末端壓下對(duì)軸承鋼凝固疏松及宏觀偏析影響的熱模擬

任忠鳴 蔣丹青1, 吳生滬1,

(1.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444; 2.省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200444)

在連鑄過(guò)程中于凝固末端實(shí)施壓下工藝是消除連鑄坯疏松及偏析的有效手段。在凝固末端實(shí)施合理的壓下工藝，一方面可使富集溶質(zhì)的中心液相強(qiáng)制流動(dòng)，促進(jìn)鑄坯中心區(qū)域的成分均勻，從而達(dá)到減輕中心偏析的效果[1-4]；另一方面還可以補(bǔ)償凝固末端殘余鋼液的體積收縮，增強(qiáng)鑄坯凝固末端中心區(qū)域的補(bǔ)縮充填能力，減輕中心疏松和縮孔，并能促進(jìn)中心線裂紋的焊合，起到提高鑄坯中心致密度的作用[5-10]。壓下效果與壓下工藝，如壓下區(qū)間、壓下量等密切相關(guān)，只有采用合理的壓下工藝才能起到改善鑄坯內(nèi)部質(zhì)量的作用，反之，則會(huì)導(dǎo)致鑄坯內(nèi)部質(zhì)量惡化。但在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，難以準(zhǔn)確測(cè)定凝固末端位置，從而導(dǎo)致難以精確控制壓下區(qū)間。同時(shí)，對(duì)于不同的鋼種和坯形，現(xiàn)行的壓下量區(qū)間較寬，控制難度較大。壓下量過(guò)大可能會(huì)導(dǎo)致鑄坯出現(xiàn)內(nèi)部裂紋和嚴(yán)重變形，這對(duì)壓下工藝的準(zhǔn)確控制極為不利；壓下量過(guò)小使得提高鑄坯中心致密性和減輕中心宏觀偏析程度的效果不明顯。根據(jù)之前的研究[11-20]可以發(fā)現(xiàn)，不同的研究者很難獲得統(tǒng)一的壓下區(qū)間，通常中心固相率fs在0.2～0.9，壓下量為2～10 mm。本文通過(guò)熱模擬試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬計(jì)算，研究了凝固末端壓下工藝對(duì)GCr15軸承鋼鑄錠中心疏松及宏觀偏析的影響，確定了合理的壓下區(qū)間及壓下量。

1 中心固相率的確定方法

中心固相率與凝固末端壓下工藝參數(shù)的定量關(guān)系研究是制定壓下工藝的關(guān)鍵。由于無(wú)法直接測(cè)量鑄錠中心固相率，因此通過(guò)液芯傾倒試驗(yàn)獲得坯殼厚度的變化規(guī)律，用于校核數(shù)值模擬模型，最后通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算出不同凝固條件下的鑄錠中心固相率，具體流程如圖1所示。先進(jìn)行幾何建模，設(shè)置初始條件及邊界條件進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，然后將模擬得到的坯殼厚度和液芯寬度與液芯傾倒試驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并修正數(shù)值模擬的邊界條件使模擬結(jié)果盡可能接近液芯傾倒試驗(yàn)結(jié)果，最終得到準(zhǔn)確的鑄錠不同凝固階段的中心固相率。

圖1 鑄錠中心固相率確定流程示意

1.1 液芯傾倒試驗(yàn)

通過(guò)液芯傾倒試驗(yàn)確定鋼錠在實(shí)際凝固過(guò)程中的液芯寬度。在試驗(yàn)過(guò)程中，設(shè)定結(jié)晶器冷卻水流量均為6 m3·h-1，將質(zhì)量40 kg的GCr15軸承鋼棒置于常壓感應(yīng)爐中加熱熔化，并用精煉渣和純鋁進(jìn)行造渣、脫氧，將過(guò)熱度為30 ℃的鋼液澆入結(jié)晶器，然后迅速將U形扁鐵從鋼液上表面插入，插入深度約為30 mm，使之凝固在坯殼中，待鋼錠在結(jié)晶器中凝固一段時(shí)間(120、130、140、150 s)后，將其從結(jié)晶器中拉出并翻轉(zhuǎn)以倒出中心液相。待鑄錠完全冷卻后，在680 ℃進(jìn)行12 h的去應(yīng)力退火，然后將鑄錠沿軸向剖開(kāi)并測(cè)量液芯寬度。不同凝固時(shí)間下鑄錠的液芯形貌如圖2所示。

圖2 凝固不同時(shí)間的鑄錠的液芯形貌

1.2 數(shù)值模擬

采用ProCAST有限元模擬軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。采用三維瞬態(tài)模型計(jì)算鋼水凝固過(guò)程，三維傳熱計(jì)算的控制方程以及等效比熱的計(jì)算公式分別為[21]:

(1)

(2)

為簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，對(duì)模型作如下基本假設(shè)：(1)忽略澆鑄時(shí)間，從鋼液完全澆入結(jié)晶器后開(kāi)始計(jì)時(shí)；(2)忽略結(jié)晶器表面和鋼液向周?chē)h(huán)境的輻射；

(3)各組件的物性參數(shù)為常數(shù)，不隨溫度變化而變化。有限元模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。表1列出了數(shù)值模擬的初始條件及邊界條件。

圖3 有限元模型及網(wǎng)格劃分

表1 數(shù)值模擬的初始條件及邊界條件

圖4為不同凝固時(shí)間下液芯寬度的數(shù)值模擬結(jié)果，選擇固相率為0.3以下的區(qū)域?yàn)榭蓛A出的液相。由圖5可知，數(shù)值模擬得到的液芯寬度和液芯傾倒試驗(yàn)結(jié)果相吻合，說(shuō)明數(shù)值模型的邊界條件準(zhǔn)確。

圖4 凝固不同時(shí)間的液芯寬度的數(shù)值模擬結(jié)果

圖5 數(shù)值模擬得到的液芯寬度與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

利用該模型計(jì)算了不同時(shí)刻鑄錠中心固相率的變化，結(jié)果如圖6所示。當(dāng)凝固時(shí)間短于170 s時(shí)，鑄錠中心處于液相區(qū)，從170 s開(kāi)始，鑄錠中心進(jìn)入固液兩相區(qū)，當(dāng)凝固時(shí)間為210 s時(shí)，鑄錠中心完全凝固。

圖6 鑄錠中心固相率隨凝固時(shí)間的變化曲線

2 末端壓下試驗(yàn)過(guò)程及分析方法

基于工業(yè)生產(chǎn)中采用的壓下區(qū)間和壓下量，分別選擇中心固相率為0.3和0.6的2組試驗(yàn)，相對(duì)應(yīng)的結(jié)晶器中凝固時(shí)間分別為190、200 s，然后將鑄錠從結(jié)晶器中提起放入模具中進(jìn)行機(jī)械壓下，每組試驗(yàn)的壓下量分別為2、5、8、11 mm，具體試驗(yàn)過(guò)程如圖7所示。試驗(yàn)完成后將鑄錠加熱至680 °C保溫12 h進(jìn)行去應(yīng)力退火，然后沿鑄錠徑向距底面100 mm處切取厚度為20 mm的圓片，經(jīng)打磨拋光后，采用光譜分析儀在圓片橫截面上分別沿壓下方向和垂直于壓下方向每隔10 mm打點(diǎn)分析，打點(diǎn)位置如圖8所示，然后在該圓片的中心區(qū)域截取金相試樣，經(jīng)磨拋，在加入緩蝕劑的65 °C飽和苦味酸水溶液腐蝕65 s后，用光學(xué)顯微鏡觀察鑄錠橫截面中心區(qū)域的低倍組織形貌。將鑄錠上半部分沿軸向切開(kāi)，在中間截取厚度為20 mm薄片進(jìn)行腐蝕，觀察其縮孔與疏松形貌。具體切割取樣方法如圖9所示。

圖7 末端壓下試驗(yàn)過(guò)程示意

圖8 鑄錠橫截面光譜分析位置

圖9 切割取樣位置示意

3 結(jié)果與討論

3.1 中心疏松及微觀組織

當(dāng)中心固相率為0.6時(shí)，不同壓下量下鑄錠中心疏松形貌如圖10所示，結(jié)合YB/T 4002—2013可知：當(dāng)鑄錠無(wú)壓下(壓下量為0)時(shí)，鑄錠下半部分區(qū)域的中心疏松等級(jí)為4級(jí)；當(dāng)壓下量為2 mm時(shí)，中心疏松現(xiàn)象并未明顯改善；壓下量增大至5 mm后，鑄錠中心疏松現(xiàn)象明顯改善，疏松等級(jí)為0級(jí)；當(dāng)壓下量增大到8 mm時(shí)，0級(jí)區(qū)域擴(kuò)大。由此可以看出：凝固末端壓下工藝可以明顯改善鑄錠中心疏松現(xiàn)象，并且隨著壓下量的增大，鑄錠下半部分中心疏松程度逐漸減輕直至消失。

圖10 不同壓下量下鑄錠中心疏松形貌(fs=0.6)

由圖11可知，施加壓下后鑄錠橫截面中心區(qū)域出現(xiàn)枝晶彎曲和擠壓黏合的現(xiàn)象，同時(shí)還存在未粗化的細(xì)小等軸晶組織。由圖12可知，未施加壓下的鑄錠橫截面中心區(qū)域液析碳化物較為粗大且珠光體片層間距較寬，施加壓下后，液析碳化物尺寸和珠光體片層間距均明顯減小。分析可知：在末端壓下過(guò)程的擠壓作用下，鑄錠中心區(qū)域出現(xiàn)一次枝晶彎曲和二次枝晶擠壓黏合的現(xiàn)象；由于鑄錠中心區(qū)域高溫富溶質(zhì)液相被擠出，因此中心區(qū)域形成了未粗化的細(xì)小等軸晶組織，同時(shí)珠光體片層間距及液析碳化物尺寸均明顯減小。從上述現(xiàn)象可以得到，末端壓下工藝在改善鑄坯凝固組織及偏析方面的作用體現(xiàn)在：一方面，末端壓下所產(chǎn)生的擠壓作用使得枝晶彎曲進(jìn)而斷裂破碎，防止晶間搭橋；另一方面，末端壓下使得鑄錠中心區(qū)域高溫富溶質(zhì)液相強(qiáng)制流動(dòng)，從而減少中心偏析[12]。

圖11 不同壓下量下鑄錠橫截面中心區(qū)域的枝晶形貌(fs=0.6)

圖12 不同壓下量下鑄錠橫截面中心區(qū)域的碳化物形貌(fs=0.6)

3.2 宏觀偏析

鑄錠元素偏析程度由偏析比ri表征，其值為測(cè)量點(diǎn)的實(shí)際元素含量Ci與鑄錠中該元素含量的平均值C0之比，計(jì)算公式為：

(3)

元素偏析比標(biāo)準(zhǔn)差由σ表示，其值反映了同一鑄錠中各點(diǎn)偏析比的離散程度，計(jì)算公式為：

(4)

由圖13和圖14可以看出：未施加壓下時(shí)，鑄錠碳偏析主要集中在試樣中心，施加壓下后中心區(qū)域的偏析程度明顯降低，說(shuō)明末端壓下工藝對(duì)中心偏析有明顯的改善作用。計(jì)算不同壓下量下鑄錠橫截面的碳偏析比標(biāo)準(zhǔn)差可以直觀地反映碳元素分布的均勻性，計(jì)算結(jié)果如圖15所示。由圖15可以看出：在中心固相率為0.6時(shí)進(jìn)行壓下后，鑄錠橫截面的碳元素分布均勻性?xún)?yōu)于中心固相率為0.3時(shí)的。

圖14 不同壓下量下鑄錠橫截面沿壓下方向(a)和垂直壓下方向(b)的碳偏析(fs=0.6)

圖15 不同中心固相率下鑄錠橫截面碳偏析指數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差

由圖16可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)中心固相率為0.3時(shí)，隨著壓下量從0增加到11 mm，中心最大碳偏析比由1.212降低到0.961，但隨著壓下量的增大，中心碳偏析比出現(xiàn)了波動(dòng)；當(dāng)中心固相率為0.6時(shí)，隨著壓下量從0增加到11 mm時(shí)，中心最大碳偏析比由1.212降低到0.950，并且隨著壓下量的增大而減小。

圖16 不同壓下量下鑄錠橫截面中心碳偏析指數(shù)

在較小的壓下量時(shí)，鑄錠垂直壓下方向的變形占主導(dǎo)地位，隨著壓下量的增加，鑄錠垂直壓下方向的變形和延展變形將大量消耗鑄錠表面施加的變形量，導(dǎo)致傳遞到液芯的實(shí)際壓下量急劇減小[22]。因此，當(dāng)鑄錠中心固相率較高時(shí)，其兩相區(qū)寬度較窄，較小的壓下量即可使中心區(qū)域兩側(cè)固相相接觸，使得中心空隙完全閉合并擠出富溶質(zhì)液相，從而達(dá)到改善中心偏析的效果。當(dāng)中心固相率為0.6時(shí)，在較小的壓下量(2～5 mm)時(shí)，中心區(qū)兩側(cè)固相接觸，富溶質(zhì)液相排出，鑄錠中心碳偏析已有較大的改善，但當(dāng)中心固相率為0.3時(shí)，鑄錠中心碳偏析在壓下量小于8 mm時(shí)出現(xiàn)了波動(dòng)，說(shuō)明在該壓下量范圍內(nèi)，壓下作用并未達(dá)到穩(wěn)定，隨著壓下量的繼續(xù)增大，鑄錠變形較嚴(yán)重，其內(nèi)部裂紋形成的風(fēng)險(xiǎn)也隨之增加。

4 結(jié)論

(1)采用液芯傾倒試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，準(zhǔn)確得出GCr15軸承鋼鑄錠不同凝固時(shí)刻的中心固相率及液芯寬度。

(2)末端壓下工藝可以明顯改善鑄錠中心疏松，隨著壓下量的增大，鑄錠下半部分標(biāo)定區(qū)域的中心疏松程度逐漸減輕直至消失，疏松等級(jí)由4級(jí)降低為0級(jí)。

(3)施加壓下后鑄錠中心區(qū)域出現(xiàn)一次枝晶彎曲和二次枝晶擠壓黏合的現(xiàn)象，同時(shí)還存在未粗化的細(xì)小等軸晶組織，并且中心區(qū)域液析碳化物尺寸和珠光體片層間距均明顯減小。

(4)在中心固相率為0.6時(shí)進(jìn)行壓下后，鑄錠橫截面的碳元素分布均勻性?xún)?yōu)于中心固相率為0.3時(shí)的。當(dāng)中心固相率為0.6時(shí)，隨著壓下量從0增加到11 mm時(shí)，中心最大碳偏析比由1.212降低到0.950，在較小的壓下量(2～5 mm)時(shí)，鑄錠中心碳偏析已得到較好的改善。而當(dāng)中心固相率為0.3時(shí)，中心最大碳偏析比由1.212降低到0.961，但在壓下量小于8 mm時(shí)出現(xiàn)了波動(dòng)。