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鍛件形狀對空穴擴(kuò)張比的影響[ 01-06 08:05 ]

在鐓粗過程中，由于變形不均勻，鍛件會產(chǎn)生腰鼓形狀，從而容易導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。一般情況下，腰鼓形越大，其鍛件表面越容易產(chǎn)生裂紋。而對于多大的腰鼓形才會導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生，目前尚未有明確結(jié)論。在實(shí)際鍛造過程中，只能憑借著經(jīng)驗(yàn)對腰鼓形的大小進(jìn)行控制，而無法準(zhǔn)確判斷鼓形大小的合理性。因此，本節(jié)將具體探討腰鼓形狀的大小對裂紋產(chǎn)生的影響，避免鍛件表面裂紋的產(chǎn)生，減少缺陷，將對實(shí)際鍛造過程具有重大的意義。 鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專利節(jié)能技術(shù)應(yīng)用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產(chǎn)

臨界空穴擴(kuò)張比的計算[ 01-05 10:05 ]

學(xué)者鄭長卿對空穴擴(kuò)張比計算經(jīng)過了長期研究，總結(jié)出了不同材料在以拉應(yīng)力為主應(yīng)力的情況下，臨界空穴擴(kuò)張比的經(jīng)驗(yàn)計算公式：計算數(shù)據(jù)結(jié)果，空穴擴(kuò)張比隨壓下率的變化曲線如圖 4-3 所示。由圖可見，鋼錠表面 P1、P2和 P3點(diǎn)的在載荷下的空穴擴(kuò)張比都隨壓下率的增大而迅速上升，其中鋼錠表面的中心 P1點(diǎn)的空穴擴(kuò)張比值上升速度最快，空穴擴(kuò)張比的值是最大的，這可以判定 P1點(diǎn)是最容易開裂的危險的點(diǎn)。當(dāng)壓下率到達(dá) 65%時，當(dāng) P1點(diǎn)的空穴擴(kuò)張比值已經(jīng)接近于臨界空穴擴(kuò)張比 VGC時，在壓下率繼續(xù)增大情況下，P1點(diǎn)的空穴擴(kuò)張比就會超

空穴擴(kuò)張比的計算[ 01-05 09:05 ]

利用鐓粗過程的有限元數(shù)值模擬，然后從模擬后處理結(jié)果中分別提取 P1、P2和 P3點(diǎn)的平均應(yīng)力、等效應(yīng)力和等效應(yīng)變數(shù)據(jù)等，然后帶入公式（4-11）分別計算應(yīng)力三維度 Ra和載荷下的空穴擴(kuò)張比 V，其數(shù)據(jù)如表 4-1 所示。鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專利節(jié)能技術(shù)應(yīng)用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產(chǎn)品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設(shè)備，歡迎致電咨詢:0510-88818999

裂紋產(chǎn)生危險點(diǎn)的選擇[ 01-05 08:05 ]

首先，在鋼錠的表面從中心到一端分別均勻的取 5個點(diǎn)進(jìn)行跟蹤鐓粗過程中的應(yīng)力應(yīng)變變化，其各個點(diǎn)周向應(yīng)力變化曲線如圖 4-2 所示。由圖可見，鋼錠表面各個點(diǎn)的周向應(yīng)力都隨著壓下率的增大而增大，而其中 P1、P2和 P3點(diǎn)由于靠近表面中心變形量大，周向拉應(yīng)力都比較大；而 P4和 P5點(diǎn)由于接近端面，變形程度小，周向拉應(yīng)力較小。根據(jù)宏觀的裂紋產(chǎn)生理論，較大的拉應(yīng)力易產(chǎn)生裂紋，P1、P2和 P3點(diǎn)都符合了要求，因此選取 P1、P2和 P3點(diǎn)來作為危險點(diǎn)進(jìn)行裂紋產(chǎn)生分析。 鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售

鐓粗過程縱向裂紋產(chǎn)生分析[ 01-04 10:05 ]

裂紋是鍛造生產(chǎn)中常見的主要缺陷之一，通常是先形成微觀裂紋，再擴(kuò)展成宏觀裂紋。在鐓粗時，鍛件的中間區(qū)域的變形量大，而兩端由于受到摩擦力影響變形較小，鍛件兩端金屬向中間流動時，中間金屬受到擠壓而向外，向外流動的金屬便使金屬表面產(chǎn)生切向的附加拉應(yīng)力。在鐓粗實(shí)際過程中，由于金屬材料變形不均勻引起的金屬表面的切向拉應(yīng)力，從而容易導(dǎo)致金屬材料側(cè)表面縱向裂紋的產(chǎn)生（如圖 4-1 所示）。根據(jù)鐓粗縱向裂紋產(chǎn)生的分析，從宏觀來看，裂紋產(chǎn)生的主要原因是由于鐓粗過程鍛件表面產(chǎn)生拉應(yīng)力。但從細(xì)觀的角度分析，金屬材料內(nèi)部空穴的形核、擴(kuò)張和聚

拔長過程鍛件尺寸變化[ 01-04 09:05 ]

圖 3-14 為拔長過程中鍛件橫截面尺寸試驗(yàn)測量值與有限元模擬值的變化情況。第 0次翻轉(zhuǎn)表示鍛造前鍛件橫截面尺寸，由圖 3-14 可見，橫截面尺寸 a 在翻轉(zhuǎn) 90°之前均增大，而在翻轉(zhuǎn) 90°之后，尺寸 a 會減小，并且在隨后每次出現(xiàn)翻轉(zhuǎn) 90°前后都會出現(xiàn)增大和減小的情況。而橫截面尺寸 b 則與尺寸 a 呈現(xiàn)相反的變化規(guī)律。這是由于在拔長過程，鍛件截面橫向尺寸由于金屬流動而出現(xiàn)“展寬”現(xiàn)象，尺寸會增大，而高度方向尺寸由于受到砧板鍛打，高度會下降

拔長過程溫度的比較[ 01-04 08:05 ]

圖 3-13 為拔長過程中鍛件側(cè)面的有限元模擬溫度與試驗(yàn)溫度的對比。模擬和試驗(yàn)過程采用翻轉(zhuǎn) 180°和 90°交替的翻轉(zhuǎn)方式。第 0 次翻轉(zhuǎn)表示鍛打前鍛件表面溫度，第 1次翻轉(zhuǎn)表示第一趟鍛打后（翻轉(zhuǎn)前）鍛件側(cè)表面溫度。由圖可見，起初的 2 次翻轉(zhuǎn)鍛件側(cè)面溫度變化比較小，這是由于鍛打過程鍛件側(cè)面只與空氣接觸，傳熱比較少。而鍛件側(cè)面溫度在第 3 次翻轉(zhuǎn)前急速下降，這是由于第 3 次翻轉(zhuǎn)前鍛打的是翻轉(zhuǎn)了 90°鍛件表面，鍛件的測量側(cè)面原來與砧面接觸，傳熱系數(shù)大，溫度下降比較快。在第 4 次翻轉(zhuǎn)前鍛

鐓粗過程的變形尺寸比較[ 01-03 15:03 ]

鍛件尺寸作為鍛件的形狀的一個重要特征，通過驗(yàn)證其尺寸的變化一致性可以用來驗(yàn)證金屬材料的流動性能和力學(xué)性能的參數(shù)的可靠性。 鐓粗過程的鍛件的尺寸試驗(yàn)測量值和有限元模擬計算值如圖 3-12 所示。由圖 3-12（a）可見，鐓粗過程鍛件高度尺寸隨著鍛錘次數(shù)的增加而逐步減小，在初始階段鍛件高度下降比較快，而在后面階段鍛件高度變化速度減小。這是由于在開始鐓粗時，鍛件變形溫度比較高，變形抗力較小，因此在鐓粗過程的前面階段鍛件高度尺寸下降比較快。而隨著鐓粗的進(jìn)行，鍛件溫度有所下降，且鍛件與砧的接觸面積增大，變形抗力增大

鐓粗過程的表面溫度對比[ 01-03 14:54 ]

在鍛造過程中，鍛件溫度是作為控制鍛造過程開展的一個重要指標(biāo)，也是材料熱物理性能的表現(xiàn)，因此通過試驗(yàn)來驗(yàn)證有限元模型鍛件表面溫度的分布，可以驗(yàn)證有限元材料模型的熱物理性能參數(shù)的準(zhǔn)確性。 鐓粗過程鍛件側(cè)表面溫度的試驗(yàn)測量結(jié)果與模擬結(jié)果如圖 3-11（a）所示，當(dāng)打擊錘數(shù)初始為 0，即表示鍛造前鍛件側(cè)表面的試驗(yàn)測量值。在整個鐓粗過程，鍛件側(cè)表面溫度的試驗(yàn)值要小于模擬值，并且試驗(yàn)值與模擬值的差值隨著打擊錘數(shù)的增加而增大。 鐓粗過程鍛件端面溫度變化曲線如圖 3-11（b）所示，從鍛錘數(shù) 0 到第 3 錘之

第一次拔長鍛造過程的測量[ 01-03 14:39 ]

對于拔長過程數(shù)據(jù)的測量，本試驗(yàn)選取鍛件截面尺寸鍛打接近至 200mm×200mm時，開始測量鍛打后鍛件表面溫度和截面尺寸的變化數(shù)據(jù)。鍛打過程中，采用鍛件翻轉(zhuǎn)180°－90°交替鍛打的拔長方法（如圖 3-7 所示），即每鍛件鍛打完一趟后，逆時針翻轉(zhuǎn)180°進(jìn)行鍛打一趟，然后再逆時針翻轉(zhuǎn)90°鍛打一趟，接著又繼續(xù)循環(huán)下去。為了記錄的方便，把最初鍛打鍛件朝向向上的橫截面變長尺寸標(biāo)記為 a，把朝向向右的橫截面邊長尺寸標(biāo)記為 b，如圖 3-8 所示。每鍛打完一趟后，測量被鍛打后表面

第一次鐓粗鍛造過程的測量[ 01-02 10:05 ]

在鐓粗過程中，選取每鍛打鍛件 1錘，對鍛件測量一次。測量過程利用紅外測溫儀快速測量鍛件端面中心點(diǎn)的溫度和表面中心點(diǎn)的溫度（如圖 3-6 所示），并用卡鉗和量尺測量鍛件變形的尺寸，包括鍛件中間鼓肚最大直徑 Dmax、及高度 H。當(dāng)鍛件高度鐓粗至 190mm 時，停止測量數(shù)據(jù)，測量數(shù)據(jù)如表 3-5 所示。鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專利節(jié)能技術(shù)應(yīng)用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產(chǎn)品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設(shè)備，歡迎致電咨詢:0510-88818999

鍛造試驗(yàn)測量方法[ 01-02 09:05 ]

根據(jù)表 3-4 所制定的鍛造工藝卡進(jìn)行鍛造，其試驗(yàn)過程中鐓粗和拔長工序如圖3-5所示，鍛打過程中通過夾鉗進(jìn)行手動轉(zhuǎn)動、翻轉(zhuǎn)和送進(jìn)等操作。由于鍛造過程包含了鐓粗和拔長兩種主要鍛造工序，其變形量比較大。因此本試驗(yàn)選取了第一次鐓粗和第一次拔長過程進(jìn)行數(shù)據(jù)的測量。 鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專利節(jié)能技術(shù)應(yīng)用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產(chǎn)品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設(shè)備，歡迎致電咨詢:0510-88818999

試驗(yàn)鍛造加熱設(shè)備—室式鍛造加熱爐[ 01-02 08:05 ]

加熱設(shè)備采用 1.5×1M 天然氣加熱爐如圖 3-1 所示，爐子爐膛規(guī)格深 1000mm×寬1500mm×高 1700mm，最高加熱溫度 1280℃。加熱爐加熱過程的溫度采用可編程電腦控制系統(tǒng)進(jìn)行控制，溫度控制精度：±5℃，溫度均勻性≤6℃。 鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專利節(jié)能技術(shù)應(yīng)用,每年為企業(yè)節(jié)省40%-70%的能源成本,主要產(chǎn)品加熱爐,工業(yè)爐,節(jié)能爐,蓄熱式爐,垃圾氣化處理設(shè)備，歡迎致電咨詢:0510-88818

鍛造方法的第二次拔長的形狀[ 01-01 10:05 ]

采用三種不同鍛造方法拔長后，坯料的形狀如圖 2-33 所示。三個坯料的總體尺寸大致為1500mm×485mm×485mm，達(dá)到了預(yù)定的尺寸要求。由圖可見，三個坯料總體形狀相同，只有在坯料的兩端形狀有所不同。在坯料的兩端，由于受到鍛錘的擊打，金屬流動而產(chǎn)生一定的腰鼓形。采用軸向反復(fù)鐓拔和徑向十字鍛造法鍛造后，坯料兩端的腰鼓形狀基本是一致的；而采用綜合鍛造法鍛造后，坯料兩端的腰鼓形最小，這是由于采用綜合鍛造法第二次拔長時，坯料是通過轉(zhuǎn)角 45°倒棱來進(jìn)行拔長，在倒棱過程中，由于砧板于坯料

鍛造方法的第二次拔長的鍛造載荷分析[ 01-01 09:05 ]

當(dāng)坯料長度達(dá)到 1100mm 時，先鍛打坯料一趟后，然后翻轉(zhuǎn) 90°再鍛打一趟，分別記錄不同鍛造方法在此過程中上砧板受到最大的鍛造載荷曲線（如圖 2-32 所示）。由圖可見，采用綜合鍛造法拔長時上砧板的鍛造載荷要比軸向拔長和徑向拔長時的鍛造載荷小，其原因是在綜合鍛造法拔長采用的是倒棱壓方拔長，拔長過程坯料與砧板之間的接觸面積要比其他兩種拔長方法小，鍛造變形抗力會相對比較小一些。而軸向反復(fù)鐓拔和徑向十字鍛造法的拔長鍛造載荷變化曲線比較一致，其原因是在鍛造條件下，兩種方法的鍛造坯料形狀比較一致，變形抗力相似。在

鍛造方法的第二次拔長的表面溫度場分析[ 01-01 08:05 ]

采用不同鍛造方法第二次拔長后，坯料表面溫度場分布情況如圖 2-30 所示。由圖可見，三種不同鍛造方法拔長后坯料表面溫度有一個共同點(diǎn)，是低溫區(qū)主要出現(xiàn)在坯料的兩端的邊緣區(qū)域，這是由于坯料兩端邊緣處散熱性好，溫度低些。而不同點(diǎn)是采用軸向反復(fù)鐓拔法拔長后坯料表面溫度分布比較均勻；而采用徑向十字鍛造法和綜合鍛造法拔長后坯料表面溫度低溫區(qū)相對比較多一些，其原因是第二次拔長時坯料拔長方向不同所造成的，軸向拔長時，坯料兩端端面 E1與砧板的接觸，而徑向十字和綜合拔長時，坯料側(cè)表面 S1是第二次鐓粗與砧板接觸的表面，因此三種不同鍛

第二次鐓粗的成形質(zhì)量和形狀分析[ 12-31 10:05 ]

三種不同鍛造方法第二次鐓粗完成后坯料的形狀如圖 2-28 所示。由圖可見，第二次鐓粗后，坯料近似一個正方體。與第一次鐓粗后的腰鼓圓柱體相比，形狀有很大的差異。這是由于鐓粗前坯料的形狀不同所造成的。三種不同鍛造方法鐓粗后的坯料側(cè)表面都有明顯的下凹，這是在第一次拔長后坯料側(cè)表面 S1的不平整下凹所造成的?？梢?，第一次拔長的坯料表面的成形質(zhì)量對第二次鐓粗后坯料的表面成形質(zhì)量有著直接的影響。 坯料的鐓粗后的側(cè)視圖如圖 2-29 所示，由圖可見，采用軸向反復(fù)鐓拔法鐓粗后，坯料中間出現(xiàn)的鼓肚形要比采用徑向十字鍛造法和

第二次鐓粗的鍛造力分析[ 12-31 09:05 ]

第二次鐓粗過程中鍛錘最大鍛造載荷變化曲線如圖 2-27 所示。由圖可見，不同鍛造方法第二次鐓粗過程的鍛造力載荷曲線的變化規(guī)律基本是一致的，坯料內(nèi)部金屬材料會產(chǎn)生致密現(xiàn)象，并且坯料與砧板的接觸面積會越來越大，導(dǎo)致了砧板的鍛造力隨著壓下率的增大了線性增大。在鐓粗的起始階段，采用軸向鐓拔法的鍛造載荷上升速度比采用徑向十字和綜合法的鍛造載荷上升速度快，主要是由于軸向鐓粗的坯料兩端鼓肚形狀要小于其他兩種鍛造方法坯料兩端鼓肚形狀，在相同相對壓下率的情況下，坯料兩端與砧的接觸面積最大。而隨著鐓粗的進(jìn)行，壓下率不斷增大，不同鍛造方

第二次鐓粗的表面溫度分析[ 12-31 08:05 ]

第二次鐓粗完成后坯料的溫度場如圖 2-24 所示，由于前面鍛造方法的相同，因此采用徑向鍛造法和綜合鍛造方法第二次鐓粗后溫度場相同的。由圖可見，由于鐓粗過程中，溫度比較低的上下砧板與坯料兩端反復(fù)的進(jìn)行接觸，坯料與砧板之間的傳熱速度要比坯料與空氣之間的傳熱速度快，坯料兩端面 E1溫度比較低。在坯料端面 E1的外緣區(qū)域分布著不均勻低溫區(qū)，這與第一鐓粗后的溫度場有所不同。其原因主要是坯料經(jīng)過前面的鍛造后，變形已經(jīng)比較嚴(yán)重，形狀不均勻?qū)ΨQ，造成了第二鐓粗時坯料端面與砧板之間的接觸不均勻，坯料端面的傳熱也產(chǎn)生了偏差。在坯料的側(cè)

第一次拔長的表面成形質(zhì)量[ 12-30 10:05 ]

第一次拔長完成后，坯料的表面質(zhì)量如圖 2-21 所示。為了分析坯料表面的缺陷，分別取坯料的中心平面，然后測量一個側(cè)面中心線上的 15 個點(diǎn)到中心平面的距離，如圖 21 所示。三種不同鍛造方法的拔長后坯料側(cè)面的平整情況如圖 2-22b 所示。由圖可見，軸向拔長 Xmax=-247，Xmin=-254mm，最大偏差為 7mm；徑向和綜合拔長 Xmax=-246，Xmin=-253mm，最大偏差為 7mm。因此，采用徑向拔長的方法時，拔長后的平面平整、質(zhì)量較好。鳳谷工業(yè)爐集設(shè)計研發(fā),生產(chǎn)銷售,培訓(xùn)指導(dǎo),售后服務(wù)一體化,專