造法，其鍛造過程包含兩次拔長過程，每一次的拔長鍛造比都必須大于2，而且要充分了解鍛合鍛件內(nèi)部存在的缺陷，就必須采用大壓下量［8-9］.如果拔長鍛件的表面產(chǎn)生折疊，將對鍛件最終的成形質(zhì)量產(chǎn)生重大影響，因此應(yīng)該制定合理的拔長工藝，有效地防止鍛件折疊的產(chǎn)生.

圖1 拔長過程中折疊的產(chǎn)生Fig.1 Formation of folding during the stretching

1 研究對象

文中所研究的汽車發(fā)動機曲軸用模鍛5CrNiMo模塊的尺寸為1 520 mm ×607 mm ×305 mm.根據(jù)模塊尺寸進行鋼錠的設(shè)計，確定鋼錠重2.8 t，其尺寸為φ580 mm×1 350 mm.采用8 t 自由鍛電液錘進行鍛打，其上下砧寬為460 mm;鍛造溫度區(qū)間為800～1200 ℃［10］.根據(jù)鋼錠重量特征，總體鍛造比需大于5 以上［11］，因此采用兩次鐓拔的徑向十字鍛造法進行鍛造(如圖2 所示)，鐓粗鍛造比取1.8，拔長鍛造比取2［12］，總體鍛造比為7.6(大于5).

圖2 徑向十字鍛造示意圖Fig.2 Schematic diagram of axial repeated upsetting and stretching

2 有限元建模

采用ΔH 來表示壓下量，用W 來表示送進量.根據(jù)壓下量和送進量對鍛件表面折疊的影響規(guī)律［13］，可用壓下量和送進量比M(M=ΔH/W)來表示壓下量和送進量之間的關(guān)系，分析不同M 值對折疊的影響.

圖3 拔長有限元模型Fig.3 Finite element model used for stretching

分別在100、200 和300 mm 的壓下量下，根據(jù)不同的M 值建立各鍛件拔長的有限元模型(如圖3 所示).在模型中，工件材料為5CrNiMo，初始尺寸為1000 mm×600 mm ×600 mm，取1/2 對稱模型進行模擬，上下砧均為剛性體，材料均為H-13 鋼［14］.對模型進行網(wǎng)格劃分以模擬溫度傳導(dǎo)，其他工藝參數(shù)如表1 所示［15］.

表1 有限元仿真的主要參數(shù)Table 1 Main parameters used for finite eleme nt simulation

3 模擬結(jié)果分析

為了準確地表示折疊的產(chǎn)生和嚴重性，分別引入最大折疊角α 和折疊深度Vd作為量化指標.其中折疊角α 表示拔長過程中兩個折疊面之間的最大夾角(如圖4(a)所示)，并且規(guī)定，對于平面，α=180°，因此，通常情況下α≥180°;當α=360°時，即已經(jīng)產(chǎn)生折疊現(xiàn)象.折疊深度Vd則表示折疊角達360°時折疊區(qū)域的垂直距離(如圖4(b)所示)，Vd越大，表示折疊程度越嚴重.

圖4 折疊程度定義示意圖Fig.4 Representation of folding extent

為了研究的方便，文中只選取ΔH=200 mm 下，M=0.6，1.0，1.4 時的情況作為典型示例進行流線分析.拔長后鍛件的金屬流線如圖5 所示，由流線圖可以知:在較大M 值下，拔長過程中鍛件表面產(chǎn)生嚴重的折疊;而在較小的M 值下，拔長鍛件表面不會產(chǎn)生折疊.在其他條件不變的情況下，折疊的嚴重程度與M 值存在著密切的關(guān)系.

分別提取流線的折疊角和折疊深度，即根據(jù)模擬出來的金屬流線圖(圖5)對閉合流線之間的夾角和深度進行測量.

圖5 折疊區(qū)域的金屬流線圖Fig.5 Metal flow lines of folded region

圖6 為不同壓下量下最大折疊角α 隨M 值的變化曲線.由圖可見，不同壓下量下的最大折疊角α隨M 值的變化具有相同的規(guī)律，其變化曲線基本一致.當M ＜0.8 時，α 隨著M 值的增大呈不斷上升的趨勢;當M 達0.8 后，α 趨近于360°;隨后，α 基本在0.8～1.0 的M 值區(qū)間達到360°(即已經(jīng)產(chǎn)生折疊);當M＞1.0 時，α 不再變化，保持在360°.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的主要原因是:在較小M 值下，拔長過程不會產(chǎn)生折疊現(xiàn)象;而隨著M 值的增大，拔長過程逐漸地趨近于產(chǎn)生折疊的臨界區(qū)間，鍛件表面的金屬流動加快，此過程中α 會一直不斷增大，并且在產(chǎn)生折疊的臨界區(qū)間達到最大值360°;M 值超過1.0后，拔長過程開始進入折疊區(qū)域，此時α 會一直保持在最大值360°.

圖6 最大折疊角α 的變化曲線Fig.6 Variation curves of maximum folding angle α

圖7 為不同壓下量下折疊深度Vd隨M 值的變化曲線.由圖可見，在不同壓下量下，Vd隨M 值的變化存在著相似的規(guī)律，曲線的變化趨勢相近.在M值較小的階段，由于拔長過程不會產(chǎn)生折疊現(xiàn)象，因此當M ＜0.8 時，不同壓下量下的折疊深度都為0;而當M 達到0.8、壓下量為200 和300 mm 時，Vd開始增長，并且隨著M 值的增大而呈現(xiàn)不斷增大的趨勢;壓下量為100 mm 時，Vd在M 值達到0.9 后才開始增大，隨后也隨M 值的增大而不斷增大;不同壓下量下，Vd隨M 值增大的速度不一樣.壓下量為300 mm 時，Vd隨M 值增大的速度最快;而壓下量為100 mm 時，Vd隨M 值增大的速度最慢.究其原因，主要在于:M 值較小時，不同壓下量下的鍛件表面不產(chǎn)生折疊現(xiàn)象，Vd為0;當M 值增大到折疊產(chǎn)生的臨界區(qū)間時，在較大的壓下量下，由于鍛件表面金屬相對流動量比較大也比較快，最先產(chǎn)生了折疊現(xiàn)象，且由于金屬流動量大，折疊區(qū)域產(chǎn)生的深度要比其他壓下量下還大，因此Vd隨M 值的增大而上升的速度最快.

圖7 折疊深度Vd 的變化曲線Fig.7 Variation curves of folding depth Vd

綜上分析，在不同壓下量下，拔長過程中鍛件表面折疊的最大折疊角α 和折疊深度Vd隨M 值的變化曲線有著相似的規(guī)律.拔長過程中鍛件表面產(chǎn)生折疊的臨界點雖然不完全一致，但都存在一個共同的臨界區(qū)間，即M 值臨界區(qū)間0.8～1.0.因此，可將0.8～1.0 這一區(qū)間作為判斷拔長過程中鍛件表面折疊產(chǎn)生的判據(jù):當M 低于這一范圍時，鍛件表面不產(chǎn)生折疊裂紋;當M 屬于或超出這一范圍時，鍛件表面產(chǎn)生折疊裂紋.

為了避免拔長過程中鍛件表面折疊的產(chǎn)生，壓下量與送進量的比值ΔH/W(M)宜介于0.8～1.0之間.

4 試驗驗證

4.1 試驗設(shè)備

小試樣鐓粗試驗的加熱設(shè)備采用UNITEK/SX2-9-12 型試驗箱式電阻爐，其最高加熱溫度可達1100 ℃;鍛造設(shè)備采用C41-75 型空氣錘;砧型尺寸為65 mm(寬)×145 mm(長)，試樣鐓粗后的尺寸測量采用卡鉗和量尺相結(jié)合的方式.

4.2 鍛造試驗方案

先利用夾鉗把加熱后的5CrNiMo 圓棒料移送到空氣錘上制作拔長折疊試樣(如圖8(a)所示)，試樣規(guī)格為65 mm ×40 mm ×40 mm，然后重新把試樣加熱到1100 ℃，使鍛坯溫度均勻，再進行拔長試驗.根據(jù)前面的分析，產(chǎn)生拔長折疊的M 值臨界點在0.8～1.0之間，鍛打試驗在壓下量ΔH=20 mm 下進行，M 值分別取為0.6、0.8、1.0 和1.2，則相應(yīng)地取送進量為34、26、20 和16 mm 進行拔長鍛打，鍛打過程如圖8(b)所示.鍛打后分別觀察不同M 值下試樣表面產(chǎn)生折疊的情況.

圖8 拔長折疊試驗過程Fig.8 Experiment process of stretching-induced folding

4.3 試驗結(jié)果分析

相同壓下量下，不同送進量(即不同M 值下)拔長后的鍛件如圖9 所示.由圖可見:當M=0.6(W=34 mm)時，鍛件表面比較光滑和完整，沒有折疊的痕跡;當M=0.8(W=26 mm)時，鍛件表面也比較完整，只有輕微的鍛造痕跡;而當M=1.0(W=20 mm)時，鍛件表面已經(jīng)出現(xiàn)比較明顯的折疊現(xiàn)象;當M=1.2(W=16 mm)時，鍛件表面的折疊現(xiàn)象最為嚴重.

由圖9 可見，M=0.8 時不產(chǎn)生折疊，M=1.0 時則產(chǎn)生折疊，因此在0.8～1.0 之間再取M=0.85和M=0.90 進行拔長試驗，結(jié)果如圖10 所示.可見:當M=0.85 時，拔長過程中不產(chǎn)生折疊現(xiàn)象;而當M=0.90 時，鍛件表面出現(xiàn)了微小的折疊裂紋.

圖9 折疊試驗結(jié)果Fig.9 Results of folding experiment

圖10 M=0.85 和M=0.90 時的拔長折疊圖Fig.10 Stretching-induced folding images when M=0.85 and M=0.90

為了進一步確認M=0.90 時鍛件表面折疊的嚴重性，在鍛件表面折疊位置沿著鍛件縱向剖開，鍛件剖開后的平面圖如圖11 所示，鍛件表面出現(xiàn)了比較淺的折疊，其深度Vd=1.0 mm，因此，折疊產(chǎn)生的M 值臨界區(qū)間在0.85～0.90 之間.

圖11 M=0.90 時鍛件的縱向剖切圖Fig.11 Longitudinal section of forge piece when M=0.90

綜上所述，當M ＜0.8 時，鍛件表面不會產(chǎn)生折疊現(xiàn)象;而當M≥1.0 時，鍛件表面會產(chǎn)生明顯的折疊現(xiàn)象.這與前面根據(jù)模擬結(jié)果得出的折疊產(chǎn)生判據(jù)相吻合，從而有效驗證了拔長過程中折疊產(chǎn)生的判據(jù)的準確性.

5 結(jié)論

文中通過對5CrNiMo 模塊鍛件拔長折疊的有限元模擬及實驗驗證，得到以下結(jié)論:

(1)最大折疊角α 和折疊深度Vd都隨著M 值的增大而增大.M 值越大，拔長過程中鍛件表面就越容易產(chǎn)生折疊現(xiàn)象.

(2)拔長折疊的產(chǎn)生都存在著一個共同的M 值臨界區(qū)間，即0.8～1.0.該區(qū)間可作為拔長過程中鍛件表面折疊產(chǎn)生的判斷條件:當M 值低于該區(qū)間時，鍛件表面不產(chǎn)生折疊裂紋;而當M 屬于或超過該區(qū)間時，鍛件表面產(chǎn)生折疊裂紋.

因此，為了避免拔長過程鍛件表面折疊的產(chǎn)生，壓下量與送進量的比值ΔH/W 應(yīng)在0.8～1.0 的范圍內(nèi)選擇.

［1］程眉，張治民，于建民.三向主動加載塑性變形過程金屬分流規(guī)律研究［J］.鍛壓技術(shù)，2012，37(5):158-161.Cheng Mei，Zhang Zhi-min，Yu Jian-min.Study on metal diffluent law of plastic deformation process in three-directional active loading［J］.Forging ＆ Stamping，2012，37(5):158-161.

［2］劉國暉.大型鍛件鍛造的關(guān)鍵技術(shù)［J］.中國機械工程，2004，15(22):63-66.Liu Guo-hui.Key forging techniques of heavy forgings［J］.China Mechanical Engineering，2004，15(22):63-66.

［3］Chan W L，F(xiàn)u M W，Lu J.FE simulation-based folding defect prediction and avoidance in forging of axially symmetrical flanged components ［J］.Journal of Manufacturing Science and Engineering，2010，132(5):1-6.

［4］史宇麟，宋玉冰，薛秋云.大鍛件兩次鐓拔鍛造的工藝優(yōu)化［J］.熱加工工藝，2007，36(5):51-53.Shi Yu-lin，Song Yu-bing，Xue Qiu-yun.Optimizing on forging process of two-time upsetting and stretching for large forgings ［J］.Hot Working Technology，2007，36(5):51-53.

［5］Sasaki Naohiko，Horii Tanetada，F(xiàn)ujiwara Mikio，et al.Strengthtoughness balance of the Japanese sword and changes in carbon content and as quenched hardness of HAGANE steel with cyclic folding forging［J］.Journal of the Iron and Steel Institute of Japan，2000，86(1):45-50.

［6］Arentoft M，Wanheim T.The basis for a design support system to prevent defects in forging［J］.J Mater Process Technol，1997，69(1/2/3):227-232.

［7］黃珍媛，章弦，郭雷，等.基于成形過程的閉塞式冷鍛工藝優(yōu)化［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2012，40(7):57-61.Huang Zhen-yuan，Zhang Xian，Guo Lei，et al.Optimization of block-type cold forging process based on forming procedure［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition，2012，40(7):57-61.

［8］中國機械工程學(xué)會塑性工程學(xué)會.鍛壓手冊(1)［M］.北京:機械工業(yè)出版社，2008.

［9］Shahram Kheirandish，Abroad Noorian.Effect of niobium on microstructure of cast AISI 5CrNiMo 5Cr2NiMoVSi hot work tool steel［J］.Iron and Steel Research，2008，15(4):61-64.

［10］Zhang Xiaoxun，Ma Chiying，Sun Yunhua，et al.Stress analysis and failure mechanism of H13 steel hot-forging die for automobile engine crankshaft［J］.Applied Mechanics and Materials，2012，217/218/219:1994-1997.

［11］張志文.鍛造工藝學(xué)［M］.北京:機械工業(yè)出版社，1998:38-42.

［12］呂炎.鍛件缺陷分析與對策［M］.北京:機械工業(yè)出版社，1998:30.

［13］王雷剛，黃瑤，劉助柏.大鍛件拔長工藝研究進展與展望［J］.塑性工程學(xué)報，2002，9(2):28-31，48.Wang Lei-gang，Huang Yao，Liu Zhu-bai.Development and prospective of heavy forgings stretching process［J］.Journal of Plasticity Engineering，2002，9(2):28-31，48.

［14］Snape Guy，Clift Sally，Bramley Alan.Parametric sensitivity analyses for FEA of hot steel forging［J］.Journal of Materials Processing Technology，2002，125(SI):353-360.

［15］Xia Qin-Xiang，F(xiàn)an Yan-Bo，Xiang Ke，et al.Effect of relative reduction of billet height on forming progress oflong-axis heavy forgings［C］∥Proceedings of 2013 International Conference on Mechanical and Automation Engineering(MAEE 2013).Jiujiang:Conference Publishing Services，2013:41-44.