臥式離心工藝用于大型筒體類鑄坯的可行性分析

喬 石 肖志霞

(中國第一重型機(jī)械股份公司，黑龍江161042)

臥式離心工藝用于大型筒體類鑄坯的可行性分析

喬 石 肖志霞

(中國第一重型機(jī)械股份公司，黑龍江161042)

利用數(shù)值模擬技術(shù)分析了200 t筒體類鑄坯采用臥式離心工藝鑄造的優(yōu)缺點(diǎn)，探討了臥式離心鑄造工藝的可行性。

大型筒體類鑄坯；臥式離心鑄造；數(shù)值模擬

對(duì)于核電接管段、筒體、加氫主管道等大型筒類產(chǎn)品，傳統(tǒng)的制造方法是澆注大型實(shí)心鋼錠，沖孔鍛造成型[1]。該方法不僅工藝復(fù)雜耗時(shí)，而且材料利用率低。離心鑄造工藝可直接將鋼水澆鑄成筒型，后續(xù)無需沖孔等鍛造工序，提高了鋼錠利用率，減少了鍛造火次和機(jī)加工作量，降低了制造成本。目前，離心鑄造工藝大多用于小型筒類產(chǎn)品，如氣缸套[2]、螺母[3]等。一重將臥式離心鑄造技術(shù)用于制造復(fù)合軋輥已經(jīng)非常成熟，其離心鑄管直徑最大可達(dá)1.3 m，離心鑄坯最重達(dá)45 t。可否將離心工藝推廣應(yīng)用于大型鑄坯，如直徑達(dá)4 m、重200 t級(jí)鑄坯？若用于大型鑄坯，鑄坯的凝固、管模的冷卻和變形等問題，都有必要進(jìn)行深入研究。本文以200 t鑄坯為例，利用數(shù)值模擬技術(shù)研究了大型臥式離心鑄坯的凝固過程，根據(jù)計(jì)算結(jié)果分析了臥式離心工藝用于大型鑄坯的優(yōu)缺點(diǎn)，并探討了臥式離心鑄造工藝用于大型筒體類鑄坯的可行性。

1 計(jì)算模型及基本假設(shè)

臥式離心鑄坯的基本計(jì)算模型如圖1所示。鑄坯重約200 t，材質(zhì)為碳鋼Q345；管模和端蓋總重約150 t，材質(zhì)取30Cr2Ni4MoV以及2.25Cr1Mo0.25V，化學(xué)成分參考了王少波和周維等人的研究[4-5]。計(jì)算所用熱物性數(shù)據(jù)，鑄坯初始溫度為1573℃，其它取200℃。管模離心轉(zhuǎn)速為226r/min，重力系數(shù)約50G。充型速度為6 t/min，澆注溫度為1573℃。鑄坯內(nèi)表面取綜合換熱系數(shù)5 W/(m2·K)，環(huán)境溫度800℃；管模及端蓋內(nèi)表面取對(duì)流換熱系數(shù)10 W/(m2·K)，黑度系數(shù)0.2，環(huán)境溫度25℃。假設(shè)端蓋和管模的外表面噴水均勻，管模和端蓋外表面噴水量取3600 L/h，換熱系數(shù)參考了P.D.Hodgon等人的研究[6]。

圖1 臥式離心鑄造的基本計(jì)算模型Figure 1 The basic calculation model of horizontal centrifugal casting

2 臥式離心工藝用于大型鑄坯的優(yōu)勢(shì)

維持管模和端蓋厚度不變，簡化其結(jié)構(gòu)，模擬計(jì)算了鑄坯凝固過程中的溫度和固相分?jǐn)?shù)變化，如圖2所示。管模及端蓋外表面采用空氣冷卻，鑄坯沿徑向自外向內(nèi)、沿軸線自兩側(cè)向中心均能夠?qū)崿F(xiàn)順序凝固，最后凝固部位位于鑄坯中心內(nèi)表面。凝固結(jié)束后鑄坯內(nèi)表面因收縮而發(fā)生凹陷，內(nèi)表面中心凹陷最大約115 mm，占鑄坯壁厚約11%。模擬計(jì)算得到的鑄坯總體凝固時(shí)間為17.2h，如圖3(a)所示。比較同等尺寸的常規(guī)459 t鋼錠，常規(guī)鋼錠的凝固時(shí)間長達(dá)55 h，如圖3(b)，并且其鋼錠內(nèi)部常出現(xiàn)二次縮孔，如圖3(c)。

圖2 鑄坯凝固過程中溫度和固相分?jǐn)?shù)變化Figure 2 Variation of temperature and solid fraction during solidification of casting blank

(a)鑄坯凝固時(shí)間(b)459t鋼錠凝固時(shí)間(c)459t鋼錠二次縮孔

圖3 鑄坯凝固時(shí)間以及459 t鋼錠凝固時(shí)間和二次縮孔
Figure 3 The solidification time of the casting blank and the solidification time and twice shrinkages of 459 t steel ingot

圖4 外部冷卻方式對(duì)管模和端蓋的溫度影響Figure 4 Effect of external cooling method on the temperature of pipe die and end cover

離心鑄坯因較好的實(shí)現(xiàn)了順序凝固，內(nèi)表面中心有一定凹陷，無明顯二次縮孔；總體凝固時(shí)間比常規(guī)鋼錠的短；離心鑄坯無需冒口、水口，比常規(guī)鋼錠的工藝出品率高。

3 臥式離心工藝用于大型鑄坯存在的問題

3.1 管模外部冷卻方式

維持管模和端蓋厚度不變，簡化其結(jié)構(gòu)，模擬計(jì)算了不同冷卻方式對(duì)管模和端蓋溫度的影響，如圖4所示。當(dāng)管模和端蓋外壁采用空氣冷卻時(shí)，管模內(nèi)表面最高溫度達(dá)1000℃，外表面最高溫度約700℃；而端蓋內(nèi)表面最高溫度也接近1000℃，外表面最高溫度約650℃。管模及端蓋的溫度升的這么高，在離心轉(zhuǎn)動(dòng)過程可能發(fā)生屈服，而無法滿足強(qiáng)度使用要求。為防止管模屈服，將管模體積增加為鑄坯體積的2.5倍，從而提高了管模的蓄熱量，降低了管模外壁的溫升，如圖5(a)所示。但此時(shí)，鑄坯、管模及端蓋總質(zhì)量高達(dá)800 t，導(dǎo)致轉(zhuǎn)動(dòng)慣量太大，難以找到合適的驅(qū)動(dòng)設(shè)備。

當(dāng)管模和端蓋全部噴水冷卻時(shí)，管模外表面最高溫度降至約150℃，而端蓋外表面溫度也維持在200℃以內(nèi)。凝固結(jié)束后，管模外表面不會(huì)發(fā)生明顯升溫，如圖5(b)所示，其使用強(qiáng)度可得到保證。若不考慮安全性等問題可噴水冷卻管模及端蓋，然而在噴水的環(huán)境下，鑄坯將可能大幅度增氫，降低鑄坯質(zhì)量。如何能夠兩者兼顧，值得鑄造工藝設(shè)計(jì)者進(jìn)行深入研究。

(a)增大管模體積后外壁空冷(b)初始模型外壁水冷

圖5 凝固結(jié)束時(shí)刻的溫度分布
Figure 5 Temperature distribution at the end of solidification

3.2 充型過程中端蓋承受的離心推力

在臥式離心澆注過程中，鋼液除對(duì)管模產(chǎn)生離心壓力外，也將對(duì)兩側(cè)端蓋產(chǎn)生一定的離心推力，如圖6所示。假設(shè)金屬液自由表面半徑r0，在半徑為r處金屬液產(chǎn)生離心壓強(qiáng)[7]：

(1)

式中，ρ表示鋼液密度；ω表示離心轉(zhuǎn)速。

圖6 鋼液對(duì)端蓋的離心推力示意圖Figure 6 Schematic diagram of centrifugal thrust on end cover by liquid steel

取金屬液與端蓋接觸的某個(gè)微元面2πrdr(圖6)，則在該微元面上金屬液對(duì)端蓋的離心推力為dF=P×2πrdr。對(duì)金屬液與端蓋接觸的面積積分可得：

(2)

將鑄坯(液態(tài))按質(zhì)量等分8層，以6 t/min的充型速度計(jì)算得到每層充型時(shí)間約5.2 min。假設(shè)每一層均瞬時(shí)充滿，不考慮層之間的結(jié)合孔隙等問題，每一層澆注時(shí)間為5.2 min。模擬計(jì)算了充型結(jié)束時(shí)刻鑄坯的坯殼形狀，如圖7(a)所示，黑色區(qū)域表示固液兩相區(qū)。凝固結(jié)殼厚度最薄處約30 mm，最厚處約150 mm。根據(jù)公式(2)計(jì)算了不同充型時(shí)刻鋼液對(duì)端蓋的離心推力，如圖7(b)所示。由于充型速度遠(yuǎn)大于鑄坯的凝固速度，隨著充型時(shí)間增加，鋼液對(duì)端蓋的離心推力不斷增加，充型結(jié)束時(shí)刻鋼液對(duì)端蓋的離心推力達(dá)到最大約2300 t。如此大的離心推力，端蓋可能難以承受。這將是離心設(shè)備設(shè)計(jì)者需要解決的難題。

3.3 鑄坯的熱裂、偏析等問題

裂紋是離心鑄管產(chǎn)品的主要缺陷之一。凝固初期，由于凝固坯殼層強(qiáng)度低，且與管模產(chǎn)生間隙，不足以承受離心壓力，導(dǎo)致靠近鑄坯外側(cè)出現(xiàn)熱裂紋。鑄坯凝固后的冷卻中會(huì)受到熱應(yīng)力、相變應(yīng)力和機(jī)械阻礙應(yīng)力的作用，當(dāng)總應(yīng)力超過屈服極限，鑄坯將產(chǎn)生塑性變形，總應(yīng)力超過強(qiáng)度極限時(shí)，鑄坯將會(huì)產(chǎn)生冷裂。根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，可以從化學(xué)成分、涂料、離心機(jī)轉(zhuǎn)速、冷型、澆注溫度、澆注速度等方面改進(jìn)，以降低裂紋形成傾向[8-13]。

忽略充型過程，簡化管模和端蓋的結(jié)構(gòu)，預(yù)測(cè)了200 t鑄坯凝固過程中的熱裂形成傾向，如圖8所示。計(jì)算結(jié)果表明，熱裂傾向最大區(qū)域位于鑄坯與端蓋接觸部位。該處鑄坯與端蓋形成的氣隙很小，鑄坯冷卻速度相對(duì)較快，很容易形成裂紋。此外，凝固過程中鑄坯與管模間的氣隙最大約14 mm。

裂紋可能產(chǎn)生于凝固過程、凝固結(jié)束后冷卻或者脫模過程，裂紋的形成與合金成分、鑄造工藝參數(shù)等密切相關(guān)。數(shù)值模擬僅是從鑄坯結(jié)構(gòu)、冷卻速度、溫度梯度的角度分析預(yù)測(cè)裂紋形成傾向。離心鑄造生產(chǎn)過程中是否會(huì)出現(xiàn)裂紋，仍需結(jié)合實(shí)際工況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

由于離心力的作用，鋼液中各種合金元素及其所形成的碳化物密度差異較大時(shí)，容易產(chǎn)生偏析[14]。圖9是在離心力作用下形成的徑向偏析以及晶粒傾斜示意圖。圖9(c)是典型的離心鑄件斷面上的層狀偏析示意圖。這種宏觀的層狀偏析缺陷無法通過熱處理方法消除，嚴(yán)重時(shí)可造成產(chǎn)品報(bào)廢。對(duì)于重達(dá)200 t的離心鑄坯，其凝固時(shí)間長達(dá)十幾個(gè)小時(shí)，完全凝固結(jié)束后的離心偏析是無法回避的鑄坯質(zhì)量問題，這可能是制約離心鑄坯大型化的重要因素。

(a)充型結(jié)束時(shí)刻鑄坯結(jié)殼形貌(b)充型過程中端蓋所受離心推力計(jì)算

(a)鑄坯熱裂傾向(b)鑄坯與管模間氣隙寬度

(a)徑向偏析(b)傾斜柱狀晶(c)離心鑄件斷面上的層狀偏析示意圖

3.4 管模和端蓋的應(yīng)力及變形預(yù)測(cè)

維持管模和端蓋厚度不變，簡化管模和端蓋結(jié)構(gòu)，建立了二維對(duì)稱模型，模擬計(jì)算比較了空冷和水冷對(duì)管模及端蓋應(yīng)力和變形的影響，如圖10所示。空冷時(shí)，完全凝固后管模與端蓋裝配處等效應(yīng)力值較大，管模與端蓋都受到沿徑向和軸向較大的拉應(yīng)力作用，管模與端蓋大部分區(qū)域已經(jīng)發(fā)生屈服，等效塑性應(yīng)變最大值約0.027；完全凝固后，管模與端蓋在徑向產(chǎn)生一定程度的徑向位移，最大徑向位移為21.8 mm。水冷時(shí)，完全凝固結(jié)束后管模與端蓋內(nèi)側(cè)產(chǎn)生塑性變形，等效塑性應(yīng)變最大值約0.02；管模與端蓋在徑向產(chǎn)生一定程度的徑向負(fù)位移，管模內(nèi)側(cè)產(chǎn)生約2 mm的位移，管模外側(cè)產(chǎn)生約0.44 mm的位移。對(duì)比可知，管模和端蓋外部應(yīng)采取水冷等強(qiáng)制冷卻措施，防止材料溫升過高而屈服。

利用ABAQUS軟件預(yù)測(cè)了管模和端蓋為調(diào)質(zhì)態(tài)轉(zhuǎn)子材料(30Cr2Ni4MoV)時(shí)的應(yīng)力和變形，如圖11所示。結(jié)果表明，水冷凝固過程中，沿管模厚度方向有100 mm(占厚度的40%)發(fā)生了塑性變形，沿厚度方向膨脹量為0.5mm，如圖11(a)；端蓋沿厚度方向有87 mm發(fā)生了塑性變形，沿厚度方向膨脹量為0.2 mm，如圖11(b)。調(diào)質(zhì)態(tài)轉(zhuǎn)子材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度比較高，端蓋和管模出現(xiàn)破壞的傾向較小。

(a)空冷(b)水冷

(a)管模

(b)端蓋

當(dāng)管模和端蓋材質(zhì)為調(diào)質(zhì)態(tài)加氫材料(2.25Cr1Mo0.25V)時(shí)，管模沿厚度方向有100 mm(占厚度的40%)發(fā)生了塑性變形，沿厚度方向膨脹量為0.8 mm，如圖12(a)；端蓋沿厚度方向有100 mm發(fā)生了塑性變形，沿厚度方向膨脹量為0.5 mm，如圖12(b)；加氫材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度較高，管模和端蓋出現(xiàn)破壞的傾向也較小。加氫材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度略低于調(diào)質(zhì)態(tài)轉(zhuǎn)子材料，從而加氫材料管模和端蓋的變形略大于調(diào)質(zhì)態(tài)轉(zhuǎn)子材料。由模擬結(jié)果可知，受到高溫鋼液、離心力等綜合作用，管模及端蓋在鑄坯凝固結(jié)束后均會(huì)發(fā)生塑性變形。如此大的塑性變形區(qū)域可能會(huì)導(dǎo)致管模和端蓋的使用壽命大幅度降低，由此管模和端蓋的維修制造成本難以降低。

盡管目前已有一些小型的離心復(fù)合管用于下水道、石油管道[15-16]，但國內(nèi)外還沒有任何企業(yè)制造直徑達(dá)4 m的離心復(fù)合管。對(duì)于碳鋼/不銹鋼復(fù)合產(chǎn)品，由于碳鋼層壁厚非常厚(近1 m)，凝固時(shí)間長達(dá)10 h，而不銹鋼層相對(duì)較薄(約0.1 m)，在高溫下C元素?cái)U(kuò)散非常嚴(yán)重。離心鑄造過程會(huì)導(dǎo)致界面厚度不均，尤其是不銹鋼層的壁厚非常薄，很難均勻化。目前，采用離心復(fù)合鑄造的方法制造如此大直徑的高品質(zhì)的壓力容器、管道等有很大的難度。

(a)管模

(b)端蓋

4 結(jié)論

(1)與常規(guī)制造的鋼錠相比，臥式離心鑄造的鑄坯具有一定的優(yōu)勢(shì)：離心鑄坯凝固時(shí)間比同直徑常規(guī)鋼錠時(shí)間縮短，生產(chǎn)效率相對(duì)較高；無冒口、水口等，材料利用率較高；離心鑄造過程很容易實(shí)現(xiàn)自外部向中心的順序凝固，最后凝固的區(qū)域位于鑄坯內(nèi)表面中心，縮松缺陷也優(yōu)于常規(guī)鋼錠。

(2)臥式離心鑄造大型化筒體類鑄坯產(chǎn)品仍存在一些問題：若管?？绽?，需要其重量足夠大，但難以找到合適的驅(qū)動(dòng)設(shè)備；若管模水冷，可能會(huì)帶來安全性、鑄坯增氫變脆等問題。充型結(jié)束時(shí)刻端蓋受到的鋼液離心推力非常大，端蓋可能無法承受得住。離心轉(zhuǎn)動(dòng)過程中鑄坯可能出現(xiàn)元素偏析等問題。目前的模擬手段僅定性分析或者從鑄坯結(jié)構(gòu)、冷卻速度、溫度梯度的角度簡單預(yù)測(cè)裂紋形成傾向。生產(chǎn)過程中是否會(huì)出現(xiàn)裂紋，仍需結(jié)合實(shí)際工況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。管模和端蓋凝固結(jié)束后均會(huì)發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致其使用壽命降低，維修制造成本也難以降低。

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編輯 杜青泉

Feasibility Analysis on Horizontal Centrifugal Process for Large Cylinder Type Casting Blank

Qiao Shi, Xiao Zhixia

The advantages and disadvantages of horizontal centrifugal casting process for 200 t cylinder type casting blank have been analyzed by numerical simulation technology, and the feasibility of horizontal centrifugal casting process have been discussed.

large cylinder type casting blank; horizontal centrifugal casting; numerical simulation

2016—11—01

TG249.4

B