蔣 波 左鵬鵬 黎軍頑 閔 娜 吳曉春

(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、上海市鋼鐵冶金新技術(shù)開發(fā)應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室和上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200072)

大截面模塊是重大行業(yè)裝備制造的重要材料來(lái)源，其各項(xiàng)力學(xué)性能要求極高，然而模塊的力學(xué)性能指標(biāo)與熱處理工藝密切相關(guān)[1]。固溶冷卻作為大截面熱作模具鋼模塊熱處理過程中的一個(gè)重要環(huán)節(jié)，對(duì)提高模塊的力學(xué)性能至關(guān)重要。由于模塊尺寸較大，在固溶冷卻過程中其心部與表面的冷卻差異明顯，導(dǎo)致心表組織和性能差別較大。在實(shí)際生產(chǎn)中常采用解剖法對(duì)模塊心部的溫度、組織和應(yīng)力的演變過程進(jìn)行在線檢測(cè)與控制，不僅造成人力、物力和財(cái)力上的消耗，且測(cè)量值不是瞬態(tài)，也不夠準(zhǔn)確。大截面熱作模具鋼模塊生產(chǎn)具有單件、小批量的特點(diǎn)，前期投入大，如果產(chǎn)品報(bào)廢則會(huì)造成較大經(jīng)濟(jì)損失，因此要求生產(chǎn)工藝具有更高的合理性[2]。同時(shí)，熱處理過程并不是簡(jiǎn)單的溫度變化過程，而是一個(gè)溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和組織場(chǎng)相互耦合的復(fù)雜物理過程[3- 5]，在冷卻過程中熱傳導(dǎo)、相變和應(yīng)力的變化均不能直接觀測(cè)[6]。計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬能夠直觀反映模塊內(nèi)任意部位在任意時(shí)刻溫度、應(yīng)力/應(yīng)變及組織的分布及變化情況，既可節(jié)省物力和時(shí)間，也可達(dá)到精確控制的目的[7- 8]，相關(guān)研究早已證實(shí)數(shù)值模擬應(yīng)用于熱處理過程的準(zhǔn)確和可靠性。姚善長(zhǎng)等[9]利用數(shù)學(xué)模型計(jì)算了圓柱體工件淬火過程中的溫度場(chǎng)、相變過程和應(yīng)力分布，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，證明了數(shù)值模擬可以控制、分析和優(yōu)化淬火工藝。樊夢(mèng)婷等[10]對(duì)大型壓力機(jī)模座的油淬和水淬過程進(jìn)行計(jì)算，獲得了溫度和應(yīng)力分布的演化規(guī)律。

本文以尺寸為470 mm×800 mm×4 000 mm的大截面DIEVAR鋼模塊為研究對(duì)象，基于有限元方法建立了模塊溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和組織場(chǎng)耦合的數(shù)值分析模型，討論了不同冷卻介質(zhì)和固溶冷卻工藝下模塊的冷卻行為、相變和應(yīng)力變化規(guī)律，并從理論上預(yù)測(cè)了模塊可生產(chǎn)的最大規(guī)格，以期為大截面模塊的生產(chǎn)提供技術(shù)支持和借鑒。

1 DIEVAR鋼的相變特性

DIEVAR鋼是基于H13鋼成分降低Si含量、提高M(jìn)o含量的合金化改良型鋼種。相比于H13鋼，具有高溫疲勞裂紋擴(kuò)展速度更小、抗熱裂性和高溫強(qiáng)度更高、晶界碳化物的析出和冷卻時(shí)貝氏體轉(zhuǎn)變的抑制更佳[11- 12]等特點(diǎn)。目前已生產(chǎn)的470 mm×800 mm×4 000 mm DIEVAR鋼大截面模塊的化學(xué)成分如表1所示。

大截面DIEVAR鋼模塊固溶冷卻工藝的制定依賴于鋼的相變特性，本文依據(jù)《YB/T 5127鋼的臨界點(diǎn)測(cè)定方法(膨脹法)》和《YB/T 5128鋼的連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線圖的測(cè)定方法(膨脹法)》，采用DIL 805A熱膨脹儀分別測(cè)得DIEVAR鋼的臨界相變點(diǎn)Ac1、Ac3和Ms以及在不同冷速下相變點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的溫度，最終獲得了DIEVAR鋼的CCT曲線，如圖1所示。圖中虛線表示鋼中碳化物的析出曲線，固溶冷卻過程中應(yīng)控制模塊冷速高于碳化物析出的臨界冷速(約0.1 ℃/s)，以避免碳化物的沿晶析出，降低其抗疲勞性能。同時(shí)，DIEVAR鋼模塊的冷速應(yīng)盡量大于0.2 ℃/s，以避免進(jìn)入貝氏體轉(zhuǎn)變相區(qū)。

表1 DIEVAR鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of DIEVAR steel (mass fraction) %

圖1 DIEVAR鋼的CCT曲線Fig.1 CCT curves of DIEVAR steel

2 固溶冷卻過程的數(shù)值模擬

2.1 固溶冷卻工藝

為了討論冷卻介質(zhì)和固溶冷卻工藝對(duì)DIEVAR鋼模塊冷卻行為、組織及應(yīng)力演變的影響，選擇如圖2所示的兩種固溶冷卻工藝，其中工藝1為先將模塊均勻加熱到1 100 ℃，保溫2 h后空冷至大表面中心900 ℃，然后水/油冷至模塊心部200 ℃；工藝2在工藝1的基礎(chǔ)上增加了一個(gè)空冷過程，即在水/油冷至心部550 ℃，隨后空冷15 min，再冷至心部200 ℃。

2.2 大截面模塊的有限元模型

由于模塊為對(duì)稱性幾何體，為了提高運(yùn)算效率，采用對(duì)稱邊界條件僅對(duì)模塊的1/8進(jìn)行數(shù)值模擬，并用六面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行離散，單元和節(jié)點(diǎn)總數(shù)分別為3 000和3 927個(gè)。模塊幾何及有限元模型如圖3所示，其中P1到P4分別代表模塊心部、寬度、厚度和長(zhǎng)度方向的表面中心。在整個(gè)模擬過程中空氣、水和油的溫度均設(shè)為25 ℃，且把DIEVAR鋼看作由奧氏體、珠光體、貝氏體和馬氏體的復(fù)合相組成，模擬過程中所涉及冷卻介質(zhì)的換熱系數(shù)如圖4所示。

圖2 固溶冷卻工藝示意圖Fig.2 Illustration of solid solution cooling processes

圖4 水和油的換熱系數(shù)隨溫度的變化Fig.4 Heat transfer coefficient of water and oil as a functin of temperature

3 結(jié)果與討論

3.1 冷卻介質(zhì)對(duì)大截面模塊冷卻行為的影響

圖5為DIEVAR模塊在兩種固溶冷卻工藝下水冷和油冷后不同部位的冷卻曲線。由圖5可知，采用工藝1模塊入水后表面中心溫度快速?gòu)?00 ℃降到100 ℃左右，而入油后表面溫度冷到200 ℃左右，隨后模塊心部與表面的溫度逐漸接近，溫差逐漸減??；在工藝2條件下，模塊心表冷卻曲線與工藝1趨勢(shì)一致，說明冷卻介質(zhì)與工藝對(duì)模塊心部冷卻行為的影響較小。當(dāng)心部冷到550 ℃時(shí)，由于進(jìn)行15 min空冷，導(dǎo)致該期間模塊表面發(fā)生了不同程度的返溫，進(jìn)一步減小了心表溫差，起到了緩解熱應(yīng)力的作用。圖6為兩種介質(zhì)下模塊心部冷至550 ℃時(shí)中截面的溫度分布，經(jīng)水冷后模塊表面到心部之間的溫度梯度明顯比油冷大，而模塊心部溫度分布比較相近，說明冷卻介質(zhì)對(duì)模塊心部溫度演變的影響較小，而對(duì)模塊心表溫度梯度的影響明顯，采用油冷有利于減小心表溫差。

圖5 模塊不同部位的冷卻曲線Fig.5 Cooling curves of at different points in the block

圖6 模塊心部水(a)和油(b)冷至550 ℃時(shí)中截面的溫度分布Fig.6 Temperature distribution in the middle section of DIEVAR steel block core cooled in (a) water and (b) oil to 550 ℃

由于模塊尺寸較大，心部冷速最慢，為模塊在冷卻中組織轉(zhuǎn)變能否達(dá)到要求的重要部位。圖7給出了兩種工藝下模塊心部冷速隨時(shí)間的變化曲線，其中Vc表示鋼中碳化物析出的臨界冷速。由圖可知，模塊入水或油后，心部冷速先隨著模塊心表溫差的增大而增大，當(dāng)冷至約50 min時(shí)分別達(dá)到最大冷速0.16和0.14 ℃/s，隨后心表溫差減小，心部冷速降低，最后由于心部相變潛熱的影響冷速呈現(xiàn)小幅度回升；在冷卻30～100 min期間,模塊心部冷速均大于碳化物析出臨界冷速0.1 ℃/s，結(jié)合CCT曲線可知，兩種冷卻介質(zhì)下模塊均可有效避免先共析碳化物的沿晶析出。

圖7 模塊心部冷速隨冷卻時(shí)間的變化Fig.7 Variation of cooling rate at the core of DIEVAR block with cooling time

3.2 冷卻介質(zhì)對(duì)大截面模塊組織演變的影響

圖8和圖9分別為模塊在兩種固溶冷卻工藝下水冷和油冷后，心部與表面中心組織隨時(shí)間的變化曲線。由圖8可知，DIEVAR鋼模塊在入水或油后表面在短時(shí)間內(nèi)就轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，而心部在100 min后發(fā)生貝氏體轉(zhuǎn)變，最終貝氏體體積分?jǐn)?shù)分別為2.6%和3.5%，滿足了盡量避免模塊冷速進(jìn)入貝氏體相區(qū)的要求，最終心部馬氏體體積分?jǐn)?shù)分別為57.5%和55%。相比于水冷，油冷的組織轉(zhuǎn)變時(shí)間稍滯后，但最終組織相差較小，說明冷卻介質(zhì)對(duì)大截面模塊心部組織演變的影響較小。由圖9可知，工藝2模塊心部及表面組織轉(zhuǎn)變與工藝1趨勢(shì)類似，冷卻結(jié)束時(shí)水冷和油冷的模塊心部馬氏體體積分?jǐn)?shù)分別為58%和56.6%，貝氏體體積分?jǐn)?shù)分別為3.1%和4.2%。在15 min空冷期間，模塊心部尚未發(fā)生組織轉(zhuǎn)變，表面馬氏體由于自回火出現(xiàn)了短暫的“停滯”現(xiàn)象，但由于自回火時(shí)間較短，隨后的水冷或油冷時(shí)組織轉(zhuǎn)變受到的影響很小，且脆性馬氏體得到了有效抑制，因此工藝2比工藝1更佳。

為了便于比較兩種介質(zhì)及兩種固溶冷卻工藝對(duì)模塊心部組織演變的影響，表2給出了水冷和油冷下兩種工藝結(jié)束后模塊心部的組織含量。無(wú)論是采用水冷還是油冷，選擇工藝1還是工藝2，模塊心部最終的組織都比較接近，可見冷卻介質(zhì)以及15 min空冷對(duì)大截面模塊心部組織演變的影響較小。

3.3 冷卻介質(zhì)對(duì)大截面模塊應(yīng)力演變的影響

圖8 工藝1模塊心部和表面中心組織隨冷卻時(shí)間的變化Fig.8 Microstructure change at the core and surface center of block with cooling time for process 1

圖9 工藝2模塊心部和表面中心組織隨冷卻時(shí)間的變化Fig.9 Microstructure change at the core and surface center of block with cooling time for process 2

表2 固溶冷卻后模塊心部組織的體積分?jǐn)?shù)Table 2 Volume fraction of microstructures at the core of block after solid solution cooling %

大截面模塊在固溶冷卻過程中產(chǎn)生的應(yīng)力主要表現(xiàn)為心表冷卻差異以及組織轉(zhuǎn)變時(shí)產(chǎn)生的熱應(yīng)力和組織應(yīng)力。圖10為模塊心部與表面中心的等效應(yīng)力變化曲線。由圖10(a)可知，工藝1模塊表面和心部等效應(yīng)力在冷卻過程中都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)， 表面等效應(yīng)力在冷卻70 min心表溫差較大時(shí)達(dá)到最大值，而心部應(yīng)力在冷卻100～150 min發(fā)生貝氏體轉(zhuǎn)變期間達(dá)到最大值，且前120 min內(nèi)表面應(yīng)力大于心部。這說明固溶冷卻期間模塊表面產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，心部產(chǎn)生較小組織應(yīng)力，因此模塊表面易發(fā)生開裂；由圖10(b)可知，工藝2模塊表面和心部等效應(yīng)力與工藝1的變化趨勢(shì)類似，在空冷期間，模塊表面等效應(yīng)力因心表溫差減小而明顯降低，熱應(yīng)力得以有效緩解； 相比于水冷，油冷模塊表面等效應(yīng)力低16%左右，油冷可有效降低模塊熱應(yīng)力。

圖10 模塊心部和表面中心的等效應(yīng)力隨冷卻時(shí)間的變化Fig.10 Equivalent stress at the core and surface center of block as a function of cooling time

3.4 模塊最大可生產(chǎn)規(guī)格的理論預(yù)測(cè)

為了提高大截面模塊的經(jīng)濟(jì)效益，需要在一定條件下盡可能提高模塊的尺寸規(guī)格。圖11為150～650 mm厚模塊水冷和油冷時(shí)心部的最大冷速。由圖11可知，隨著模塊厚度的增加，模塊心部的最大冷速逐漸減小，模塊厚度越大，心部冷速差異越小。雖然650 mm厚模塊心部的最大冷速約為0.11 ℃/s，達(dá)到了心部避開碳化物析出的冷速要求，但從模塊應(yīng)力方面考慮，該厚度模塊即使采用油冷應(yīng)力也高達(dá)1 750 MPa，具有開裂的風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)于550 mm厚的DIEVAR鋼模塊，水冷時(shí)最大等效應(yīng)力為1 600 MPa， 油冷為1 460 MPa，可有效避免冷卻開裂的發(fā)生，因此可預(yù)測(cè)水冷550 mm和油冷580 mm為模塊最大可生產(chǎn)理論厚度。

圖11 水冷和油冷下不同厚度DIEVAR模塊心部的最大冷速Fig.11 Maximum cooling rate at the core of DIEVAR block with different thickness during water cooling and oil cooling

4 結(jié)論

(1)冷卻介質(zhì)與工藝對(duì)模塊心部冷卻行為的影響較小，工藝2空冷期間模塊表面返溫，減小了模塊心表溫差，油冷較水冷溫度梯度小。水冷和油冷30～100 min期間模塊心部的冷速均大于0.1 ℃/s，可避免碳化物析出。

(2)兩種冷卻介質(zhì)及工藝對(duì)模塊心部組織的影響較小， 冷卻結(jié)束后模塊心部最終組織的體積分?jǐn)?shù)差異很小。

(3)冷卻過程中模塊表面和心部等效應(yīng)力先增大后減小，工藝2的空冷過程有效降低了模塊表面應(yīng)力。固溶冷卻過程中模塊表面產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，心部產(chǎn)生較小組織應(yīng)力。油冷模塊表面等效應(yīng)力比水冷低16%左右。

(4)隨著模塊厚度的增加，模塊心部的最大冷速逐漸降低，模塊要能避免碳化物析出的理論最大厚度為650 mm，從應(yīng)力方面考慮，預(yù)測(cè)水冷550 mm和油冷580 mm為模塊最大可生產(chǎn)理論厚度。

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