閉開聯合楔橫軋光軸軋件工藝參數對力能參數的影響

束學道，韓素濤，位杰

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閉開聯合楔橫軋光軸軋件工藝參數對力能參數的影響

束學道1, 2，韓素濤1, 2，位杰1, 2

(1. 寧波大學 機械工程與力學學院，浙江 寧波，315211；2. 浙江省零件軋制成形技術研究重點實驗室，浙江 寧波，315211)

在闡明閉式軋制軸向凸起與穩定軋制條件基礎上，采用DEFORM-3D有限元軟件建立楔橫軋軋制具有軸端坯料成形光軸的有限元模型，分析軸端長度、臺階傾角、臺階長度、斷面收縮率等軋件工藝參數對力能參數的影響規律，并進行1:1軋制實驗。研究結果表明：在軋制過程中，最大力能參數隨著軸端長度與臺階傾角的增大而減小，隨著臺階長度的增大先增大后減小，隨著斷面收縮率的增大而增大；其中斷面收縮率對軋制力和軋制力矩影響最大，其次為軸端長度、臺階傾角，且軸端長度的影響大于臺階傾角的影響，臺階長度的影響最小；模擬軋制力矩與實測結果吻合較好，驗證了有限元模擬結果的可靠性。研究結果可為閉開聯合楔橫軋工藝的軋機設計、合理確定閉式軋制軋件工藝參數和提高產品質量提供參考。

楔橫軋；軸端；光軸；軋件工藝參數；力能參數

楔橫軋工藝起源于19世紀初，于1961年在捷克斯洛伐克率先用于工業生產，隨之成為了世界上眾所周知的軸類件加工工藝。楔橫軋工藝以其生產效率高、無沖擊、少切削等特點沖擊傳統的鍛造、切削工藝生產，采用此工藝的生產范圍涉及電機軸、汽車變速箱二軸、汽車四聯齒輪上百種零件毛坯[1]。尤其是近年來國家交通運輸業高速發展，對軸類件需求激增，同時也對軋制技術提出更高的要求，要求高精度成形、高性能成性[2?4]，但由于楔橫軋過程中工件成形過程復雜、模具制造昂貴以及心部存在缺陷等大大制約了它的推廣，為此，PATER等[5?6]研究了楔橫軋模具優化設計、穩定軋制等問題；胡正寰等[7?9]對楔橫軋心部缺陷的成形機理、穩定軋制條件及工藝參數的影響規律進行了研究；束學道等[10?11]研究了大型軸類件的楔橫軋變形特征及楔橫軋中心開裂情況。在對楔橫軋凹心缺陷的研究中，位杰等[12?14]提出了閉開聯合軋制方法，即先進行閉式軋制再進行開式軋制，可有效減小傳統楔橫軋產生凹心缺陷，并添加了擋楔，使軋件端部質量得到了明顯改善，相對于傳統開式軋制凹心值減小了71%。楔橫軋力能參數是影響軋機的壽命、產品成形質量的重要因素之一，它對軋機的能力衡量、剛度設計、工藝優化和避免缺陷等方面將起到十分重要的作用[15]。對于楔橫軋力能參數的研究，主要有彭文飛利用實測值結合接觸面積的計算來反推應力系數[16]，最后求得力能參數，采里柯夫等[17]利用軋件的幾何尺寸來求解其接觸面積，再與由實驗所確定的平均法向單位壓力相聯求解，NELSON等[18]通過軋制力數據統計，通過貝葉斯理論建立了軋制力預測模型。束學道等[15]研究了楔橫軋大型軸類件模具工藝參數和坯料直徑對軋制力的影響規律，閆華軍[19]研究了軋制溫度、軋制速度及軋輥直徑對軋制力與軋制力矩的影響規律。趙靜等[20]研究了多楔楔橫軋過程中溫度、摩擦因素等對軋制力與軋制力矩的影響規律。綜上所述，對于楔橫軋力能參數的研究內容大多是對于傳統楔橫軋工藝過程中模具參數等工藝參數對力能參數影響規律，而關于坯料形狀相關的軋件工藝參數對楔橫軋力能參數的影響規律的研究很少。在閉開聯合楔橫軋軋制過程中，首先經過閉式軋制將原始坯料成形具有軸端坯料，再進行開式軋制成形最終產品。本文作者采用從后往前的研究順序，對具有軸端的坯料進行開式軋制，通過有限元模擬分析加實驗驗證的方法，研究坯料形狀相關工藝參數對力能參數影響規律，即基于DEFORM-3D有限元軟件對閉開聯合楔橫軋開式軋制階段進行有限元模擬，分別研究軸端長度、臺階傾角、臺階長度、斷面收縮率的等工藝參數對力能參數的影響規律，以便為對減輕軋機與模具磨損、合理確定閉式軋制軋件工藝參數和提高產品質量提供參考。

1 閉開聯合楔橫軋穩定軋制條件與有限元模型

1.1 閉式軋制過程中凸起與穩定軋制

在閉式軋制中，軋件兩端受到閉式模具的軋制力作用，會產生軸向和徑向壓縮，因此，會產生軸向凸起曲線，從而阻礙軋件的正常軋制，如圖1所示(圖中，為軋件直徑，為一側的軸向凸起高度，1為軋件一側凸起的體積，2為軋件中間圓柱形區域體積)。從圖1可以看到：軸向凸起點和點恰好對導板沒有影響，軸向凸起點對軋輥和導板都會有干涉。

圖1 軸向凸起示意圖

因此，對軸向凸起量需要滿足

根據實際軋件受壓情況，將模型簡化為橢圓柱體。軸向凸起受壓模型簡化圖如圖2所示。在閉式模具軋制力的作用下，軋件受到軸向分力F和橫向分力F的作用。圖2中，為由軋制力產生摩擦力，N為摩擦力和軸向分力F沿接觸面方向的合力。

長軸長度1為

短軸長度2滿足

在閉式軋制過程中，軋件以軋制直徑k作無滑動的滾動。設為軋輥個數，那么，在軋件轉動1/圈時，軋制直徑k為

展開長度為

瞬間展寬量為

橢圓橫截面積為

將式(3)和(8)代入式(11)得

據胡克定律，有

因此，將式(3)和(11)代入式(13)得

又軸向凸起量必須滿足：

將式(14)代入式(15)得

綜上可知：在最大軋制力確定條件下，閉式成形角和展寬角確定應滿足軋后直徑和毛坯直徑的關系式(16)，這樣才能避免軸向凸起干涉導板和軋輥，保證閉開聯合楔橫軋穩定進行。

1.2 有限元模型建立

有限元模擬先在Pro/E中建立幾何模型，導入到DEFORM-3D前處理中模擬。考慮軋制對稱性，為節約計算時間，采用1/2模型。坯料軋制溫度設為 1 050℃，材料為42CrMo鋼，采用四面體相對網格方式劃分網格，網格數為32 000個，最小和最大單元分別為1.2 mm和2.4 mm，并對坯料進行對稱邊界設定和體積補償。兩軋輥轉速設為0.45 rad/s，坯料與軋輥間摩擦因數設為2，有限元數值模擬模型如圖5所示。

圖3 工件受力圖

圖4 軋件坯料及成品圖

圖5 有限元模型

2 工藝參數對力能參數的影響

力能參數為軋機零部件剛度與強度及電動機功率的計算提供了重要依據，也在一定程度上反映了軋制穩定性和模具壽命損耗程度，力能參數變化規律復雜，而工藝參數與力能參數間又存在著密切的關系[21]。主要通過單因素分析法分析閉開聯合楔橫軋開式軋制階段中軸端長度、臺階傾角、臺階長度、斷面收縮率4個主要工藝參數對軋制力與軋制力矩變化的影響規律，并綜合分析這4個因素對力能參數的影響的主次順序。

2.1 軸端長度對力能參數的影響

臺階長度取30 mm，臺階傾角取30°，斷面收縮率取50%，軸端長度分別取10，20和30 mm。不同軸端長度下力能參數的變化如圖6所示。

由圖6可知：各力能參數在楔入段急劇增大，主要是因為楔入段需要較大的軋制力及軋制力矩使得坯料咬入到上下模具楔間。圖6(a)所示的橫向力在楔入段結束時達到最大值，但軸端長度為10 mm時峰值最大，隨后呈下降趨勢；進入展寬段后，橫向力基本保持平穩，由于軋制部分體積相同，因此，到精整段3條曲線同時下降到0 N。圖6(b)所示的縱向力中，在展寬段時，縱向力都趨于穩定，到展寬段即將結束時，軸端長度為10 mm曲線呈上升趨勢后平穩，這主要是因為軸端長度短最后才能接觸到直徑較小處的擋板，在此之前軸端出現了較大的擺動，在進入擋板之間時與擋板發生了碰撞。軸端長度較大時也出現了上升，但并不明顯。從圖6(c)可見：軸向力中峰值隨著軸端長度的增大而減小，展寬段比較穩定。從圖6(d)可見：軋制力矩出現了與軸向力相似的變化規律。

2.2 臺階傾角對力能參數的影響

軸端長度取30 mm，臺階長度取30 mm，斷面收縮率取50%，臺階傾角分別取10°，20°和30°。不同臺階傾角下力能參數的變化曲線如圖7所示。

由圖7可知：各力能參數在楔入段上升時幾乎同步，此時臺階傾角的不同并未造成影響。圖7(a)所示的橫向力在楔入段結束時達到了最大值，隨后呈下降趨勢，臺階傾角越小，軋制部分體積越大，軋制時間就越長，可以觀察到傾角為10°時，軋制時間最長。圖7(b)所示的縱向力中，在展寬段時，縱向力趨于穩定，到展寬段結束時3條曲線都出現了不同程度增大，這主要是因為金屬被軋制到擋板附近，進而受到擋板的作用力作用，縱向力出現了增大的現象。其中增幅最大的是臺階傾角為10°的曲線，這主要是因為臺階傾角為10°時，軸端最先進入到擋板之間，隨后軋件直徑較大處也與擋板產生干涉，隨著軋制的進行，擋板的作用就越大。圖7(c)所示的軸向力中，楔入段的峰值隨著臺階傾角的增大而減小，展寬段比較穩定，當臺階傾角為30°時，軸向力最先下降到0 N。圖7(d)所示的軋制力矩出現了與軸向力相似的變化規律。

(a)橫向力；(b) 縱向力；(c) 軸向力；(d) 軋制力矩軸端長度/mm：1—10；2—20；3—30。

(a) 橫向力；(b) 縱向力；(c) 軸向力；(d) 軋制力矩臺階傾角/(°)：1—10；2—20；3—30。

2.3 臺階長度對力能參數的影響

軸端長度取30 mm，臺階傾角取30°，斷面收縮率取50%，臺階長度分別取10，20和30 mm。不同臺階長度下力能參數的變化如圖8所示。

由圖8可知：各力能參數在楔入段急劇增大，這主要是因為楔入段需要較大的軋制力及軋制力矩使得坯料咬入到上、下模具楔間。圖8(a)所示的橫向力在楔入段結束時達到了最大值，但臺階長度為20 mm時峰值最大，隨后呈下降趨勢；當臺階長度為10 mm時，橫向力基本一直下降直到為0 N，因為臺階長度小軋制部分相對較小，用時也較小，因此，展寬段變形時間短。當臺階長度為20 mm時，在展寬段時，橫向力比較穩定，一定時間后橫向力開始下降直到為0 N，臺階長度為30 mm的曲線展寬段時穩定時間更長。圖8(b)所示的縱向力中，展寬段時，縱向力都趨于穩定，到展寬段結束時3條曲線都出現了不同程度的增大，這主要是因為金屬被軋制到擋板附近，進而受到擋板的作用力，縱向力出現了增大的現象。其中增幅最大的是臺階長度為20 mm的縱向力曲線，這主要是因為臺階長度為20 mm時，軸端在軋制開始時沒有受到擋板作用，隨著軋制的進行軸端出現了擺動，導致軸端沒有合適進入到擋板，進而使得金屬堆積過多使得縱向力增幅過大。圖8(c)所示的軸向力中同樣是隨著臺階長度的增大先增大后減小，展寬段比較穩定，隨后臺階長度短的先下降直到為0 N。圖8(d)所示的軋制力矩出現了與軸向力相似的變化規律。

2.4 斷面收縮率對力能參數的影響

軸端長度取30 mm，臺階傾角取30°，臺階長度取30 mm，斷面收縮率分別取40%，50%和60 %。對軋制過程中力能參數的變化如圖9所示。

圖9(a)所示的橫向力到達展寬段后隨著斷面收縮率的增大峰值也越大，之后有小幅度下降，然后保持穩定，斷面收縮率越大，持續穩定越長，最后下降直到為0 N。圖9(b)所示的縱向力到展寬段時，縱向力都趨于穩定，隨著斷面收縮率的增大先減小后增大。在較大與較小的斷面收縮率展寬后期，金屬受到擋板的阻擋縱向力有大幅度增大，斷面收縮率越大軋制時間越長。圖9(c)所示的軸向力在楔入段急劇增加，隨著斷面收縮率的增大，峰值也增大，隨后3條曲線趨于平穩，軋制結束時都有小幅度增大。圖9(d)所示的軋制力矩隨著斷面收縮率的增大，楔入段峰值也越大，之后比較穩定，斷面收縮率越小，軋制結束也越早。

(a) 橫向力；(b) 縱向力；(c) 軸向力；(d) 軋制力矩臺階長度/mm：1—10；2—20；3—30。

(a) 橫向力；(b) 縱向力；(c) 軸向力；(d) 軋制力矩斷面收縮率/%：1—40；2—50；3—60。

2.5 力能參數影響程度綜合

上述通過不同工藝參數對力能參數的影響的分析，結果表明各因素對力能參數有著不同程度的影響。為了進一步獲得各因素對力能參數的影響主次，這里引入量綱一的參數即影響因子和影響系數對上述數據分析結果進行分析，獲得各影響因子對力能參數的影響規律，如圖10所示。

式中：A為影響因素值；0為影響因素初值；B為力能參數值；0為力能參數初值。

從圖10可以看出：斷面收縮率對力能參數影響最大，其次為軸端長度、臺階傾角，且軸端長度的影響大于臺階傾角的影響，臺階長度的影響最小。

1—軸端長度；2—臺階傾角；3—臺階長度；4—斷面收縮率。

3 實驗驗證

整個楔橫軋過程是在H630楔橫軋機上完成的，通過TQ201無線扭矩傳感器和BeeDate軟件采集測量軋制過程中的軋制力矩。軋制現場圖及無線扭矩測量系統如圖11所示，軋制工藝參數如表1所示，軋制坯料及軋后形狀如圖12所示，實驗測得和有限元模擬獲得的軋制力矩對比如圖13所示。

由圖13可以看出：軋制力矩模擬值與實驗值基本一致。產生的誤差主要由以下原因造成：實驗時擋板長度小于軋件長度，且能隨著軋制坯料直徑減小而自動調節接觸位置[22]，擋板始終與軋件接觸，保證了軋制的穩定；而模擬時擋板難以實現這種自動調節功能，致使隨著坯料直徑減小，擋板將失去約束坯料的作用，無法實現穩定軋制。為此，在模擬時采用“凹”型固定擋板的處理，在軋制后期以約束直徑不變的軸端部分。在實際軋制過程后期，擋板不斷調整與坯料接觸位置，因而造成實際軋制時間比模擬軋制時間略長。實際模擬值與實驗值基本一致，變化趨勢基本吻合，驗證了模擬結果的可靠性。

(a) 軋制現場圖；(b) 無限扭矩測量系統

表1 工藝參數

圖12 軋制坯料及軋后軋件

圖13 模擬與實驗軋制力矩曲線對比

4 結論

1) 在軋制過程中，最大力能參數隨著軸端長度與臺階傾角的增大而減小，隨著臺階長度的增大先增大后減小，隨著斷面收縮率的增大而增大。

2) 斷面收縮率對力能參數影響最大，其次為軸端長度、臺階傾角，且軸端長度的影響大于臺階傾角的影響，臺階長度的影響最小。因此，在確定軋機力能參數時優先考慮斷面收縮率與軸端長度，同時，在閉開聯合軋制時閉式軋制階段應盡可能地成形較大的軸端長度和臺階傾角，以減小軋制力與軋制力矩。

3) 通過軋制實驗結果與模擬結果，軋制力矩測試的實驗結果與模擬結果相對誤差小于0.9%，由此說明有限元模擬仿真結果具有可信性，可以反映實際生產過程中力能參數的變化情況。

[1] 胡正寰, 許協和, 沙德元. 斜軋與楔橫軋原理、工藝及設備[M]. 北京: 冶金出版社, 1985: 14?16.HU Zhenghuan, XU Xiehe. SHA Deyuan. Skew rolling and cross wedge rolling principle, process and equipment[M]. Beijing: Metallurgy Press, 1985: 14?16.

[2] 束學道, SHCHUKIN V Y, KOZHEVNIKOVA G, 等. 楔橫軋理論與成形技術[M]. 北京: 科學出版社, 2014: 1?10.SHU Xuedao, SHCHUKIN V Y, KOZHEVNIKOVA G, et al. Cross wedge rolling theory and forming technology[M]. Beijing: Science Press, 2014: 1?10.

[3] 趙靜, 束學道, 胡正寰, 等. 汽車半軸成形技術研究現狀及展望[J]. 冶金設備, 2004, 32(6): 32?34. ZHAO Jing, SHU Xuedao, HU Zhenghuan, et al. Automotive semi-shaft forming technology research status and prospects[J]. Metallurgical Equipment, 2004, 32(6): 32?34.

[4] 郭朝先, 王宏霞. 中國制造業發展與“中國制造2025”規劃[J]. 經濟研究參考, 2015, 37(31): 3?13. GUO Zhaoxian, WANG Hongxia. The development of China’s manufacturing industry and the “China made 2025”[J]. Economic Research Reference, 2015, 37(31): 3?13.

[5] PATER Z. A study of cross wedge rolling process[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1998, 80: 370?375.

[6] BARTNICKI J, PATER Z. The aspects of stability in cross-wedge rolling processes of hollowed shafts[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 155: 1867?1873.

[7] 胡正寰, 張康生, 王寶雨, 等. 楔橫軋零件成形技術與模擬仿真[M]. 北京: 冶金出版社, 2004: 65?108.HU Zhenghuan, ZHANG Kangsheng, WANG Baoyu, et al.Forming technology and Simulation of cross wedge rolling parts[M]. Beijing: Metallurgical Press, 2004: 65?108.

[8] 李智, 王寶雨, 左斌, 等. 汽車變速器輸入軸塑性成形工藝[J].工程科學學報, 2015, 37(10): 1364?1369. LI Zhi, WANG Baoyu, ZUO Bin,et al. Forming technique for the input shaft of a vehicle gearbox[J]. Chinese Journal of Engineering, 2015, 37(10): 1364?1369.

[9] 張康生, 劉晉平, 王寶雨, 等. 楔橫軋空心件穩定軋制條件分析[J]. 北京科技大學學報, 2001, 23(2): 155?157. ZHANG Kangsheng, LIU Jinping, WANG Baoyu, et al, Analysis on stable rolling condition of hollow workpiece rolled by cross wedge rolling[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2001, 23(2): 155?157.

[10] 束學道, 聶廣占, 李傳民.楔橫軋特大型軸類件變形特征研究[J]. 冶金設備, 2007, 39(6): 6?10.SHU Xuedao, NIE Guangzhan, LI Chuanmin. Study on deformation character of over size axes during cross wedge rolling[J]. Metallurgical Equipment, 2007, 39(6): 6?10.

[11] 任廣升, 張慶勇, 白志斌, 等. 楔橫軋中心開裂研究[J]. 塑性工程學報, 1994, 1(4): 49?54. REN Guangsheng, ZHANG Qingyong, BAI Zhibin, et al. Study of central bursting defects in the process of crossing wedge rolling[J]. Journal of Plasticity Engineering1994, 1(4): 49?54.

[12] 位杰, 束學道, 柳傳, 等. 工藝參數對閉開聯合楔橫軋軸件端部質量的影響[J]. 熱加工工藝, 2016, 45(15): 140?144. WEI Jie, SHU Xuedao, LIU Chuan. Influence of technological parameters on end-face quality of closed-open cross wedge rolling shafts[J]. Hot Working Technology, 2016, 45(15): 140?144.

[13] 姬開宇, 束學道, 孫寶壽, 等. 基于擋楔與二次閉式的閉開聯合楔橫軋有限元數值分析[J]. 寧波大學學報(理工版), 2016, 29(2): 73?76. JI Kaiyu, SHU Xuedao, SUN Baoshou. et al. Finite element numerical simulation of closed-open CWR based on the block wedge and twice closed rolling[J]. Journal of Ningbo University(Natural Science & Engineering Edition), 2016, 29(2) : 73?76.

[14] 柳傳, 束學道. 圓弧角對楔橫軋軋件端部凹心的影響研究[J].熱加工工藝, 2015, 44(15): 101?103, 108. LIU Chuan, SHU Xuedao. Research on roll-cutting blank force of Cross Wedge Rolling[J]. Hot Working Technology, 2015, 44(15): 101?103, 108.

[15] 束學道, 張康生, 胡正寰, 等. 楔橫軋力能參數影響因素分析[J]. 重型機械, 2002, 50(4): 29?33. SHU Xuedao, ZHANG Kang-sheng, HU Zheng-huan, et al. Factors affecting parameters of force and energy in cross wedge rolling[J].Heavy Machinery, 2002, 50(4): 29?33.

[16] 粟野泰吉, 團野敦. 楔橫軋件的金屬流動[C]// 楔橫軋譯文集. 長春: 吉林工業大學輥鍛工藝研究所, 1982: 58?67. SU Yetaiji, TUAN Yedun. The mental flow of workpiece formed with cross wedge rolling process[C]// The Translation Col-lection of Cross Wedge Rolling. Changchun: Roll Forging Institute of Jilin University, 1982: 58?67.

[17] 采里柯夫, 斯米爾諾夫. 機器制造中的楔橫軋[M]. 天津大學機械制造系壓力教研室譯. 北京: 機械工業出版社, 1964: 46?80.TSELIKOV A I, SMIRNOV B C. Cross wedge rolling in machine manufacturing[M]. Stress Teaching and Research Section, Department of Mechanical Engineering, Tianjin University, trans. Beijing: Machinery Industry Press, 1964: 46?80.

[18] NELSON A W, MALIK A S, WENDEL J C, et al. Probabilistic force prediction in cold sheet rolling by Bayesian inference[J]. Journal of Manufacturing Science and Engineering, 2014, 136(4): 1?11.

[19] 閆華軍, 劉晉平, 胡正寰. 楔橫軋軋制螺旋齒形件力能參數的影響因素[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2010, 41(1): 172?178. YAN Huajun, LIU Jinping, HU Zhenghuan. Influence factors of mechanics parameters in rolling spiral tooth parts with cross wedge rolling[J]. Journal of Central South University(Science and Technology),2010, 41(1): 172?178.

[20] 趙靜, 束學道, 胡正寰. 楔橫軋多楔成形汽車半軸力能參數的影響因素分析[J]. 北京科技大學學報, 2007, 29(1): 63?66. ZHAO Jing, SHU Xuedao, HU Zhenghuan. Analysis of influence factors on mechanical parameters in multi-wedge cross rolling wedge forming automobile semi-axes[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2007, 29(1): 63?66.

[21] 束學道, 邢希東, 胡正寰. 基于有限元法分析的楔橫軋多楔軋制力能參數規律[J]. 重型機械, 2004, 52(6): 19?21. SHU Xuedao，XING Xidong, HU Zhenghuan. Analyzing rules of Parameter of force and energy about cross wedge rolling with multi wedge basing on FEM[J].Heavy Machinery, 2004, 52(6): 19?21.

[22] 束學道, 李子軒, 周子榮, 等. 一種楔橫軋軋機的擋板裝置: 中國, ZL201610080512.2[P]. 2017?10?24. SHU Xuedao, LI Zixuan, ZHOU Zirong. et al.A baffle device for cross wedge rolling mill: China, 201610080512.2[P]. 2017?10?24.

Influence of billet parameters on force and energy parameters of closed-opencross wedge rolling forming equal diameter shaft

SHU Xuedao1, 2,HAN Sutao1, 2,WEI Jie1, 2

(1. College of Mechanical Engineering and Mechanics, Ningbo University, Ningbo 315211, China;2. Zhejiang Provincial Key Laboratory of Part Rolling Technology, Ningbo 315211, China)

On the basis of clarifying axial bulge and steady rolling conditions in closed cross wedge rolling, the finite element model of the billet with shaft ends forming equal diameter shaft with cross-wedge rolling was established by DEFORM-3D finite element software. The influences of the shaft end length, the step inclination angle, the step length and the section shrinkage rate on the force and energy parameters were analyzed. A 1:1 rolling experiment was carried out. The results show that during the rolling process, the maximum force and energy parameter decreases with the increase of shaft end length and step inclination angle. With the increase of step length, the maximum force energy parameter increases firstly and then decreases, and increases with the increase of section shrinkage rate. Among them, the section shrinkage rate has the greatest influence on the rolling force and rolling torque, followed by the length of the shaft end and the step inclination angle, the influence of the shaft end length is greater than that of the step inclination angle, and the minimum is the step length. The simulated rolling torque is in good agreement with the measured result, which verifies the reliability of the finite element simulation result. The research results can provide reference for the design of rolling mill of the closed-open cross wedge rolling process, reasonably determine the technological parameters of closed cross wedge rolling and improve the quality of rolled piece produced by cross wedge rolling.

cross wedge rolling; shaft end; equal diameter shaft; billet parameter; force and energy parameter

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.013

TG335.19

A

1672?7207(2018)07?1667?10

2017?07?10；

2017?10?17

國家自然科學基金資助項目(51475247)；浙江省科技計劃項目(2016C31018)；浙江省自然科學基金重點資助項目(LZ17E050001) (Project(51475247) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2016C31018) supported by the Science and Technology Plan of Zhejiang Province; Project(LZ17E050001) supported by the Natural Science Foundation of Zhejiang Province)

束學道，博士(后)，教授，從事塑性加工工藝研究；E-mail: shuxuedao@nbu.edu.cn

(編輯 楊幼平)