溫慧華，王金亮，何文武，田繼紅，陳慧琴

(1．太原科技大學 材料科學與工程學院，太原 030024；2.山西省大型鑄鍛件工程技術(shù)研究中心，太原 030024)

護環(huán)是緊箍在發(fā)電機轉(zhuǎn)子上的環(huán)筒形鍛件，其傳統(tǒng)的制造工藝流程包括冶煉-凝固-開坯-鐓粗-沖孔-芯棒拔長-擴孔-平整等工序，屬于多火次、多工序的熱加工工藝，工藝過程冗長，材料利用率低，能耗高，鍛造變形不均勻，熱裂傾向嚴重[1]。上世紀90年代，太原科技大學提出了護環(huán)短流程制造技術(shù)[2]，即電渣重熔(ESR)鋼錠-模內(nèi)沖擴-擴擠復合成形[3]或ESR空心鋼錠-模內(nèi)擴擠復合成形短流程工藝[4]，并對該工藝的熱變形過程和微觀晶粒組織演變進行了系統(tǒng)的分析研究和試制，取得了階段性的成果和應用。隨著空心鋼錠制造技術(shù)[5-6]的提高和大型輾環(huán)機的發(fā)展[7]，本文提出了空心鋼錠-軋制(輾擴)成形的護環(huán)制造短流程新工藝。該新工藝流程采用空心鋼錠的主要質(zhì)量特點在于，鋼錠壁厚內(nèi)外表面同時進行冷卻，較快的冷速可以抑制較大的偏析率，提高材料的均質(zhì)性，并在內(nèi)表面形成較細的晶粒，提高了空心鋼錠內(nèi)表面質(zhì)量[8]。電渣空心鋼錠可以避免實心鋼錠中心各種冶金缺陷的產(chǎn)生，且鋼質(zhì)純凈、基本無偏析、結(jié)晶組織均勻致密、化學成分均勻，為生產(chǎn)優(yōu)質(zhì)大型厚壁筒形件提供了高質(zhì)量的空心鋼錠。隨后采用準穩(wěn)態(tài)局部連續(xù)塑性變形的熱輾擴軋制工藝控制成形，變形均勻，避免了操作復雜的芯軸拔長和芯軸擴孔的多火次鍛造工序，以及其變形不均勻，開裂嚴重等問題，而且環(huán)筒件的軋制成形過程自動化和可控化程度高，生產(chǎn)效率高，是一種高效、節(jié)能、節(jié)材的先進的大型筒形件制造工藝。

國內(nèi)外學者對環(huán)形件軋制(輾擴)有關(guān)的設備結(jié)構(gòu)、運動關(guān)系、環(huán)坯設計、成形規(guī)律和工藝參數(shù)進行了系統(tǒng)深入的研究，理論較成熟。如Youngsoo Yea等[9]采用數(shù)值模擬研究了環(huán)件輾擴過程中的速度、壓力分布以及滾壓力等參數(shù)。Forouzana等[10]利用熱力耦合方法對輾擴過程進行了建模與分析。國內(nèi)武漢理工大學的華林教授等[11-12]對環(huán)件軋制進行了系統(tǒng)的研究，建立了環(huán)件軋制靜力學、運動學以及動力學、幾何學模型，揭示了環(huán)件軋制成形原理和規(guī)律；西北工業(yè)大學的楊合等學者[13]對環(huán)件熱輾擴過程傳熱、變形和微觀組織演變耦合進行了模擬分析。太原科技大學李永堂等[14-15]對大型環(huán)件和環(huán)件的鑄輾成形工藝進行了理論分析、數(shù)值模擬和實驗，研究了工藝參數(shù)、設備參數(shù)以及摩擦系數(shù)等對輾擴工藝和成形質(zhì)量的影響。鑒于大型厚壁筒形件具有壁厚和筒身高的特點，其軋制變形的鍛透性和穩(wěn)定性等問題有別于一般環(huán)件的軋制成形。因此，需要詳細分析變形區(qū)的應力-應變狀態(tài)和金屬流動規(guī)律，合理設計軋制成形工藝，才能實現(xiàn)筒形件軋制成形形狀尺寸和組織性能的精確控制。鍛透性問題是環(huán)筒件軋制成形的關(guān)鍵技術(shù)之一，不僅影響軋件的形狀尺寸和內(nèi)部質(zhì)量，而且影響軋制過程的順利進行。文獻[11]指出，環(huán)件鍛透是指塑性變形區(qū)穿透環(huán)件壁厚，并根據(jù)滑移線理論，建立了環(huán)件鍛透條件。文獻[16]采用數(shù)值模擬方法分析了變截面環(huán)件軋制的鍛透性。對于厚壁筒的軋制成形，由于驅(qū)動輥和芯棍與環(huán)件的相對尺寸差別較大，驅(qū)動輥和芯棍與環(huán)件的接觸弧長在軋制過程中是動態(tài)變化的。因此，本文采用數(shù)值模擬分析方法，探討了厚壁筒形件軋制變形的鍛透性問題，以期為厚壁筒形件軋制成形工藝設計提供理論依據(jù)。

1 大型厚壁筒形件輾擴工藝模型的建立

1.1 輾擴工藝模型的建立

300 MW護環(huán)成品尺寸φ1 543.2 mm/771.6 mm×902 mm.根據(jù)文獻[17]，確定軋制比為2.5.據(jù)此設計徑向輾擴的矩形截面毛坯尺寸為φ712 mm/308 mm×902 mm，壁厚202 mm.根據(jù)文獻[11]計算得出，驅(qū)動輥半徑為500 mm，芯棍半徑為145 mm時，該筒形件接觸弧長為23.1 mm，則鍛透所需的最小壓下量為1.39 mm.

分別模擬分析了該筒件輾擴初始局部加載條件下(1.3)和連續(xù)軋制過程中(1.4)的變形規(guī)律，以獲得不同輾擴工藝參數(shù)對大型筒形件壁厚的影響。圖1(a)為簡化的軋制靜態(tài)研究模型圖，模擬局部加載條件下，驅(qū)動輥無轉(zhuǎn)速，芯輥沿筒形件徑向進給的情況，其建立采用了網(wǎng)格細化技術(shù)，筒形件接觸變形區(qū)的網(wǎng)格與其他區(qū)域網(wǎng)格的邊長比為1:100，其中1為驅(qū)動輥，4為護環(huán)毛坯，5為芯輥；圖1(b)為建立的大型厚壁筒形件的輾擴工藝模型圖，模擬連續(xù)軋制條件下，筒形件在驅(qū)動輥作用下發(fā)生旋轉(zhuǎn)運動，同時，芯棍沿筒形件徑向進給，筒件發(fā)生內(nèi)外徑增大和壁厚減薄的變形，輾擴過程中，錐輥則起限制端面變形和平整端面的作用，其中2、3為導向輥，6、7為錐輥。

圖1 輾擴工藝有限元模型Fig.1 The FEM model of ring rolling process

1.2 環(huán)件軋制鍛透條件

環(huán)件鍛透是指塑性變形區(qū)穿透環(huán)件壁厚根據(jù)文獻[12]，環(huán)件軋制塑性區(qū)穿透環(huán)件壁厚的力學模型，如圖2a所示(L為接觸弧長，ha為環(huán)件軋制變形區(qū)的平均壁厚)。該模型是建立在環(huán)件鍛透相當于有限高度塊料拔長(圖2b)的理論基礎(chǔ)之上的。根據(jù)滑移線理論，文獻[12]得出的環(huán)件鍛透條件為：

(1)

圖2 環(huán)件軋制鍛透模型圖Fig.2 Ring rolling forging penetration model

由公式(1)計算得出，在壁厚為202 mm時，接觸弧長為23.1 mm.但是實際軋制過程內(nèi)外接觸弧長并不相等，且內(nèi)接觸弧長在50 mm以上，有時高達100 mm，所以不能簡單套用此公式，需要靜態(tài)軋制模擬來確定最合適的輥系尺寸。

1.3 大型厚壁筒形件局部加載模擬參數(shù)

大型厚壁筒形件局部加載模擬模型用于模擬不同驅(qū)動輥半徑、芯輥半徑和筒形件內(nèi)徑(壁厚)時，筒形件的變形規(guī)律。模擬參數(shù)如表1，表2和表3所示。

表1 驅(qū)動輥半徑參數(shù)(筒形件尺寸φ712 mm/308 mm×902 mm，芯輥半徑145 mm)

表2 芯輥半徑參數(shù)(筒形件尺寸φ712 mm/308 mm×902 mm，驅(qū)動輥半徑500 mm)Tab.2 The radius of idle rollers(the cylindrical part:φ712 mm/308 mm×902 mm，the radius of the driving roller：500 mm)

表3 筒形件內(nèi)徑(壁厚)參數(shù)(驅(qū)動輥半徑500 mm，芯輥半徑145 mm，筒件外徑356 mm)

1.4 大型厚壁筒形件連續(xù)輾擴模擬參數(shù)

大型厚壁筒形件連續(xù)輾擴模擬模型用于模擬一定輥系和筒形件尺寸條件下，由不同最小壓下量和筒形件轉(zhuǎn)速決定的芯輥進給速度對軋制后筒形件內(nèi)部應變分布的影響。筒形件尺寸φ712 mm/308 mm× 2 mm，軋制比2.5[17]，驅(qū)動輥半徑500 mm，芯輥半徑130 mm，筒形件切向速度1.3 mm/s，芯輥進給速度分別取1.0 mm/s，1.3 mm/s，1.5 mm/s，1.8 mm/s和2.2 mm/s.

1.5 材料模型和模擬計算參數(shù)

大型厚壁筒形件材料為Mn18Cr18N護環(huán)鋼，其應力-應變曲線由實驗獲得并輸入DEFORM材料庫中。模具材料選擇DEFORM材料庫中AISI—D3熱作模具鋼。環(huán)件初始溫度1 050 ℃，軋 輥初始溫度200 ℃，環(huán)境溫度20 ℃，軋輥與筒件之間摩擦系數(shù)0.7，熱傳導系數(shù)11 N/(s·mm·℃)，熱交換系數(shù)0.02 N/(s·mm·℃)，熱輻射系數(shù)0.7 N/(s·mm·℃).

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 輥系和筒件尺寸對加載區(qū)應變分布的影響

2.1.1 驅(qū)動輥尺寸對加載區(qū)應變分布的影響

圖3為筒形件尺寸φ712 mm/308 mm×902 mm，芯輥半徑145 mm時，不同驅(qū)動輥半徑對加載區(qū)內(nèi)外接觸弧長的影響?？梢钥闯?，由于芯棍尺寸一定，所以圖3中的內(nèi)接觸弧長基本不變，約為102.6 mm.當驅(qū)動輥半徑從300 mm增加到700 mm時，外接觸弧長分別為27.2 mm，30.2 mm，33.2 mm，30.2 mm和27.2 mm.外接觸弧長的數(shù)值先增大后減小，在驅(qū)動輥尺寸為500 mm時，外接觸弧長達到最大值33.2 mm.這是由于變量為驅(qū)動輥半徑，驅(qū)動輥尺寸的和變化對內(nèi)接觸弧長的影響不大，這是由于內(nèi)接觸弧長并未與變量有直接接觸，其變化較小，與外接觸弧長直接接觸，其影響較大，且在環(huán)件輾擴過程中，內(nèi)外接觸弧長越接近，加載區(qū)應變分布越對稱，變形越均勻，越有利于環(huán)件輾擴的進行。所以，在芯輥和坯料尺寸一定時，驅(qū)動輥尺寸太小或太大都不利于環(huán)件的均勻變形，其半徑取500 mm時，與芯輥的匹配性好。

圖4為對應圖3不同接觸弧長條件下加載區(qū)內(nèi)的應變分布(圖中應變標尺范圍均為0～0.01).由于驅(qū)動輥尺寸變化對內(nèi)外接觸弧長的影響不大(圖3)，所以，不同驅(qū)動輥半徑條件下加載區(qū)內(nèi)的應變分布也相似，即應變穿透筒形件壁厚的位置約在靠近內(nèi)接觸面的壁厚的1/4處。但是，圖4(a)-(b)和(d)-(e)中的內(nèi)接觸弧長處均有應變?yōu)榱愕膭傂詤^(qū)存在；而圖4(c)中內(nèi)接觸弧長處有應變，且應變數(shù)值較大，應變分布的對稱性好，有利于筒形件均勻擴大。從應變穿透筒形件壁厚所需的壓下量來說，驅(qū)動輥尺寸從300 mm到700 mm，所需壓下量分別為3.2 mm，3.1 mm，3.0 mm，3.2 mm和3.3 mm，即當驅(qū)動輥尺寸為500 mm時應變穿透壁厚所需的壓下量最小，筒形件輾擴的鍛透性容易滿足，芯輥進給速度和軋制力也最小。這是因為當驅(qū)動輥尺寸為500 mm時，內(nèi)接觸弧長與外接觸弧長最接近，對環(huán)件的作用力集中在接觸區(qū)域，導致接觸區(qū)域的應變值增大，環(huán)件內(nèi)外層均發(fā)生變形，所以輾擴時應變穿透筒形件所需的壓下量最小，此時軋制力也較小；若是接觸弧長差距太大，軋制開始時，內(nèi)層出現(xiàn)剛性區(qū)，環(huán)件內(nèi)徑不長大而外徑長大，環(huán)件軋制非均勻變形程度增大，更有可能造成軋制不成功的情況。

圖4 不同驅(qū)動輥半徑下加載區(qū)內(nèi)的應變分布Fig.4 Strain distributions in the loading region at different radius of driving rollers

綜上分析圖3和圖4，從內(nèi)外接觸弧長情況、應變分布情況和壓下量綜合考慮，驅(qū)動輥半徑為500 mm時，內(nèi)外接觸弧長最接近，有利于獲得接近對稱的應變分布，應變穿透筒形件壁厚所需壓下量最小，實際軋制時芯輥進給速度和軋制力也最小。所以，筒形件和芯輥尺寸取上述尺寸，驅(qū)動輥半徑取500 mm最佳。

2.1.2 芯輥尺寸對內(nèi)外接觸弧長和加載區(qū)應變分布的影響

圖5為筒形件尺寸φ712 mm/308 mm×902 mm，驅(qū)動輥半徑500 mm時，不同芯輥半徑對加載區(qū)內(nèi)外接觸弧長的影響。芯輥半徑為145 mm和140 mm時，內(nèi)外接觸弧長均約為100 mm和33 mm，內(nèi)外接觸弧長比約為3；芯輥尺寸在130 mm～110 mm之間時，內(nèi)接觸弧長分別穩(wěn)定在57.3 mm、54.4 mm和48.7 mm，外接觸弧長均穩(wěn)定在21.1 mm，內(nèi)外接觸弧長之比約為2.5左右；當芯輥半徑減小至100 mm時，內(nèi)外接觸弧長繼續(xù)減小，內(nèi)接觸弧長約為42.2 mm，外接觸弧長約為15.1 mm，內(nèi)外接觸弧長之比接近3.以上分析說明：當芯輥尺寸從圖5(a)變化至圖5(c)時，內(nèi)接觸弧長減小顯著，內(nèi)外接觸弧長的長度最接近；當芯輥尺寸為圖5(d)-(f)情況時，內(nèi)接觸弧長也在減小但減小速度很慢，且內(nèi)外接觸弧長差異增加。造成這一現(xiàn)象的原因是：由于毛坯內(nèi)徑在開始時與芯輥尺寸非常接近，芯輥尺寸的減小對內(nèi)接觸弧長影響較大；當芯輥尺寸與毛坯內(nèi)徑相差較大時，芯輥尺寸的減小對內(nèi)接觸弧長影響逐漸減小，其值穩(wěn)定在一定范圍內(nèi)。綜上，驅(qū)動輥半徑500 mm，芯輥半徑從145 mm變化到100 mm時，內(nèi)外接觸弧長之比在2.5～3之間。

圖6為對應圖5不同接觸弧長條件下變形區(qū)內(nèi)的應變分布?？梢钥闯?，隨著芯棍半徑的減小，變形區(qū)應變分布逐漸趨于對稱分布，徑向鍛透所需的壓下量也逐漸減小。當芯棍半徑從圖6(a)的145 mm減小到圖6(c)的130 mm時，變形區(qū)應變分布已基本呈現(xiàn)對稱分布，但是內(nèi)接觸弧長處的應變數(shù)值與外表面應變數(shù)值相比有較大差距，對應的鍛透壓下量為2.9 mm.芯棍半徑減小到120 mm～100 mm之間，變形區(qū)應變分布和數(shù)值均接近對稱分布，鍛透壓下量均為2.8 mm.這是由于：當芯輥尺寸較大時，即圖6(a)-(b)，內(nèi)外接觸弧長差異較大，對應的內(nèi)外表面接觸面積差異非常大，而相同的軋制力作用在內(nèi)表面的應力遠小于外表面應力，所以造成內(nèi)外表面應變不同的情況；當芯輥尺寸逐漸減小，即圖6(c)-(f)，芯輥尺寸減小，內(nèi)接觸弧長隨之減小，內(nèi)外表面接觸面積差異減小，軋制力作用在內(nèi)表面的應力越來越大，與外表面的應力越來越相近。

綜合考慮應變分布和壓下量，以及后續(xù)的軋制變形，在上述筒形件和驅(qū)動輥尺寸條件下，芯棍半徑取130 mm較為合適。

圖5 不同芯輥半徑下加載區(qū)的接觸弧長Fig.5 Contact arc lengths in the loading region at different radius of idle rollers

圖6 不同芯棍半徑下加載區(qū)內(nèi)的應變分布Fig.6 Strain distributions in the strain penetration region under different radius of idle rollers

2.1.3 筒形件尺寸對內(nèi)外接觸弧長和變形區(qū)應變分布的影響

如圖7、8所示，在輥系尺寸(驅(qū)動輥半徑500 mm和芯輥半徑145 mm)一定的條件下，通過增大筒形件內(nèi)徑，從而減小筒形件壁厚，分析接觸弧長和應變分布情況。

圖7 不同筒形件壁厚下加載區(qū)的接觸弧長Fig.7 Contact arc lengths in the loading region under different thickness of cylindrical parts

圖8 不同筒形件壁厚下加載內(nèi)的應變分布Fig.8 Strain distributions in the loading region under different thickness of cylindrical parts

由圖7可以看出，隨著環(huán)件內(nèi)半徑的增大，即壁厚的減薄，內(nèi)外接觸弧長均逐漸減小。壁厚為202 mm時，內(nèi)外接觸弧長分別為102.6 mm和33.6 mm，內(nèi)外接觸弧長之比為3.1；壁厚在192 mm～172 mm之間，內(nèi)接觸弧長在60 mm～56 mm之間，與壁厚為202 mm相比減小顯著，外接觸弧長穩(wěn)定在27.2 mm，內(nèi)外接觸弧長比在2.0左右，說明這一范圍壁厚的減小對內(nèi)外接觸弧長之比影響較大；壁厚減薄到162 mm，內(nèi)外接觸弧長分別減小至53.7 mm和30.1 mm，內(nèi)外接觸弧長之比減小至1.8，此時壁厚的減小對內(nèi)外接觸弧長影響不大。造成這一現(xiàn)象的原因有兩點：一是環(huán)件外半徑與驅(qū)動輥半徑不變，在靜態(tài)模擬時外接觸弧長變化很??；二是環(huán)件內(nèi)半徑逐漸增大而芯輥尺寸不變，當環(huán)件內(nèi)半徑從圖7(a)變化至圖7(b)時，環(huán)件內(nèi)半徑與芯輥半徑數(shù)值接近，所以變化非常大；當環(huán)件內(nèi)半徑繼續(xù)增大，其與芯輥半徑的數(shù)值相差較大，內(nèi)接觸弧長減小幅度降低，所以變化較小。

圖8為對應圖7加載區(qū)內(nèi)的應變分布情況。從圖中可以看出，當壁厚為202 mm時，變形區(qū)內(nèi)應變分布明顯不對稱，且內(nèi)接觸區(qū)域的應變值較小，筒件不容易發(fā)生變形，造成這一現(xiàn)象原因主要是環(huán)件內(nèi)半徑與芯輥半徑非常接近，內(nèi)接觸弧長遠大于外接觸弧長，外表面接觸面積小于內(nèi)表面接觸面積，而相同軋制力作用在外表面時應力大于內(nèi)表面應力，所以外表面應變大于內(nèi)表面應變；當壁厚減小至192 mm時，變形區(qū)的應變分布對稱性最好，內(nèi)接觸區(qū)域的應變值較大，筒件易發(fā)生變形，這是由于環(huán)件內(nèi)半徑增大，內(nèi)接觸弧長顯著減小，內(nèi)外表面接觸面積相近，造成內(nèi)外表面應變相近的現(xiàn)象；當壁厚繼續(xù)減小時，應變分布對稱性沒有發(fā)生改變，且內(nèi)接觸區(qū)域有剛性區(qū)出現(xiàn)，筒件內(nèi)徑不發(fā)生變形，這是因為環(huán)件內(nèi)半徑的繼續(xù)增大，使得軋制力主要作用在芯輥與環(huán)件接觸面的邊緣區(qū)域，而接觸面內(nèi)部區(qū)域存在剛性區(qū)，對軋制時環(huán)件內(nèi)半徑的增大過程不利。從壓下量分析，壁厚為202 mm時的壓下量最大，為3.0 mm；當壁厚逐漸減小，壓下量分別為2.2 mm，2.4 mm和2.4 mm，數(shù)值差異較小。

綜合圖7和圖8，壁厚為192 mm時，內(nèi)外接觸弧長比在2.0左右，內(nèi)接觸弧長應變值較大，應變分布較均勻，加載區(qū)內(nèi)應變分布對稱性較好，所需的壓下量為2.2 mm，較為合理。

2.2 芯輥進給速度對軋制后筒形件內(nèi)部應變分布的影響

圖9為在一定輥系(驅(qū)動輥半徑500 mm，芯輥半徑130 mm)和筒形件尺寸為φ712 mm/308 mm× 2 mm條件下，驅(qū)動輥轉(zhuǎn)速2.6 rad/s，芯輥進給速度分別取1.0 mm/s，1.3 mm/s，1.5 mm/s，1.8 mm/s和2.2 mm/s時，輾擴結(jié)束后筒形件內(nèi)部應變的分布。圖9為筒件子午面內(nèi)的應變分布?？梢钥闯?，筒形件子午面內(nèi)的應變分布不均勻，大應變區(qū)分布在筒形件上下兩端的局部區(qū)域內(nèi)，分別達到29.52，15.72，10.16，10.23和9.02.當芯輥進給速度為1 mm/s時(圖9a)，環(huán)件成形尺寸不符合要求，上下兩端變形極不均勻，且兩端處的魚尾和展寬缺陷嚴重，這是由于筒形件連續(xù)輾擴過程中的鍛透性較差，最終使得環(huán)件成形尺寸達不到要求而輾擴失敗。隨著芯輥進給速度的增加，展寬逐漸減小，鍛透性逐漸得到改善，這是由于增大芯輥進給速度相當于增大軋制力，在相同接觸狀態(tài)下，應力和應變隨之增大，所以軋制過程中的鍛透性得到改善，環(huán)件內(nèi)半徑和外半徑均勻長大，上下兩端邊緣處的魚尾和展寬也得到改善。當芯輥進給速達到1.5 mm/s時(圖9c)，繼續(xù)增加芯輥速度，展寬造成的應變不均勻性的改善程度基本趨于平穩(wěn)。說明隨著芯輥進給速度的增加，筒形件端部應變值越來越小，后期逐漸穩(wěn)定。除端部外，筒形件子午面高度其余大部分區(qū)域的應變較均勻，分別達到3.69，1.97，1.27，1.27和1.12.當芯輥進給速度達到2.2 mm/s時(圖9e)，筒形件中部大部分區(qū)域沿壁厚的變形不均勻性又逐漸顯著，這是因為芯輥進給速度的增加改善了鍛透性，使得環(huán)件內(nèi)外表面區(qū)域的大應變區(qū)域增加，環(huán)件中部的小應變區(qū)域減小，造成環(huán)件內(nèi)外表面變形較大，內(nèi)部變形較小，造成其沿壁厚放心的不均勻長大。筒形件中部大部分區(qū)域的應變平均值分別為3.69，1.97，1.69，1.69和1.69.而芯輥速度為1.5 mm/s以上時，筒形件中部的應變分布較均勻，即環(huán)件內(nèi)徑與外徑的變形程度相近，環(huán)件在軋制過程中內(nèi)徑與外徑可以均勻長大。由圖9a-e分析可得，芯輥進給速度取1.5 mm/s～1.8 mm/s時，對環(huán)件整體應變分布均勻性影響較小，即環(huán)件成形效果相近。

圖9 不同芯輥進給速度下輾擴后筒形件內(nèi)的應變分布Fig.9 Strain distributions in the cylindrical parts at different feeding velocities of the idle roller

為了進一步分析筒形件中部區(qū)域變形的均勻性，圖9(f)-(k)給出了不同芯輥速度條件下輾擴結(jié)束后，沿筒形件中部壁厚的徑向應變分布(應變分布標尺統(tǒng)一為0～2.00).當芯輥進給速度為1 mm/s時(即圖9(f))，徑向應變較高，且內(nèi)徑應變較高，內(nèi)外變形程度極不均勻，最終環(huán)件軋制失敗。當芯輥進給速度為1.3 mm/s～1.8 mm/s時(圖9(h)-(j))，徑向應變分布的規(guī)律一致，應變區(qū)域分布相近，但環(huán)件外徑處的大應變區(qū)域越來越大，中徑處的小應變區(qū)域分布大致相同，在壁厚區(qū)域的占比分別均約為30%，此現(xiàn)象原因是：芯輥進給速度的增加使軋制力增大，環(huán)件外表面區(qū)域的接觸面積不變，應變也隨之增大，內(nèi)外表面的應變差異減小，但芯輥速度的繼續(xù)增加，環(huán)件外接觸表面的應變超過內(nèi)接觸表面的應變，使得環(huán)件外表面的變形程度大于內(nèi)表面的變形程度，所以造成外表面區(qū)域的應變越來越大的現(xiàn)象；當芯輥進給速度增加到2.2 mm/s時(圖9(k))，外徑處的大應變區(qū)域繼續(xù)增大，中徑處的小應變區(qū)域增大，在壁厚區(qū)域的占比增加至40%，且不利于環(huán)件徑向方向的均勻變形。所以，由圖8(f)-(k)分析得出，芯輥進給速度取1.3 mm/s～1.8 mm/s較為合適。

綜合圖9(a)-(k)的軸向和徑向應變分布均勻性規(guī)律，同時考慮實際輾環(huán)過程的順利進行和設備的軋制力，在此坯料和輥系參數(shù)的條件下，芯輥進給速度取1.5 mm/s最佳。

圖9中芯輥進給速度1.0 mm/s，1.3 mm/s，1.5 mm/s，1.8 mm/s和2.2 mm/s對應的設計進給量分別為1.72 mm，2.24 mm，2.58 mm，3.10 mm和3.78 mm.也就是說，對于圖9計算的模擬參數(shù)下的實際輾擴工藝，最佳的芯輥進給速度1.5 mm/s對應的最小進給量為2.58 mm是更為合理的。

3 結(jié)論

(1)分析獲得了驅(qū)動輥和芯輥尺寸對φ712 mm/308 mm×2 mm筒形件軋制接觸弧長和變形區(qū)應變分布的影響規(guī)律，結(jié)果表明，驅(qū)動輥半徑為500 mm，芯輥半徑為130 mm，筒形件軋制的內(nèi)外接觸弧長之比最小，變形區(qū)應變分布的對稱性最好，相應鍛透所需的最小壓下量為3 mm.

(2)當輥系尺寸確定，通過改變φ712 mm/308 mm×2 mm筒形件內(nèi)徑(壁厚)，獲得了筒形件內(nèi)徑(壁厚)對軋制接觸弧長和變形區(qū)應變分布的影響規(guī)律。結(jié)果表明，筒形件內(nèi)徑164 mm(壁厚192 mm)時，筒形件軋制的內(nèi)外接觸弧長之比最小，變形區(qū)應變分布的對稱性好，鍛透所需的壓下量最小為2.2 mm.

(3)當筒形件尺寸為φ712 mm/308 mm× 2 mm，輥系尺寸采取結(jié)論1中結(jié)果，驅(qū)動輥轉(zhuǎn)速為2.6 rad/s時，模擬結(jié)果表明：芯輥進給速度為1.5 mm/s時，整個輾擴過程中均滿足鍛透性條件，筒件發(fā)生壁厚方向的整體變形，且輾擴結(jié)束后，筒形件內(nèi)部的應變分布均勻性好，筒形件中部大部分區(qū)域的應變平均值達到1.69，其對應的最小每轉(zhuǎn)進給量為2.58 mm.