隨著鋼鐵、能源、石油化工以及造船業(yè)的發(fā)展，尤其是核電裝備制造業(yè)的發(fā)展，所需大鍛件的噸位總量逐年增加，單個(gè)大鍛件的重量與尺寸不斷增大，同時(shí)對(duì)其組織性能要求的標(biāo)準(zhǔn)也在不斷提高。為滿足這種對(duì)大鍛件不斷增長(zhǎng)的需求，原有的鍛造工藝方法必須不斷改進(jìn)。中心壓實(shí)法(Japan-Tefeno-Shikano, JTS)，又稱差溫鍛造法，是日本的館野萬(wàn)吉等在1958 年發(fā)明的一種鍛造方法。該法自傳入我國(guó)以來(lái)，在各重機(jī)廠沿用至今。工藝過(guò)程是，出爐的高溫毛坯先進(jìn)行表面快速冷卻，在鍛坯截面上自外至里形成較大的溫度梯度，然后用上窄砧下平臺(tái)對(duì)鍛件單面施壓。傳統(tǒng)的冷卻方法是用大功率鼓風(fēng)機(jī)強(qiáng)迫風(fēng)冷，給鍛造車間造成諸多不便，故此，現(xiàn)今各工廠都靠鍛坯自然冷卻至表面溫度到700～800 ℃，然后開壓。由于鍛坯自然冷卻很難在鍛坯表面與心部形成合適的溫度梯度，既增大了設(shè)備載荷，又難保證心部空洞、疏松缺陷的壓實(shí)；鍛坯自然冷卻需要較長(zhǎng)時(shí)間，浪費(fèi)設(shè)備有效工作時(shí)間。因此，研究一種新的大鍛件壓實(shí)鍛造方法，對(duì)提高我國(guó)大鍛件的制造技術(shù)將有重要意義。鄧陟等用密柵云紋技術(shù)和氣動(dòng)儀法研究了中心無(wú)拉應(yīng)力鍛造(Free from mannesmann, FM)法、寬砧強(qiáng)壓鍛造(Wide die heavy blow forging, WHF)法和V 形砧拔長(zhǎng)時(shí)的孔洞閉合效果和條件。文獻(xiàn)基于細(xì)觀塑性理論和體胞模型，推導(dǎo)出了大鍛件內(nèi)部空洞的體積演化方程。本文利用工裝改善鍛坯中心的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，獲得最佳的鍛造工藝參數(shù)并確定影響空洞閉合的主要因素。
傳統(tǒng)的JTS 法是依靠低溫表層硬殼，在專用的上窄砧、下平臺(tái)上對(duì)鍛坯強(qiáng)壓，使變形集中于心部，并處于高的三向壓應(yīng)力狀態(tài)，有效地壓實(shí)鍛件心部的孔隙性缺陷。新中心壓實(shí)法(New-Japan-Tefeno-Shikano, NJTS)鍛造則是借助設(shè)計(jì)的一種特殊輔具工裝(簡(jiǎn)稱工裝)，工裝的作用除可向鍛坯施壓外，更重要的是替代傳統(tǒng)的中心壓實(shí)方法中低溫表層硬殼的作用，使鍛坯心部處于強(qiáng)烈的三向壓應(yīng)力狀態(tài)，并產(chǎn)生大的變形。新中心壓實(shí)法的力學(xué)原理與工裝結(jié)構(gòu)如圖1 所示。 圖1a 是NJTS 法的力學(xué)原理圖，傳統(tǒng)JTS 法技術(shù)關(guān)鍵是在鍛坯表層形成冷殼，以便于在內(nèi)部形成高的靜水壓力。為替代傳統(tǒng)JTS 法表層冷殼的作用,變形部分金屬除上下受工裝的強(qiáng)壓外，左右兩側(cè)也同時(shí)受工裝的迫壓，前后方向，由于工裝與毛坯的摩擦作用，心部金屬的流動(dòng)受外層金屬的阻礙，在整個(gè)變形區(qū)域形成大的靜水壓力。為實(shí)現(xiàn)上述力學(xué)原理設(shè)計(jì)了圖1b 所示的工裝。它由槽口相對(duì)的上、下兩個(gè)槽型固定板(上、下固定板)與置于兩固定板之間的左、右兩個(gè)側(cè)擋塊通過(guò)8 個(gè)L 形導(dǎo)向板連接組成的一個(gè)上下、左右對(duì)稱機(jī)構(gòu)。槽型固定板與左右側(cè)擋塊通過(guò)兩角度相同的斜面接觸，形成滑動(dòng)配合。L 形導(dǎo)向板長(zhǎng)端用螺釘固定在上、下固定板上，短端嵌入側(cè)擋塊外側(cè)的凹槽，形成滑動(dòng)配合，使上、下固定板和側(cè)擋塊能夠?qū)崿F(xiàn)聯(lián)動(dòng)，側(cè)擋塊的外側(cè)面上設(shè)置有中心凹槽，與固定板內(nèi)側(cè)壁上的導(dǎo)向滑鍵配合，為固定板與側(cè)擋塊的相互運(yùn)動(dòng)做導(dǎo)向。 使用工裝壓實(shí)時(shí)，首先將鋼錠鍛成圖1 中序號(hào)6 所示的截面形狀的鍛坯，然后在鍛造操作機(jī)或鍛造天車夾持下，把鍛坯放入處于張開狀態(tài)的工裝內(nèi)，下固定板安裝在水壓機(jī)的移動(dòng)工作臺(tái)上，上固定板固定在水壓機(jī)動(dòng)梁上，上固定板在水壓機(jī)作用下，帶動(dòng)上壓實(shí)砧向下運(yùn)動(dòng)，同時(shí)迫使左、右側(cè)擋塊沿槽型固定板內(nèi)斜面向內(nèi)、向下運(yùn)動(dòng)，對(duì)置于中心的坯料進(jìn)行夾緊壓實(shí)。起壓實(shí)作用的主要是上、下壓實(shí)砧，左、右側(cè)擋塊主要起夾緊作用，水平方向移動(dòng)的位移很小。一次壓下以后，上固定板隨水壓機(jī)上行，左、右側(cè)擋塊在L 形導(dǎo)向板作用下，與上固定板聯(lián)動(dòng)上行，向上及外側(cè)移動(dòng)松開坯料，從而實(shí)現(xiàn)坯料的進(jìn)給，壓完坯料垂直的兩面后，將坯料進(jìn)行壓肩、倒角再對(duì)其它兩面進(jìn)行壓實(shí)。 鍛件在上下壓實(shí)砧及左右側(cè)擋塊的作用下，心部可產(chǎn)生強(qiáng)烈的靜水壓應(yīng)力和大的等效應(yīng)變，有利于修復(fù)鍛件內(nèi)部的孔隙性缺陷，達(dá)到甚至超過(guò)傳統(tǒng)JTS 法的鍛造效果，由于略去了傳統(tǒng)JTS 法鍛前的表面降溫工序，工藝簡(jiǎn)單，改善了工作環(huán)境；由于沒(méi)有溫降，與傳統(tǒng)JTS 法相比，降低鍛造時(shí)所需的載荷，可以在現(xiàn)有設(shè)備上鍛造重量和尺寸更大的鍛件。圖2 是使用NJTS 法時(shí)毛坯截面上靜水壓應(yīng)力和等效應(yīng)變的分布，由圖2 可知，除砧角處因應(yīng)力集中造成更高的壓應(yīng)力外，整個(gè)毛坯截面上處處都為基本均勻分布的壓應(yīng)力，這種應(yīng)力分布，不僅有利于空洞、疏松缺陷的消除，也有利于防止鍛造過(guò)程中新的缺陷形成。就應(yīng)變分布而言，也非常合理，截面中心區(qū)域有最大的變形。 1.2 NJTS 鍛造方法工藝參數(shù) 對(duì)于NJTS 法，影響鍛造效果的主要工藝參數(shù)有：上下壓實(shí)砧寬度與鍛件初始截面的高度之比(砧寬比)b1/h0、b2/h0，上下壓實(shí)砧長(zhǎng)度與鍛件原始高度之間的比值(砧長(zhǎng)比)l1/h0、l2/h0；左右側(cè)擋塊寬度與鍛件原始高度之間的比值(側(cè)寬比)b3/h0；左右側(cè)擋塊與上下槽型固定板的接觸平面角度(側(cè)壓角)α，上下壓實(shí)砧及左右側(cè)擋塊與中間坯料的接觸摩擦因數(shù)μ，以及壓實(shí)時(shí)的相對(duì)壓下量η，如圖1b 所示。避免鍛后鍛件中心線與鋼錠中心線的偏移，取b1=b2=b3=b，l1=l2=l。主要工藝參數(shù)的初始取值和研究的工藝路線示于圖3。
2.1 模型的建立
大型鍛件的毛坯是鋼錠，空洞與疏松大都集中在鋼錠的截面心部，鍛造的一個(gè)主要目的是修復(fù)這些心部缺陷，為評(píng)價(jià)NJTS 法本身及工藝參數(shù)的優(yōu)劣，選擇對(duì)空洞缺陷修復(fù)的效果作為衡量的標(biāo)準(zhǔn)。數(shù)值模擬使用DEFORM-3D 軟件，模型與網(wǎng)格的劃分如圖4 所示。
為便于與后續(xù)的物理模擬進(jìn)行比較，模型尺寸如下：截面高110 mm、寬90 mm，軸向長(zhǎng)度140 mm。在以坯料橫截面中心為一個(gè)頂點(diǎn)，邊長(zhǎng)20 mm 的正方形四個(gè)角上各設(shè)直徑為2 mm 的球形空洞，空洞直徑與坯料高之比為1/55，由于在中心壓實(shí)過(guò)程中，坯料變形基本是對(duì)稱的，取其1/2 建模，對(duì)中心空洞進(jìn)行網(wǎng)格的細(xì)化分技術(shù)，劃分網(wǎng)格79 988 個(gè)，節(jié)點(diǎn)17 848 個(gè)，模具網(wǎng)格都是8 000 個(gè)。4 個(gè)空洞編為1～4 號(hào)，1 號(hào)空洞在截面中心位置，2 號(hào)空洞在豎直對(duì)稱面上，4 號(hào)空洞在水平對(duì)稱面上?？斩唇孛鎴A的水平軸為a' 軸，豎直軸為b' 軸，空洞c' 軸沿坯料的軸向。
模擬材料是剛粘塑性材料55 鋼，坯料與上下壓實(shí)砧及左右側(cè)擋塊的摩擦按剪切摩擦處理摩擦因數(shù)取最大值1，坯料初始溫度1 200 ℃，模具及環(huán)境初始溫度均為20 ℃，坯料與模具之間的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為11 W·m-2·K-1 ，坯料與環(huán)境的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為0.02 W·m-2·K-1，上壓實(shí)砧的壓下速度為25mm/s，每步0.004 s，左右側(cè)擋塊在不同側(cè)壓角情況下，應(yīng)與上壓實(shí)砧聯(lián)動(dòng)。
2.2 合理相對(duì)壓下量的確定
相對(duì)壓下量η 是重要的工藝參數(shù)之一，合理的相對(duì)壓下量既可保證鍛件內(nèi)部缺陷的修復(fù)，又可減小鍛件橫截面畸變，為后道變形工序的順利進(jìn)行提供條件。在研究相對(duì)壓下量的影響中，其他參數(shù)不變，并取側(cè)壓角α=5°，砧寬比b/h0=0.8。
2.2.1 主壓方向空洞閉合與相對(duì)壓下量的關(guān)系
圖5 是鍛坯橫截面中心空洞1，主壓方向橢球形空洞軸隨相對(duì)壓下量的變化。其他位置的空洞的變化與1 號(hào)空洞的變化趨勢(shì)相同。
分析圖5 可知：
空洞的變形主要集中在壓實(shí)的后期，壓實(shí)的前期變化不大。為定量描述橢球形空洞b' 軸變化率λb 隨相對(duì)壓下量η 的變化，定義橢球形空洞b'軸變化率
式中，b'1 為變化后的b' 軸半軸長(zhǎng)度，b'0 變化前b'軸半軸長(zhǎng)度。
圖6 是橢球形空洞b' 軸變化率λb 隨相對(duì)壓下量η 的變化曲線，曲線表明：當(dāng)相對(duì)壓下量η>12%后空洞閉合加速，因此η 應(yīng)大于此值。計(jì)算還表明在一次壓下過(guò)程中，當(dāng)η 取18%～20%時(shí)，空洞才能在主壓方向閉合。
2.2.2 空洞體積V 隨相對(duì)壓下量的變化
壓實(shí)過(guò)程中，空洞體積變化率大小是衡量壓實(shí)工藝優(yōu)良與否的重要指標(biāo)，為此，定義空洞體積V 變化率:
式中，V1 為變化后的空洞體積，V0 變化前的空洞體積。
圖7 是鍛坯橫截面上不同位置空洞的體積隨著相對(duì)壓下量變化的曲線，各曲線變化基本呈線性規(guī)律，在相對(duì)壓下量為16%時(shí)，各個(gè)空洞體積都變?yōu)樵瓉?lái)的1/5 左右，可見NJTS 法對(duì)于壓合坯料內(nèi)部的空洞效果是比較明顯的。只要增加壓下量至18%左右，空洞在一次單砧壓下完成后就會(huì)完全閉合。
2.3 最佳砧寬比的確定
2.3.1 主壓方向空洞閉合與砧寬比的關(guān)系
由前面的研究，選擇相對(duì)壓下量η=16%作為對(duì)砧寬比優(yōu)選的基本參數(shù)，圖8 是空洞1主壓方向b'軸長(zhǎng)度變化率λb 在不同側(cè)壓角α 下，隨砧寬比b/h0 的變化曲線。
b'軸長(zhǎng)度變化率λb 隨砧寬比b/h0 的變化趨勢(shì)可分為兩個(gè)階段，以砧寬比b/h0=0.8 為分界點(diǎn)，當(dāng)砧寬比b/h0≤0.8 時(shí)，隨砧寬比b/h0 的增大，b'軸變化率急劇減小，當(dāng)砧寬比b/h0≥0.8 時(shí)，砧寬比的增加對(duì)b'軸直徑的變化影響很小，因此在采用NJTS 法壓實(shí)時(shí)，合理的砧寬比b/h0≥0.8。
2.3.2 空洞體積變化砧寬比的關(guān)系
圖9 是相對(duì)壓下量η=16%時(shí)，空洞1 的體積變化率λV 在不同側(cè)壓角α 下，隨砧寬比的變化曲線。
由圖9 可知?？斩大w積變化率λV 隨壓下量的變化規(guī)律如下所述。在各種側(cè)壓角α 下，隨砧寬比的增大，空洞體積都有明顯的降低。砧寬比b/h0=0.4 時(shí)空洞體積變化率為–1.71%，而b/h0=1.2 時(shí)，λV= –92.9%，變化非常顯著，還可以看到，在b/h0≤0.8 時(shí)，隨砧寬比的增大，空洞的體積的減小速率大，而當(dāng)砧寬比b/h0≥0.8 時(shí)，隨砧寬比的增大，空洞的體積的減小速率變小。在砧寬比b/h0<0.7 時(shí)，小側(cè)壓角比大側(cè)壓角有更大的空洞體積變化， 而當(dāng)砧寬比b/h0>0.7 時(shí)，正好相反，因此，在小的側(cè)壓角α 下，小的砧寬比b/h0 更有利于空洞快速閉合，而采用大的側(cè)壓角α 時(shí)，也要相應(yīng)用大的砧寬比b/h0。
2.4 最佳側(cè)壓角的確定
2.4.1 空洞周圍的等效應(yīng)變?chǔ)?隨側(cè)壓角α 的變化
圖10 為相對(duì)壓下量η=16%時(shí)，側(cè)壓角α 的變化曲線。空洞1 周圍的等效應(yīng)變?chǔ)?在不同砧寬比下，隨側(cè)壓角α 的變化曲線。
由圖10a 可知，以不同砧寬比壓實(shí)時(shí)，空洞周圍等效應(yīng)變的變化規(guī)律相同，隨著側(cè)壓角α 的增大，等效應(yīng)變值呈線性增大，且不同砧寬比下，等效應(yīng)變?cè)龃蟮谋壤鞠嗤虼嗽谝欢ǖ恼鑼挶认聣簩?shí)時(shí)，增大側(cè)壓角有利于提高坯料心部的等效應(yīng)變。
2.4.2 靜水應(yīng)力與側(cè)壓角α 的關(guān)系
空洞周圍的靜水應(yīng)力的大小用三軸度來(lái)表示，圖10b 是不同砧寬比下空洞周圍應(yīng)力三軸度Rσ 隨側(cè)壓角α 的變化曲線，由圖10b 可知，當(dāng)砧寬比b/h0=0.8 時(shí)，應(yīng)力三軸度Rσ 近乎為一條水平線，而當(dāng)砧寬比b/h0≤0.8 時(shí)，空洞周圍的應(yīng)力三軸度Rσ 隨側(cè)壓角α 的增大，當(dāng)砧寬比b/h0>0.8 時(shí)，空洞周圍的應(yīng)力三軸度Rσ 隨側(cè)壓角α的增大而略有減小。這說(shuō)明在中心壓實(shí)過(guò)程中，坯料內(nèi)部空洞缺陷的體積變化率λV 與其周圍的應(yīng)力三軸度Rσ 水平的變化規(guī)律有著相似的變化，也進(jìn)一步說(shuō)明鍛造過(guò)程中靜水應(yīng)力是影響大鍛件內(nèi)部空隙類缺陷壓實(shí)修復(fù)的重要參量。
為進(jìn)一步研究NJTS 法對(duì)鋼錠心部空洞的鍛造壓實(shí)效果，在數(shù)值模擬研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行物理模擬研究。大鍛件的鍛造都是熱變形，選用在室溫下具有熱變形特性的鉛作為模擬材料，進(jìn)行變形試驗(yàn)研究。在鍛坯內(nèi)部制出與數(shù)值模擬研究中的微小球形空洞在工藝上難實(shí)現(xiàn)。故此，在鉛試件內(nèi)部預(yù)置柱狀孔洞進(jìn)行新中心壓實(shí)的試驗(yàn)研究。試驗(yàn)工藝參數(shù)如下：砧寬比b/h0=1，側(cè)壓角α=10°、相對(duì)壓下量η=16%，試件尺寸： 45mm×55mm×70 mm的
長(zhǎng)方體鉛塊，在其長(zhǎng)度方向的橫截面中心和側(cè)面中心分別打3.5 mm×35 mm 和3.5 mm×25 mm 的盲孔，試件與試驗(yàn)?zāi)＞呷鐖D11a 所示。為研究壓實(shí)過(guò)程中空洞閉合的最佳方式，研究單向壓實(shí)和雙向壓實(shí)兩種閉合方式，試驗(yàn)結(jié)果分別如圖11b、11c 所示。
3.1 單向壓實(shí)工藝
在一個(gè)方向上對(duì)鍛坯進(jìn)行順序壓實(shí)，圖11b 是相對(duì)壓下量η=8%時(shí)，鍛坯內(nèi)部空洞、橫截面、軸截面的形狀和尺寸變化情況，下表是試驗(yàn)實(shí)測(cè)與數(shù)值模擬的結(jié)果。試驗(yàn)表明，當(dāng)相對(duì)壓下量約為19%時(shí)，內(nèi)部空洞閉合。壓實(shí)變形中，由于試件端部突起外翻，靠近端部的空洞尺寸雖有減小，但未閉合。
3.2 雙向壓實(shí)工藝
先對(duì)鍛坯在一個(gè)方向進(jìn)行壓實(shí)，然后對(duì)鍛坯進(jìn)行壓肩、倒角后，翻轉(zhuǎn)90°，再進(jìn)行壓實(shí)，兩次壓下時(shí)都取單邊相對(duì)壓下量η=8%。圖11c 是兩次壓實(shí)后，軸向空洞的壓實(shí)試驗(yàn)結(jié)果。
由圖11 可以看到，鍛坯進(jìn)行了兩次壓實(shí)后，與單向壓實(shí)后一樣，離端部較遠(yuǎn)處的孔洞完全閉合，靠近端部的空洞未閉合，原因與單向壓實(shí)相同。由于鍛件長(zhǎng)度方向留有較大余量，端部材料被切掉。不會(huì)影響鍛件質(zhì)量。
(1) 提出了一種新的大鍛件中心壓實(shí)方法—NJTS 法，并設(shè)計(jì)了實(shí)用工裝。新中心壓實(shí)法能在整個(gè)橫截面上形成大的靜水壓力，在心部有最大的變形，利于壓合缺陷。
(2) 在砧寬比b/h0=1，側(cè)壓角α=10°條件下，NJTS 法能在鍛件心部造成更大的變形與更高的靜水壓力。
(3) 單向壓實(shí)時(shí)η 為18%～20%，雙向壓實(shí)時(shí)η為8%～9%，都可鍛合內(nèi)部模擬空洞。
