當(dāng)前，在重型裝備制造企業(yè)里，象冶金設(shè)備、鍛造設(shè)備和電站轉(zhuǎn)子等重型鍛件中的很大一部分為軸類鍛件，都是用鍛造液壓機(jī)自由鍛造生產(chǎn)的，所以不可避免地存在鍛造精度低，表面質(zhì)量差，加工余量大，鍛造火次多等缺點。 在激烈競爭的市場環(huán)境下，迫切需要通過改進(jìn)鍛造工藝，升級鍛造設(shè)備來提高液壓機(jī)的鍛造質(zhì)量、精度和工作效率。如今， 生產(chǎn)中、小型軸類件時已基本上不再采用自由鍛造方法，而代之以徑向鍛造液壓機(jī)，可以將鍛造效率提升數(shù)倍，鍛造質(zhì)量和精度也得到很大提升。因此，本文嘗試用大型液壓機(jī)配合專用的徑向鍛造工具生產(chǎn)重型軸類鍛件，以提升鍛造質(zhì)量、精度和工作效率。 與自由鍛造相比，徑向鍛造所使用的鍛造工具已經(jīng)有很大變化。自由鍛造一般使用上、下平砧、上、下V 形砧或上平、下V 砧進(jìn)行鍛造，通過砧子單方向運動使錠料或坯料受壓而產(chǎn)生變形（見圖1）。
由于在自由鍛造的條件下，鍛件的鍛造中心是不斷變化的，所以無法實現(xiàn)精確鍛造，并且鍛造效率較低。而徑向鍛造一般采用四個錘頭，在同一平面內(nèi)分成兩組， 能夠同時在鍛件上施加均勻分布的鍛打力（見圖2）。 可見，徑向鍛造就是用沿零件周向呈“X” 形分布的4 個錘頭，在驅(qū)動機(jī)構(gòu)的帶動下，在鍛件的徑向方向進(jìn)行鍛造， 所以鍛造中心能夠始終保持不變，使材料在高靜水壓力的應(yīng)力狀態(tài)下沿軸向、徑向流動。由于寬展塑性變形受到徑向鍛造工具的限制， 從而使金屬的塑性變形以軸向延伸為主， 所以極大地提高了鍛造效率。1發(fā)現(xiàn)現(xiàn)狀 （1） 由俄羅斯生產(chǎn)的機(jī)械式徑向鍛造設(shè)備（見圖3）是通過液壓機(jī)對鍛造工具施壓，再通過工具內(nèi)部的楔塊實現(xiàn)4 點沿徑向的同步鍛造， 但是由于這類工具不能保證鍛造中心的一致性，無法完成快速鍛造， 對鍛造效率和精度提升有限。（2） 德國SMS MEER 公司生產(chǎn)的徑向鍛造液壓機(jī)（見圖4），配合兩臺操作機(jī)，鍛造效率非常高，質(zhì)量極佳且鍛造精度好，國內(nèi)很多鋼鐵企業(yè)都將此設(shè)備用于中、小型軸類件的高精度鍛造。但該類徑向鍛造液壓機(jī)的最大鍛造直徑只能達(dá)到Φ1000mm，鍛造力只能夠達(dá)到20 MN，僅適合直徑Φ1000mm 以下軸類鍛件的批量生產(chǎn)，并且設(shè)備投資非常大，如果鍛件無法達(dá)到一定產(chǎn)量，很難獲得經(jīng)濟(jì)效益。2研究目的和意義 本文所研究的徑向鍛造工藝， 主要應(yīng)用于Φ1000mm 以上的重型軸類鍛件的鍛造生產(chǎn)，比較適合重型軸類鍛件批量小、種類多、直徑較大的特點。通過本文對徑向鍛造工藝進(jìn)行的數(shù)值模擬和工藝可行性評估，初步確定了60MN 液壓機(jī)用徑向鍛造工具的主要技術(shù)參數(shù)， 為徑向鍛造工具的具體設(shè)計提供理論支持。3徑向鍛造工藝設(shè)計 本文以某支承輥鍛件為例（見圖5） 設(shè)計一套徑向鍛造工藝以取代原自由鍛造工藝中的拔長工序。3.1 自由鍛造工藝（1） 鋼錠出爐， 壓鉗口。（2） 鐓粗至Φ2280 mm×2000 mm。（3） KD法拔長至Φ1400 mm×5870 mm（見圖6）。①滿砧進(jìn)給，順錘壓下，壓完1 道次后翻轉(zhuǎn)90°錯半砧， 壓下1 道次。 ②壓下量為坯料高度的20%。 ③清理裂紋。（4）分料A、B 兩塊（見圖7）。料A：Φ1400 mm×2450 mm料B：Φ1400 mm×2450 mm（5） 拔長至Φ1270 mm×2975mm（見圖8）。（6） 拔長出臺階， 出成品兩件（見圖9）。 拔長工序的變形過程：3.2 徑向鍛造工藝的規(guī)劃 可見，用自由鍛造工藝鍛造毛坯需要6 道工序，其中的第5、6 道工序為拔長工序，總共需要兩個火次才能完成，本文就是用徑向鍛造工藝替代自由鍛造的最后2 道拔長工序，以便在1個火次之內(nèi)完成拔長工序。 拔長工藝一共分為10個工步（見圖10）。（1）毛坯出爐運輸和裝卡， 耗時15 min。（2）將覫1400 mm×2450 mm 毛坯整段拔長至Φ1270 mm×2975 mm。（3） 將毛坯一端拔長出第一段臺階Φ895 mm×965 mm。（4） 將毛坯一端拔長出第二段臺階Φ825 mm×1 025 mm。（5） 將毛坯一端拔長出第三段臺階Φ555 mm×460 mm。（6） 掉頭， 耗時10min。（7） 將另一端拔長出第一段臺階Φ895mm×1040mm。（8） 將另一端拔長出第二段臺階Φ825mm×1390mm。（9） 將另一端拔長出第三段臺階Φ555 mm×620 mm。（10） 完成輥身的滾圓工步。3.3 鍛造工步的詳細(xì)設(shè)計（1） 工步2 的鍛件截面變形過程將Φ1400 mm×2850 mm 毛坯整段鍛成Φ1270mm×2975mm 的截面變形圖（見圖11）。 圖11（a）的截面為8 個鍛造面，錘頭壓下1次能夠完成4個面的鍛造，然后零件旋轉(zhuǎn)1 次，再完成另外4 個面的鍛造，每道次進(jìn)給4 次， 一共鍛造10 次。 圖11（b）和（c）時， 零件各轉(zhuǎn)動2 次，軸向各進(jìn)給4 次， 鍛造次數(shù)各10 次。 工步2 合計鍛造30 次。（2） 工步3 的鍛件截面變形過程將Φ1270 mm×2975 mm 毛坯一端鍛出Φ895mm×965 mm 的臺階（見圖12）。 圖12（a）的截面為8 個鍛造面，錘頭壓下1次完成4 個面的鍛造，然后零件旋轉(zhuǎn)1 次，完成另外4 個面的鍛造，一共鍛造2 次。 圖12（b）時零件轉(zhuǎn)動2次，鍛造次數(shù)為2次。 圖12（c）、（d）、（e）、（f） 時，零件各轉(zhuǎn)動2次， 軸向各進(jìn)給1次， 鍛造次數(shù)各4 次。 工步3 合計鍛造20 次。（3） 工步4 的鍛件截面變形過程將Φ895mm×965 mm 毛坯一端鍛出Φ825 mm×1025 mm 的臺階（見圖13）。 圖13（a） 的截面為8 個鍛造面，錘頭壓下1次完成4 個面的鍛造，然后零件旋轉(zhuǎn)1 次，完成另外4 個面的鍛造， 軸向進(jìn)給1 次， 一共鍛造4 次。 圖13（b）時，零件轉(zhuǎn)動2 次，軸向進(jìn)給1次， 鍛造4 次。 工步4合計鍛造8 次。（4）工步5的鍛件截面變形過程將Φ825 mm×1025 mm 毛坯一端鍛出Φ555mm×460 mm 的臺階（見圖14）。 圖14（a） 的截面為8 個鍛造面， 錘頭壓下1次完成4 個面的鍛造， 然后零件旋轉(zhuǎn)1 次，完成另外4 個面的鍛造， 一共鍛造2 次。 圖14（b） 時， 零件轉(zhuǎn)動2 次， 鍛造2 次。 圖14（c） 時， 零件轉(zhuǎn)動1 次， 鍛造1 次。 圖14（d） 時， 零件轉(zhuǎn)動2 次， 鍛造2 次。工步5合計鍛造7 次。（5） 工步7~工步10 的鍛件截面變形過程工步7~工步9 為零件掉頭后進(jìn)行另一端軸頸的鍛造， 鍛造工藝與工步3~工步5 相同， 只是由于在前面鍛造過程中鍛件在空氣冷卻下產(chǎn)生溫降，需要適當(dāng)減小壓下量， 以滿足工具的鍛造能力。 上述3 個步驟共需要23 道次， 鍛造75 次。 工步10，最后的滾圓是將軸頸鍛成內(nèi)切圓直徑為Φ1270 mm 的16 邊形， 然后轉(zhuǎn)動3次，每次轉(zhuǎn)動22.5°， 軸向進(jìn)給2次， 共鍛造12次， 完成滾圓。（6） 鍛造次數(shù)統(tǒng)計 經(jīng)統(tǒng)計該支承輥的拔長工序共需要152次鍛造（見表1）。（7） 鍛造時間估算 用液壓機(jī)配合徑向鍛造工具所得鍛造頻率約為5 次/min 左右。而拔長鍛造共需要152 次，鍛造耗時約30 min，再加上上料的15 min 及掉頭的10min，拔長工序的總耗時約為55 min， 可見只需1個火次就可以完成軸頸的鍛造，大大提高了鍛造效率。4鍛造工藝的數(shù)值模擬 本文通過數(shù)值模擬對上述徑向鍛造工藝的可行性進(jìn)行驗證， 以便確定最大鍛造力與壓下量的關(guān)系， 以及鍛件的實際變形情況和鍛造質(zhì)量， 最終驗證所設(shè)計的用大型液壓機(jī)配合徑向鍛造工具的拔長工藝的可行性。 由于拔長工序的鍛造次數(shù)較多， 軸向進(jìn)給的鍛造力差別不大， 而且鍛造的動作基本相同， 所以本文不做完整的軸向進(jìn)給數(shù)值模擬， 只進(jìn)行截面變形的鍛造分析， 且只對關(guān)鍵的鍛造步驟進(jìn)行模擬， 分析鍛造相關(guān)參數(shù)對鍛造力的影響。 模擬材料：45Cr4NiMoV， 1100 ℃時的流動應(yīng)力為53 MPa， 1200 ℃時流動應(yīng)力為33 MPa（見圖15）。錘頭砧寬600 mm錘頭壓下速度20 mm/s
4.1 溫降對鍛造力的影響
由于鍛造過程中溫降對鍛造力的影響比較大，所以必須加入溫降模擬過程，然后與鍛造過程進(jìn)行耦合，使得模擬過程在最大程度上與實際情況相符。
模擬條件：鍛件溫度1250 ℃，環(huán)境溫度21℃， 模擬1 h 的溫降（見圖16）。 將支承輥鍛造過程中的鍛件表面實測溫降與模擬值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)模擬值與實測值高度吻合，可以反映實際的溫降過程（見圖17）。4.2 鍛造工步2模擬（1） 模擬條件第1 道次：空冷15 min ， 坯料直徑Φ1400mm， 壓下量35 mm。第2 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量35 mm。第3 道次：工件旋轉(zhuǎn)22.5°， 壓下量65 mm。第4 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量65 mm。（2） 模擬結(jié)果第1 道次鍛造力為220 kN（圖略）。第2 道次鍛造力為240 kN（圖略）。第3 道次鍛造力為269 kN（圖略）。第4 道次鍛造力為272 kN（圖略）。4.3 鍛造工步3模擬（1） 模擬條件第1 道次：坯料直徑Φ1270 mm， 工件旋轉(zhuǎn)22.5°， 壓下量70 mm。第2 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量70 mm。第3 道次：工件旋轉(zhuǎn)22.5°， 壓下量80 mm。第4 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量80 mm。（2） 模擬結(jié)果第1 道次鍛造力為314 kN（圖略）。第2 道次鍛造力為313 kN（圖略）。第3 道次鍛造力為294 kN（圖略）。第4 道次鍛造力為329 kN（圖略）。4.4 鍛造工步7 模擬（1） 模擬條件第1 道次：空冷38 min， 坯料直徑覫1 270mm， 工件旋轉(zhuǎn)22.5°， 壓下量70 mm。第2 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量70 mm。第3 道次：工件旋轉(zhuǎn)22.5°， 壓下量80 mm。第4 道次：工件旋轉(zhuǎn)45°， 壓下量80 mm。（2） 模擬結(jié)果第1 道次鍛造力為396 kN（圖略）。第2 道次鍛造力為365 kN（圖略）。第3 道次鍛造力為391 kN（圖略）。第4 道次鍛造力為379 kN（圖略）。4.5 模擬數(shù)據(jù)分析 結(jié)合60 MN 液壓機(jī)結(jié)構(gòu)和能力，對比數(shù)值模擬的結(jié)果，初定確定了徑向鍛造工具的主要技術(shù)參數(shù)：最大單錘頭的鍛造力280kN， 最大鍛造直徑Φ1400 mm。 在工步2 時鍛造力都在280 kN 以下， 在工步3 時可以通過降低壓下量以使鍛造力降到280 kN以下， 而掉頭之后考慮溫降的影響， 在工步7 時鍛造力大于280 kN， 此時應(yīng)減小壓下量并控制壓下速度以降低鍛造力， 滿足鍛造工具的最大鍛造能力。5結(jié)語 （1） 通過本文對支承輥鍛件徑向鍛造工藝的設(shè)計及數(shù)值模擬， 驗證了用徑向鍛造方法鍛造重型軸類件的可行性。（2） 確定了在60 MN 液壓機(jī)上應(yīng)用徑向鍛造工具的主參數(shù)， 包括最大鍛造直徑和最大鍛造力以及錘頭的參數(shù)， 為下一步具體設(shè)計提供了可靠的工藝參數(shù)。作者：文/一重集團(tuán)大連設(shè)計研究院有限公司.殷文齊
