锻件缺陷（共4篇）
锻件缺陷 篇1
1 前言
我公司1250t平锻机主要承担着公司轴类锻件的生产任务,如SH23566、4304633、19694、JS180A-1701030等锻件。在多年的生产实践中发现,平锻机锻件常出现一些缺陷,如:杆部长度不稳、锻件变形部分折叠、台阶处充不满及直线度超差等。本文根据经验积累,对以上几种缺陷的形成予以分析并给出相应解决办法。
2 平锻机锻件缺陷及解决措施
2.1 长度不稳及直线度超差(杆部弯曲)
锻件成形时,主要靠钳子镶块先进行定位,镶块夹紧后主滑块开始前进锻造,坯料在成型镶块和成型冲头内部成型。在此步骤中,夹紧至关重要,如果夹不紧,将造成杆部弯曲、长度不稳等缺陷。夹不紧的原因可以从以下三点着手分析。
(1)上模滑块压力不足。如图1所示,锻件成形时,下模体左上方受力,相对于右下方支点产生一顺时针方向的力矩,致使模体左端翘起,此时锻件成形部位被抬起,杆部呈倾斜状,成形后头部和杆部中心线形成一夹角,达到一定程度时锻件直线度就超出公差范围。
(2)钳子镶块长期使用后孔径变形严重,起不到夹紧作用,锻件成形时后定位块承载负荷太大,致使其凸缘变形,杆部尺寸就难以保证。
(3)料径尺寸浮动范围大。在生产SH23566PMT时,坯料径向要求为尴56mm,如果合乎工艺尺寸要求,则可以进行正常锻造生产。但如果坯料因为某种原因(如打磨等),造成径向尺寸变大或变小(国标允许范围内),则可造成上述缺陷。如按照GB702-86规定,尴56mm热轧钢径向公差为±0.8mm,按照模具设计要求,夹紧镶块在锻造成型过程中,可夹紧尴56.8 mm的坯料(即为加热前必须为尴56mm),但目前尴56mm坯料最小径向可为尴55.2mm(加热后为尴55.2mm×1.015=尴56mm),存在夹紧镶块夹不紧的现象。此时锻件成型时作用力几乎全部作用于夹持块上,使得夹持块很快变形延展,造成锻件杆部逐渐变长,最后超出尺寸公差。
针对上述情况,可以从以下着手应对:
(1)每月定时检查上滑块压力,比较简便的办法就是观察下模在成形时有无翘起,再用一铁丝放置在下模上,待上模闭合时看其能否将铁丝压平。两种现象只要有一种发生就表明上滑块压力不足,需调整设备参数。
(2)测量钳子镶块夹料处孔径变形状况,及时更换变形严重镶块。
(3)针对坯料径向尺寸小,未能达到模具设计时对坯料的要求,可以缩小夹紧镶块的型腔。通常采用补焊法,根据所用钢材的具体径向尺寸计算后,在夹紧镶块型腔内布置两条筋(如图2所示,用模具钢焊条补焊成型),尺寸达到坯料的下差(钢材加热后),便可夹紧坯料。但需注意在补焊完后应用镗床或砂轮磨光平面,以防垫伤锻件杆部。
(4)将钳子镶块夹紧模膛偏心,此时必须满足坯料在下偏差时也能夹紧,还应满足坯料夹紧变形后的直径要大于锻件杆径下偏差,即
式中:△———夹紧模膛的偏心;
a———坯料下偏差;
b——锻件杆径差。
2.2 氧化皮垫伤
1250t平锻机两凹模间属于水平分模。在成型镶块里,如图3位置处为吹风死角,并且模具在使用过程中易打塌使此处最易积聚氧化皮,对锻件造成垫伤现象。锻件为此报废极为可惜,需及时修磨打塌圆角,同时在热锻件图上台阶端头加长1mm,即日常所说的加量法。如此处理后,因此处缺陷造成锻件报废的情况几乎没有出现过。
2.3 折叠缺陷
目前平锻机上生产锻件,主要工序为加热、聚料(预锻)、成型、切边。在此过程中,最易产生折叠的工步为聚料、成型工步。在聚料工步,只要遵守顶镦规则,都不会出现折叠;而成型工步造成的折叠有两种:
(1)由于预锻错移太大,即成型冲头和成型镶块未在同一中心线上,造成终锻时成型冲头从锻件上压下一层金属,这部分金属流动进行二次成型,形成折叠。解决办法是根据具体情况,及时调整模具,减小导轨间隙等,检查锻件错差是否超差。
(2)由于预终锻二次定位造成。锻件成型过程中,夹持钳定位后进行锻造,如果预终锻定位不一致,预锻后杆部过长或过短,如图4所示处必然发生折叠。解决办法是在日常生产中,应经常自检,检查夹持钳是否延展,如果预终锻夹持钳长度不一,应及时更换,以防止折叠产生。
2.4 错模
平锻机属于曲柄压力机类设备,它具有两个滑块(主滑块和夹紧滑块),因而有互相垂直的分模面。主分模面在冲头和模体之间,另一分模面在两个模体之间,所以错模有四个方向的,经常出现的是冲头和凹模间上下错模和两模体间前后错模。
(1)上下错模。上下错模靠调节夹持器的高度来实现,夹持器固定在上下两块带坡度(1∶10)的垫板间,确定了错移量之后,通过两垫板的一进一出便可实现冲头对准模体。
(2)前后错模。上滑块和固定下模体的后挡板存在安装误差,现用模体没有调节前后错移的机构,故而只能在成形镶块后加垫片进行调整。
3 结束语
上述经验在设计、调试中得到重视和应用,使新产品试制开发进度得到很大提高,产品质量稳定,带来了较好的经济效益。
摘要：结合公司1250t平锻机,介绍此种设备生产锻件工艺特点,并对日常生产中遇到的杆部直线度超差、垫伤、折叠及错模等锻件缺陷进行分析并提出解决办法。
关键词：机械制造,平锻机,轴类件,折叠,错模
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窜心去除锻件缺陷的理论研究 篇2
1 椭球形锻件缺陷去除的数学模型
以内球面缺陷为例, 可通过向下窜心、向缺陷所在方向窜心以及两者结合窜心等方式来去除。现建立向下窜心数学模型, 其它窜心方式与此类似。设椭球形锻件内球两个极半轴长分别为a、b, 锻件壁厚为c, 端面余量为d, 内球余量为e, 外球余量为f;缺陷垂直内球面深为l, 与内球面相交于点P (m, n) , 终于点Q。设椭球中心O向下窜z0至O1时刚好可去除缺陷, 此时点Q位于中心为O1 (0, -z0) , 两个极半轴长分别为a、b的椭圆轮廓线上 (见图1) 。
根据P点坐标可得到Q点坐标为, 这样我们建立窜心量z0的数学模型为
下面我们讨论窜心量z0的取值范围。首先, 在竖直方向上, z0应不大于内球余量和外球余量之和, 即
在水平方向上, 窜心后锻件外球的椭圆轮廓线不能超出与窜心前外球余量处的椭圆轮廓线的交点 (a+c, -z0) 。通过计算不难得出, z0应满足
我们可得到, 要通过向下窜心的方式完全去除内球缺陷, 窜心量z0的取值范围为
2 数学模型的应用
只要锻件缺陷位置及大小确定, 我们即可根据数学模型计算出完全去除缺陷的窜心量。如果求出的值在取值范围之内, 说明缺陷可通过窜心去除。另外, 编制回转体锻件机加工工艺时, 需要注意以下几个问题:
2.1 粗加工前要检测锻件毛坯高度、内外球各部余量及表面深坑等尺寸。通过分析检测数据来定球心, 保证内外球余量充足。
2.2 粗加工阶段主要部位见光后即要安排探伤自检, 此时各部有较大余量, 如发现缺陷可通过窜心及时去除。
3 结论
本文以建立向下窜心去除内球面缺陷数学模型为例, 对去除回转体锻件缺陷的方法进行理论研究。该方法可有效指导回转体锻件的机加工工艺, 具有较大的理论价值和实用价值。
摘要：对采用窜心方式机加去除回转体锻件缺陷的方法进行深入的研究, 建立椭球形锻件窜心去除缺陷的数学模型。该方法为有效解决回转体锻件缺陷提供理论基础, 具有较大的实用价值。
锻件缺陷 篇3
大型钢锭作为大型锻件锻造成形的主要原材料,其内部不可避免地存在各种缺陷,诸如孔洞、 非金属夹杂物等。这些缺陷的存在,严重破坏了金属材料的连续性,对材料及其制品的力学性能和服役性能有重要的影响,因此,该类缺陷应当在锻造过程中得以修复或改善［１］。
针对大型锻件生产工艺优劣进行分析时,很难通过1∶1比例的物理实验研究缺陷的演化规律,这样的实验耗资巨大,因此,有限元模拟提供了一个较好的平台［２］。例如,Tanaka等［３］利用有限元模拟分析了大锻件不同部位的孔洞闭合情况,研究结果表明,孔洞周围的等效应变和静水应力是孔洞闭合的关键因素。Hamzah等［４－５］用热力耦合有限元法研究了含孔洞的护环锻造过程, 并据此制定了护环锻造工艺,全尺度实验结果表明新工艺能较好地压实内部孔洞。崔振山等［６－７］模拟了大锻件热锻过程中,内部不同位置、形状和大小的孔洞闭合情况。Ervasti等［８］利用数值模拟技术,研究了钢板热轧时夹杂物的形貌演变及附近空隙的形成规律,分析了热轧工艺参数、工装尺寸、夹杂物位置等因素对不同类型夹杂物缺陷演化的影响。黄华贵等［９］采用在钢锭内部分别预置球形塑性夹杂物和硬质夹杂物的方法,建立了大型钢锭高温锻造过程的非线性有限元模型,分析了夹杂物的演变规律及夹杂性裂纹缺陷的形成机理。然而,上述研究中设定的缺陷-基体的比例关系与大型锻件中的实际情况相差甚远,给出的缺陷过大或基体尺寸太小。主要是因为大型锻件与缺陷的体积相差巨大,网格划分时单元数量极大,不仅建模、计算耗时太长,且因网格畸变、重划分等问题将导致计算失败。在现有的计算机能力条件下,难以实现大型锻件内部缺陷真实尺度下变形演化的计算分析。
本文提出了一种新的可用于解决大锻件、小缺陷跨尺度数值模拟问题的方法,即“体胞模型法”。以大型锻件内部孔洞缺陷为例,论述体胞模型法的原理及应用思路,并利用该方法对某具体锻件的内部孔洞缺陷进行数值模拟计算,分析孔洞缺陷的演变规律及其周围应力分布情况,设计相应的物理实验,以验证体胞模型法的准确程度。
1体胞模型法原理
在利用有限元法对结构物进行静力分析时, 常采用子模型方法得到模型部分区域的精确解。 子模型方法是从整个较粗糙的模型中分割出关心区域,进行网格细化处理,以建立子模型;整体模型切割边界的计算位移值作为子模型的边界条件,经求解计算获得关心区域的精确解［１０－１１］。
大型锻件内部的孔洞缺陷尺寸较小,与其本体尺寸相差较为悬殊。将大型锻件或钢锭的尺寸与孔洞尺寸分别视为宏观尺寸、细观尺寸,而孔洞所在的局部区域看作一个点元。借鉴子模型方法及细观力学方法,将含有孔洞的大型锻件视为具有连续介质性质的基体和稀疏分布的微小孔洞的集合体,包含单个孔洞的小区域宏观材料为所关心区域,称之为体胞。将这种处理策略称为体胞模型法,其原理示意图见图1。体胞的体积为VＴ, 外表面SＴ上受宏观位移s、应力σ、应变速率ε·的作用,nＴ为体胞外表面SＴ的单位外法向矢量。孔洞的体积为VＫ,孔洞表面SＫ上无应力。大型锻件锻造成形过程中,宏观变量作为孔洞的远场变量, 将点元处的宏观力学状态(宏观位移s、应力σ、应变速率ε·)加载到体胞边界SＴ上,而体胞内部的速度场决定孔洞的演变。
大型锻件在受载变形时,其材料、边界、几何均为非线性。在该类问题中,当载荷增量足够小时,每次增量内的过程相关量可看作不变,此时可将任何一个非线性加载视为多个线性加载的叠加［１２］。体胞模型法是将大锻件的锻造成形和内部孔洞缺陷的演变分别在宏观与细观尺度上进行独立分析。在不考虑孔洞影响的基础上,宏观模型通过坯料的每一个单元计算其变形历史。包含孔洞的体胞模型以宏观模型的变形历史作为边界条件,构造一个微型的单元格模型以分析孔洞的演变行为。这样就将一个算题拆为两个子算题,在现有的计算机能力条件下,减少了每个子算题的网格单元数量,提高了计算效率,实现了大型锻件内部缺陷真实尺度下演变的计算分析。
2体胞模型法有限元模型的建立
基于体胞模型法的有限元模型包含宏观、细观两个层次的模型,宏观层次的模型称之为宏观模型,细观层次的模型称之为体胞模型。
2.1宏观模型
利用有限元法,模拟坯料受载变形的工艺过程。可设定坯料为边长a、b、c的方料,忽略内部孔洞缺陷,采用六面体单元对其进行网格划分。图2所示为宏观模型有限元网格单元划分情况。在坯料整个变形过程中,追踪选定的单元(宏观单元), 将其节点(1,2,3,4-5,6,7,8)每一迭代步的位移信息存储,这些信息被应用到下一阶段带有孔洞缺陷的体胞模型中。
需要说明的是,孔洞、夹杂物等缺陷主要位于大型锻件轴心区域,锻件变形时该区域的温度可视为恒定,故宏观模型中只存储了节点位移信息, 并以此获得节点的应变、应力等信息。
2.2体胞模型
将宏观模型中所选定的宏观单元(图3)作为含有孔洞缺陷的体胞单元(1′,2′,3′,4′-5′,6′, 7′,8′),且缺陷位于体胞单元的内部。为了简化计算,孔洞缺陷的形状设为球形,位于体胞单元几何中心处。采用四面体单元对体胞单元进一步网格划分,要求体胞单元六个面上的节点规则分布,且球形孔洞缺陷的表层划分精细网格。
经过一个传递过程后,从宏观模型直接输入八个顶点(1′,2′,3′,4′-5′,6′,7′,8′)的位移信息。通过八个顶点的线性内插计算,获得体胞单元外表面的其他节点所需的信息。
2.3模型间信息传递策略
宏观模型到体胞模型的单元节点信息传递是连接两层次模型的关键。当坯料开始变形时,坯料与孔洞发生变形,体胞单元的形状随之变化。宏观模型中,宏观单元每个迭代步的节点位移场信息全部被存储。宏观模型计算完毕后,提取宏观单元八个节点(1,2,3,4-5,6,7,8)在全部迭代步中的位移信息,将其直接加载到体胞单元的八个顶点(1′,2′,3′,4′-5′,6′,7′,8′)上。然后,通过几何顶点的线性内插计算,获得体胞单元棱边及表面上节点所需的信息。所以,体胞模型的边界条件为该处宏观单元的力学状态,内部孔洞演变亦受其控制。
3计算过程
基于体胞模型法的锻件缺陷演变的有限元分析求解,主要分为三个部分:宏观模型、体胞模型及信息传递,如图4所示。
在宏观模型部分(图2),当坯料开始变形时, 选定单元的节点位移、几何坐标等信息,在每一迭代步的计算结果均被储存。宏观模型在坯料变形工艺过程中仅作一次计算,其工况时间与变形工艺相关。
在体胞模型部分(图3),体胞单元在宏观模型中的边界条件和时间增量 Δt的作用下开始变形,一个缺陷位置处的体胞模型也仅作一次计算, 其工况时间与宏观模型迭代步数有关。
在信息传递部分,为实现多个缺陷位置处体胞模型的模拟计算,需将不同缺陷位置处的位移信息进行传递,其传递时间与缺陷数量、宏观模型迭代步数有关。
4仿真与实验
4.1数值模拟算例
基于MSC.Marc有限元软件,采用体胞模型法,对某一具体尺寸坯料的变形进行数值模拟,讨论其内部孔洞缺陷的演变规律。
宏观模型中,设定方坯料尺寸a、b、c均为180mm。 选用六面体网格划分,单元边长为10mm。坯料为弹塑性体,材质为45钢。锻造温度设为1200℃,不考虑温度场的影响。镦粗砧为刚性体,与坯料间摩擦按剪切摩擦模型处理,摩擦因数设为0.3(当摩擦因数为0.3时,坯料模拟计算的最终形状与后续实验结果基本相同)。上砧压下速度为10mm/s,相对变形量为24%。在与镦粗砧运动方向垂直方向上的两个相对平面上设置固定约束,使坯料金属仅沿另一方向流动。在坯料镦粗变形中,坯料内部因变形程度不同而存在三个变形区,即大变形区、小变形区及难变形区。因此,在坯料对称面上,选择4个不同位置处的单位作为预内置孔洞的宏观单元,图5为孔洞在坯料内部位置示意图。
体胞模型中,体胞单元为边长10mm的正方体,在其几何中心处设置直径为2mm的孔洞。 选用四面体划分网格,体胞单元六个面上的节点规则分布,且球形孔洞缺陷的表层划分精细网格。 材料、温度等参数与宏观模型相同。
基于MSC.Marc有限元软件的Python二次开发功能,编写应用程序,实现宏观、体胞模型间信息的传递。即运用Python二次开发功能中的PyPost模块,提取宏观模型选定单元八个节点(1,2,3,4-5,6,7,8)在全部迭代步中的位移信息;运用Python二次开发功能中的PyMentat前处理模块,将上述所提取的位移信息直接加载到体胞模型体胞单元的八个顶点(1′,2′,3′,4′-5′, 6′,7′,8′)上,体胞棱边上节点信息由相应两顶点线性插值计算获得,而面上节点信息由相应两平行棱边线性插值计算获得。
4.2物理实验
设计物理实验,以检验体胞模型法计算结果的准确性。大量实验结果表明,铅的常温塑性性能与高温态钢的塑性性能极为相似［９］。对两块等体积铅料进行简单锻造变形,以防止其内部存有气孔。然后将其机械加工成尺寸为180mm×180 mm×90mm的方坯,分别在两块铅料180mm× 180mm平面的相对位置人工预置4个半球孔洞, 孔洞位置示意如图5所示。设计一套夹紧装置, 夹紧两块铅料以避免两块铅料之间发生错移,尽量保证对应的半球孔洞贴合。图6为夹紧装置夹紧铅料的示意图及实物照片。该实验在315t液压机上进行,压下速度约为10mm/s,相对变形量为24%,上下砧与铅料间涂抹液压油。
5结果与讨论
为了验证宏观、体胞模型间数据传递方法的正确性,从数值模拟结果中,分别提取宏观、体胞模型中1号位置处体胞(宏观)单元顶点的等效应变,并进行对比,其对比结果如图7所示。由图可知,从两个模型获得了相同的等效应变,这证明宏观模型到体胞模型传递数据的方法是正确的。
相对变形量为24%时,1号位置处孔洞附近的等效应变云图见图8。由图可知,在孔洞附近, 等效应变对称分布,其对称轴分别为孔洞长轴与短轴。孔洞长轴两端处的等效应变值较大,而短轴两端处金属的等效应变值较小。
图9为锻件相对变形量e不同时,锻件心部1号孔洞的演变示意图。由图可知,随着锻件相对变形量的增大,孔洞沿横向延长,其形状逐渐由圆形变为椭圆形;当e约为20%时,靠近椭圆形孔洞横向长轴端部的两侧金属开始贴合,且贴合区域向孔洞心部逐渐扩展,直至e=24% 时孔洞基本闭合。
当e=24%时,分别对比4个特殊位置孔洞形貌演变情况,如图10所示。此时,1号孔洞位于锻件心部大变形区,变形程度大,孔洞基本闭合;2号、3号孔洞分别位于锻件小变形区、难变形区,2号孔洞纵向高度要略大于3号孔洞;4号孔洞位于锻件难变形区与小变形区的结合区域,孔洞闭合程度大于2号、3号孔洞闭合程度,且孔洞椭圆形状发生扭转。表明锻件较大的变形程度有利于孔洞缺陷的闭合。
在物理实验中,由于孔洞尺寸与铅块试件相比极其微小,其体积约占铅块试件的7.18× 10－５%,故先切割下孔洞周围的铅料,利用大型工具显微镜(JGX-2),放大30倍后取像,并测量孔洞的长、短轴尺寸。将物理实验及数值模拟结果进行对比,如图11所示,并将物理实验和数值模拟的4组孔洞长短轴尺寸列于表1中。
两块铅料在预置孔洞和装配时,不可避免地会出现微小错位现象,致使孔洞边缘形状不规整。 e=24%时,坯料1号至4号孔洞的物理实验形貌结果与数值模拟结果吻合度较高。将物理实验、 数值模拟的结果进行对比分析,相对误差均在8%以内。
综上分析,基于体胞模型法的数值模拟结果与物理实验结果具有较高的吻合度,表明体胞模型法能够较为准确地预测孔洞演变规律,较好地解决了大型锻件内部孔洞缺陷跨尺度数值模拟的问题。考虑到孔洞缺陷与夹杂物缺陷在大型锻件中的尺寸特点,也可将体胞模型法应用到夹杂物缺陷在大型锻件中真实比例下的跨尺度模拟分析中。
6结论
(1)基于体胞模型法的有限元模型,由宏观、 体胞模型两部分构成,单元节点的数据信息从宏观模型传递到体胞模型是联系这两层模型的关键,编写应用程序,可实现宏观、体胞模型间信息的快速传递。
(2)利用体胞模型法,分析了坯料不同位置处孔洞的演变规律。随变形量的增大,孔洞截面形状由圆形变为椭圆形,直至闭合。锻件内部不同位置的孔洞形状演变情况不同,坯料相对变形量相同时,锻件大变形区的孔洞易变形,难变形区内的孔洞闭合困难。
(3)借助于人工设置孔洞的铅块变形实验,观察相对变形量为24%时不同位置孔洞的演变情况。实验结果与体胞模型法的数值模拟结果吻合度较高, 孔洞长短轴的相对误差均在8%以内,表明体胞模型法能够较为准确地预测孔洞演变规律。
(4)体胞模型法可以用于镦粗、拔长等工序的孔洞缺陷演变研究,亦可应用于预测夹杂物缺陷的演变行为。
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锻件缺陷 篇4
大型锻钢支承辊是现代轧钢设备的关键部件。随着锻制大型支承辊锻件所用钢锭体积的增大和Cr、Mo等合金元素含量的提高, 钢锭内部会出现各种类型的内生夹杂物[1]。尽管真空精炼和电渣重熔技术的应用已经使钢水质量大为改善, 但外来夹杂物仍无法完全避免[2]。事实表明, 夹杂性缺陷引起的辊坯超声波探伤超标已成为大型轧辊报废的主要原因之一, 也是造成轧辊表面剥落和断裂等非正常性失效事故的潜在根源[3,4,5], 给企业造成了极大的经济损失。
因此, 研究夹杂物对钢锭基体塑性变形的影响规律, 对深入认识夹杂性裂纹缺陷的形成机理具有重要意义[6,7]。然而, 钢锭几何尺寸与其内部夹杂物的当量尺寸 (一般10mm以下) 的差别极大, 因而理论建模具有很大难度。有限元方法与物理模拟试验相结合, 为研究锻造过程中夹杂物变形行为和夹杂性裂纹的形成机理提供了有效途径。
1 夹杂物的变形性能
分散在钢中的夹杂物与基体钢的物理性能差别对钢锭的塑性变形行为有着显著的影响。夹杂物在锻造过程中的塑性变形性能可用相对变形率v来描述[8]:
v=εi/εm (1)
式中, εi为夹杂物的应变量;εm为基体钢的应变量。
Baker等经过试验研究发现, 钢中夹杂物的相对变形率与其相对硬度存在近似的线性关系[8]:
v=2-hi/hm (2)
式中, hi为夹杂物的硬度;hm为基体钢的硬度。
从式 (2) 中可以看出, 如果夹杂物的硬度大于基体钢硬度的1倍, 那么夹杂物的变形量就很小或根本不变形;相反, 如果夹杂物的延展性极好, 那么其变形量接近钢基体变形量的2倍。因此, 可将钢中的夹杂物划分为塑性夹杂物 (v≈1, 如2MnO·SiO2、2FeO·SiO2及MnS等) 和硬质夹杂物 (v≈0, 如FeO、AL2O3、CaO、SiO2等) , 以便于有限元模型的建立。
2 有限元模型的建立
以上下V形砧拔长过程为研究对象, 利用网格局部细分技术, 根据夹杂物和钢锭尺寸的实际比例, 建立非线性热力耦合有限元模型。
2.1 几何模型
选用ϕ2000mm×3000mm圆柱体钢锭, 在其几何中心 (坐标原点O) 处设置直径为5mm的球状夹杂物。考虑到变形的对称性, 取1/8钢锭建立非线性热力耦合有限元模型 (图1) 。
2.2 材料模型
钢锭材料为Cr5型支承辊钢[9,10], 在Gleeble热模拟机上测得不同温度、变形速度和变形程度下的流变应力数据 (用于有限元建模) 。图2给出了变形温度为1050℃时的流变应力曲线。
依照式 (2) , 塑性夹杂物可采用与基体钢相同的材料模型, 硬质夹杂物则视为刚体。
2.3 模型参数
模型参数如下:锻造速度为50mm/s, 始锻温度为1250℃, V形砧夹角α为135°, 砧宽比W/D (W为V形砧宽度, D为圆柱体钢锭直径) 取0.6。
3 模拟结果分析
3.1 塑性夹杂物分析
3.1.1 塑性夹杂物对基体变形的影响
塑性夹杂物具有良好的塑性, 在锻造过程中能够与基体钢协调变形 (图3) , 在Y轴方向上被压扁, 在X轴和Z轴方向上被拉长、变细。在整个变形过程中, 夹杂物对称截面呈椭圆形, 轮廓曲线光滑, 并与基体始终保持紧密贴合状态。
数值模拟结果表明, 夹杂物与基体协调变形, 并未在夹杂物周围形成明显的应力应变集中。但被压成片层状的塑性夹杂物在垂直于变形方向上的面积大大增加, 破坏了钢锭内部金属材料的连续性, 若这种片层状夹杂物得不到有效弥散, 将可能导致超声波探伤超标。
3.1.2 塑性夹杂物变形形态演变
大锻件内部夹杂物的弥散消除效果与其分布形态有密切的关系。 图4和图5分别给出了球形夹杂物在不同压下量时的形态和三轴尺寸 (LX、LY、LZ) 变化曲线:随着压下量的增大, 球形塑性夹杂物在Y轴方向上受压缩, 在X轴和Z轴方向上出现不同程度的延伸变形, 整体形态呈“球形→椭球→扁平、细长片状”演化规律。
3.2 硬质夹杂物分析
3.2.1 锥形裂隙的形成机理
硬质夹杂物的变形能力远低于基体钢的变形能力, 在锻造过程中无法与基体协调变形。硬质夹杂物的存在改变了其周围基体金属流动和应力应变分布, 使基体变形更加复杂。如图6所示, 金属在夹杂物处向两侧分流, 速度矢量相遇于XOZ平面, 在夹杂物两侧形成裂隙, 成为夹杂性裂纹的潜在根源。
图7为压下率达到25%时, 硬质夹杂物周围所形成的锥形裂隙形态。模拟结果表明, 基体变形状态对锥形裂隙大小影响较为明显, 具体表现为:工件Z轴方向受拉应变作用, 形成较大尺寸的锥形裂隙 (图7a) , 而X向受砧子侧压作用影响, 所形成的锥形间隙就小得多 (图7b) 。
3.2.2 夹杂物周围基体的应力应变分布
与塑性夹杂物不同, 硬质夹杂物周围基体存在明显的应力应变集中。图8和图9分别给出了压下率为25%时, XOY平面和YOZ平面内夹杂物周围的应力应变分布情况。
从图9中可以看出, 半径为2.5mm夹杂物所引起的应力应变分布不均现象, 仅限于以该夹杂物中心为中心、半径约为7.5mm的球形区域内, 即影响范围约为夹杂物缺陷尺寸的3倍, 与文献[11]结论吻合。这种强烈的局部变形很容易引起材料的损伤聚集而萌生微观裂纹, 成为锻件超声波探伤超标报废和大型锻钢轧辊服役失效事故的潜在根源。
3.3 工艺参数的影响
从以上分析可知, 锻件心部变形状态对夹杂性缺陷形态影响显著。而砧宽比和V形砧夹角是影响锻件心部变形状态最重要的2个工艺参数。为此, 本文取砧宽比为0.5、0.6、0.7和V形砧夹角为125°、135°、145°分别进行模拟, 分析夹杂性缺陷形态变化规律。
3.3.1 对塑性夹杂物形态的影响
图10给出了压下率为30%时, 塑性夹杂物三轴尺寸与砧宽比和砧夹角α的关系曲线。模拟结果表明, 增大砧宽比能够促使LY (厚度) 减小、LZ (长度) 增大, 而对LX几乎没有影响 (图10a) ;在砧宽比均为0.6条件下, 随着V形砧夹角的增大, 工件受到的侧压作用降低, 夹杂物X轴方向尺寸LX和Y轴方向尺寸LY增大、Z轴方向延伸量LZ减小 (图10b) 。
可见, 在工艺条件允许的条件下, 选择大砧宽比和小夹角的V形砧进行锻造, 将使夹杂物压成更薄的片状, 有利于夹杂物的弥散。
3.3.2 对锥形裂隙形态的影响
V形砧宽度和夹角对硬质夹杂物周围锥形裂隙形态的影响规律与对塑性夹杂物形态的影响规律相似:增大砧宽比, Z轴和X轴方向裂隙尺寸增大;增大V形砧夹角, X轴方向裂隙尺寸增大, Z轴方向尺寸减小。但对于同一砧宽比和夹角来说, Z轴方向裂隙尺寸始终大于X轴方向裂隙尺寸。
4 试验验证
开展高温条件下的钢锭内部夹杂物成形试验存在诸多困难, 大量试验表明, 铅的常温塑性性能与高温态钢的塑性性能极为相似。因此, 本文采用ϕ80mm圆柱体铅试样, 通过人工预置内部夹杂物缺陷, 对硬质夹杂物所导致的锥形裂隙进行验证。如图11所示, 在试件对称面中心用ϕ6mm钢珠 (选用较大直径钢珠, 以突出缺陷) 压出半球形凹坑, 并将钢珠留在其中作为硬质夹杂物, 再用伍德合金粘合形成一完整圆柱体试件。在1MN液压材料实验机上进行上下V形砧锻造试验 (夹角为135°, 砧宽比取0.6) 。
试验结果表明 (图12) , 在硬质夹杂物周围出现锥形裂隙, 夹杂物上下方的网格受挤压, 剧烈变形, 呈现明显的应变集中现象, 与有限元模拟结果完全吻合。
5 结论
(1) 根据夹杂物与钢锭几何尺寸的真实比例关系, 建立了含球状夹杂物缺陷的钢锭的锻造过程非线性有限元模型。
(2) 通过数值模拟, 给出了塑性夹杂物三维形态演变规律和硬质夹杂物周围基体金属的应力场、应变场和速度场分布规律, 对大锻件内部夹杂性裂纹的形成机理进行了分析。
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