環(huán)坯壁厚對(duì)鑄輾連續(xù)成形的高溫出模鑄坯裂紋的影響

武永紅，齊會(huì)萍，李永堂，常耀東

(太原科技大學(xué) a.機(jī)械工程學(xué)院，b.金屬材料成形理論與技術(shù)山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原 030024)

軸承圈套、法蘭、齒圈等環(huán)形零件是廣泛應(yīng)用于裝備制造業(yè)的關(guān)鍵基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)件。目前環(huán)件生產(chǎn)的主流工藝為基于鍛坯的熱輾擴(kuò)工藝，工藝流程為冶煉、澆注鋼錠、鋼錠開坯、下料、鐓粗、沖孔、熱輾擴(kuò)成形，后續(xù)熱處理和機(jī)加工，該工藝流程長(zhǎng)，材料浪費(fèi)較嚴(yán)重，能源消耗高，不利于實(shí)現(xiàn)綠色制造。近年來，一種生產(chǎn)環(huán)形零件的短流程鑄輾復(fù)合成形新型工藝被提出[1]，工藝流程可簡(jiǎn)化為鑄造環(huán)坯、加熱、熱輾擴(kuò)成形、熱處理和機(jī)加工，該工藝具有高效、節(jié)能、節(jié)材等優(yōu)點(diǎn)，具有廣闊的應(yīng)用前景。為熱輾擴(kuò)提供高質(zhì)量無缺陷的環(huán)形鑄坯，在熱輾擴(kuò)過程中消除鑄造缺陷、細(xì)化組織，確保形/性一體化協(xié)調(diào)控制，成為該工藝成功實(shí)現(xiàn)的關(guān)鍵。眾多學(xué)者[2-7]就高質(zhì)量鑄坯的冶煉、鑄造凝固理論、鑄造工藝以及基于鑄造環(huán)坯的熱輾擴(kuò)塑性變形條件、裂紋控制、晶粒細(xì)化和組織演變機(jī)理、工藝參數(shù)對(duì)成形件質(zhì)量的影響等進(jìn)行了深入研究，并進(jìn)行了工業(yè)試驗(yàn)，取得了良好效果。

為了進(jìn)一步簡(jiǎn)化流程、提高效率和節(jié)約能源，提出了環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形新型工藝[8]，工藝流程為合金冶煉、離心鑄造環(huán)坯、高溫出模、補(bǔ)熱均熱、熱輾擴(kuò)成形、熱處理和機(jī)加工，該工藝讓鑄坯在接近輾擴(kuò)的溫度范圍出模，并主要利用高溫出模的余熱直接進(jìn)行熱輾擴(kuò)。現(xiàn)有研究表明，溫度加載速率會(huì)顯著影響材料的局部應(yīng)力，是裂紋形成及其擴(kuò)展的重要因素[9-10]。環(huán)坯在高溫出模時(shí)本身溫度分布不均勻，出模后又與空氣存在溫差，不均勻冷卻可能導(dǎo)致環(huán)坯出現(xiàn)應(yīng)力/應(yīng)變集中，嚴(yán)重時(shí)產(chǎn)生變形、開裂、相變等問題，無法進(jìn)行后續(xù)輾擴(kuò)，而環(huán)坯壁厚是影響溫度分布及其冷卻速率的關(guān)鍵因素之一，因此研究環(huán)坯壁厚對(duì)高溫出模坯環(huán)應(yīng)力應(yīng)變的影響，對(duì)預(yù)測(cè)裂紋發(fā)展趨勢(shì)，確保環(huán)坯質(zhì)量、工藝成功實(shí)現(xiàn)具有重要意義。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展和大型模擬軟件的應(yīng)用，新工藝開發(fā)和研究初期，對(duì)工藝過程進(jìn)行數(shù)值模擬成為工藝設(shè)計(jì)不可或缺的重要輔助手段，采用數(shù)值模擬可避免進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)帶來的不必要的經(jīng)濟(jì)浪費(fèi)，節(jié)省人力、物力、節(jié)約生產(chǎn)周期、降低生產(chǎn)成本。據(jù)文獻(xiàn)[11]統(tǒng)計(jì)，模擬仿真可提高產(chǎn)品質(zhì)量5～15倍，增加材料出品率25%.環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝作為一種全新的環(huán)件生產(chǎn)工藝，模擬研究對(duì)確保工業(yè)試驗(yàn)的產(chǎn)品質(zhì)量和鑄造缺陷控制非常重要。

本文以軸承常用材料42CrMo鋼為研究對(duì)象，采用Procast鑄造模擬軟件，通過不同壁厚的鑄造環(huán)坯在高溫出模前和出模后的熱力耦合模擬，分析了采用不同壁厚環(huán)坯時(shí)，在高溫下出模對(duì)鑄造環(huán)坯表面裂紋及邊角部裂紋的影響，進(jìn)而提出了避免裂紋的有效措施，該研究可為新工藝實(shí)現(xiàn)提供重要參考。

1 鑄造工藝方案及工藝參數(shù)

1.1 工藝方案

采用短流程鑄輾連續(xù)成形工藝生產(chǎn)環(huán)件，對(duì)鑄造質(zhì)量提出了更高要求。離心鑄造具有金屬液消耗低、組織致密、缺陷少、綜合機(jī)械性能好等優(yōu)點(diǎn)，特別適合環(huán)件生產(chǎn)。通常對(duì)于套筒類鑄件，當(dāng)高度h<500 mm，且高徑比h/D<1時(shí)，宜采用立式離心鑄造[12]，而金屬型的離心鑄造，由于金屬型導(dǎo)熱能力強(qiáng)，吸收鑄件釋放能量大，鑄件冷卻速率快，有利于組織細(xì)化和提高環(huán)坯質(zhì)量，因此本研究采用金屬型立式離心鑄造。

模擬中選用軸承常用材料42CrMo鋼，主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：C(0.44%)，Mn(0.72%)，Mo(0.22%)，Cr(1.13%)，Si(0.28%)，S(0.035%)，P(0.035%)，其余為Fe.

為了比較不同壁厚環(huán)坯高溫出模時(shí)對(duì)裂紋形成的影響，本文以Φ638 mm×Φ300 mm×190 mm(對(duì)應(yīng)壁厚169mm，R(外)/R(內(nèi))=2.12)環(huán)坯為基礎(chǔ)，保持環(huán)坯外徑和高度尺寸不變，僅改變環(huán)坯內(nèi)徑尺寸，分別取內(nèi)徑為438 mm、518 mm(對(duì)應(yīng)壁厚100 mm，R(外)/R(內(nèi))=1.46和壁厚60 mm，R(外)/R(內(nèi))=1.23)的兩個(gè)壁厚相對(duì)較薄的環(huán)坯進(jìn)行了研究。

1.2 主要工藝參數(shù)

1.2.1澆注速度

模擬中，澆注速度初步通過澆注時(shí)間由Procast軟件根據(jù)澆注入口面積和充型體積自動(dòng)求得。澆注時(shí)間根據(jù)壁厚推進(jìn)速率求得，壁厚推進(jìn)速率一般為0.5～3 mm/s[13]，取推進(jìn)速率為3 mm/s，由軟件自動(dòng)求得澆注速率為100 mm/s.

1.2.2澆注溫度

一般澆注溫度取合金熔點(diǎn)以上100～150 ℃.將42CrMo鋼成分輸入Procast軟件材料模塊，得到42CrMo鋼在給定成分下的固相線溫度為1 422 ℃.模擬中澆注溫度取為1 560 ℃.

1.2.3鑄型預(yù)熱溫度

采用金屬型立式離心鑄造，為避免液態(tài)金屬快速冷卻產(chǎn)生冷隔、澆不足和夾雜等鑄造缺陷，減輕鑄型承受的沖擊應(yīng)力，延長(zhǎng)使用壽命，澆注前需對(duì)金屬型進(jìn)行預(yù)熱。一般來說，金屬型預(yù)熱溫度不應(yīng)低于150 ℃，但也不能太高，太高將使結(jié)晶組織粗大，降低金屬型使用壽命。模擬中鑄型預(yù)熱溫度取為200 ℃.

1.2.4鑄型轉(zhuǎn)速

選取轉(zhuǎn)速時(shí)應(yīng)保證離心力充足，鑄件組織致密，鋼液中夾雜物和渣層能上浮至鑄件內(nèi)表面。本模擬選用重力系數(shù)法初步計(jì)算離心轉(zhuǎn)速。

(1)

式中：n為離心轉(zhuǎn)速，r/min；G為重力系數(shù)，G=20～75；R為鑄件內(nèi)半徑，m.

對(duì)于R(外)/R(內(nèi))>2壁厚的環(huán)件，公式中半徑取內(nèi)外半徑平均值，模擬中取G為30，計(jì)算得鑄型轉(zhuǎn)速約為336 r/min.

2 模型建立及模擬設(shè)置

2.1 物理模型

采用三維造型軟件建立鑄件、澆道和鑄型實(shí)體模型，輸出保存為*.x_t格式文件，導(dǎo)入Procast軟件Meshcast模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為提高效率、節(jié)約內(nèi)存，鑄件采用細(xì)小網(wǎng)格，鑄型采用粗大網(wǎng)格，最后用Booleam或Assemble進(jìn)行實(shí)體裝配。

2.2 模擬參數(shù)

溫度場(chǎng)模擬，采用Procast軟件中Lever定律模型。應(yīng)力場(chǎng)模擬，采用彈塑性力學(xué)模型，模擬時(shí)考慮了鑄型自身硬度對(duì)合金液膨脹與收縮阻礙作用。金屬型退讓性差，假設(shè)其完全剛性，只參與接觸計(jì)算，不做應(yīng)力計(jì)算。所需性能參數(shù)參見文獻(xiàn)[14-15].

2.3 初始和邊界條件設(shè)置2.3.1 初始條件

設(shè)置鑄件初始溫度為1 560 ℃；鑄型初始溫度為200 ℃；鑄型轉(zhuǎn)速為336 r/min.

2.3.2型內(nèi)溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)邊界條件

溫度場(chǎng)導(dǎo)熱邊界條件，內(nèi)部單元采用第一類邊界條件，規(guī)定邊界溫度值；邊界單元采用第三類邊界條件，規(guī)定界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。設(shè)置澆注速度為100 mm/s.鑄型外表面采用空冷。鑄件和鑄型間界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為1 000 W/(m2·K).

充型模擬結(jié)束后，進(jìn)行熱-應(yīng)力場(chǎng)耦合模擬。選取42CrMo材料域，去掉溫度場(chǎng)模擬邊界條件澆注速度和澆注溫度，提取充型結(jié)束后的溫度場(chǎng)作為應(yīng)力場(chǎng)模擬的初始溫度條件。設(shè)置應(yīng)力計(jì)算臨界固相率為0.5.在界面換熱系數(shù)處理上計(jì)入空氣間隙形成，自動(dòng)對(duì)界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)進(jìn)行修正。

2.3.3型外溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)邊界條件

型內(nèi)模擬結(jié)束后，將鑄型、澆道等多余材料域移去，保留環(huán)件材料域，提取出模前溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)作為出模后環(huán)件模擬初始條件。定義環(huán)件輻射率為0.9，環(huán)境溫度為30 ℃.

3 模擬結(jié)果及分析

鑄件在凝固后的冷卻過程中，如果鑄造拉應(yīng)力/應(yīng)變超過材料的強(qiáng)度極限/臨界應(yīng)變將形成裂紋。在鑄型內(nèi)，鑄造應(yīng)力主要有熱應(yīng)力、組織應(yīng)力和機(jī)械阻礙應(yīng)力。熱應(yīng)力是鑄件的各部分在冷卻過程中由于冷卻速率不同，收縮量不同、收縮受阻而產(chǎn)生的應(yīng)力，其大小與鑄件由塑性狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閺椥誀顟B(tài)的各部分溫度差成正比[16]。組織應(yīng)力是材料發(fā)生相變，體積產(chǎn)生膨脹或收縮而相互約束所引起的應(yīng)力。在鑄件的冷卻過程中，熱應(yīng)力為拉應(yīng)力，而組織應(yīng)力為壓應(yīng)力[17]。機(jī)械阻礙應(yīng)力是鑄件受鑄型約束而產(chǎn)生的臨時(shí)應(yīng)力，一旦出模，臨時(shí)應(yīng)力隨即得到釋放。

出模后的高溫環(huán)坯，產(chǎn)生的應(yīng)力/應(yīng)變主要是熱應(yīng)力/應(yīng)變，下面重點(diǎn)分析熱應(yīng)力/應(yīng)變對(duì)裂紋形成的影響。

對(duì)于環(huán)坯Φ638 mm×Φ300 mm×190 mm，分析時(shí)取三個(gè)典型位置節(jié)點(diǎn)如圖1.對(duì)于環(huán)坯Φ638 mm×Φ438 mm×190 mm和Φ638 mm×Φ518 mm×190 mm，外表面和邊節(jié)點(diǎn)取和169 mm壁厚環(huán)坯的相同位置，定義為位置1和位置2，內(nèi)表面沿169 mm壁厚環(huán)坯的位置3與環(huán)坯回轉(zhuǎn)軸垂直的徑向方向，取與環(huán)坯內(nèi)表面相交的位置作為位置3.

圖1 模擬節(jié)點(diǎn)位置Fig.1 Position of simulated nodes

3.1 出模前型內(nèi)模擬結(jié)果及分析

圖2為不同壁厚環(huán)坯出模前的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)模擬結(jié)果。

由圖2可見，環(huán)坯在冷卻初期，外表面因金屬型激冷而快速冷卻，溫度快速降至1 300 ℃左右，邊節(jié)點(diǎn)受金屬型激冷和邊角部效應(yīng)共同影響，溫度以更快速度降至1 200 ℃左右，較快的冷卻速率使得表面及邊角部急劇收縮，產(chǎn)生拉應(yīng)力和應(yīng)變也快速增加。內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)在冷卻初期因散熱較差，開始凝固較晚，冷卻速率相對(duì)較慢，內(nèi)表面處溫差相對(duì)較小，應(yīng)力和應(yīng)變?cè)黾泳徛?。此后外表面?jié)點(diǎn)和邊節(jié)點(diǎn)由于金屬型溫度升高以及內(nèi)部高溫?zé)醾鲗?dǎo)作用，冷卻速率減慢，內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)則與先前降溫較大節(jié)點(diǎn)形成較大溫差，冷卻速率提高，尤其是較薄壁厚的環(huán)坯，導(dǎo)致應(yīng)力和應(yīng)變快速增加。

圖2 型內(nèi)不同壁厚環(huán)坯典型位置模擬結(jié)果Fig.2 Simulation results of typical position of ring blank with different wall thicknesses in mold

壁厚169 mm的環(huán)坯，壁厚蓄熱量大，整體冷卻速率較小，應(yīng)力和應(yīng)變均較小。壁厚100 mm的環(huán)坯，隨冷卻進(jìn)行，各節(jié)點(diǎn)溫度分布更加均勻，冷卻速率緩慢，除內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)由于開始冷卻速率稍大，導(dǎo)致應(yīng)變發(fā)展較快外，其余部位節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力和應(yīng)變發(fā)展都比較平緩。壁厚60 mm的環(huán)坯，壁薄散熱好，邊節(jié)點(diǎn)冷卻速率快，應(yīng)力增加大，而內(nèi)壁降溫快，其應(yīng)變?cè)黾哟?，容易超過形成裂紋的強(qiáng)度極限/臨界應(yīng)變而產(chǎn)生裂紋。內(nèi)壁的快速冷卻使其很快與外壁溫度趨于一致，環(huán)坯趨于均勻冷卻。

3.2 出模后型外模擬結(jié)果及分析

鑄造42CrMo環(huán)坯高溫拉伸試驗(yàn)表明，1 300 ℃至熔點(diǎn)，該材料處于高溫脆性區(qū)[15]。該溫度區(qū)域內(nèi)，材料塑性差，強(qiáng)度低，容易形成裂紋。同時(shí)，1 300 ℃以上的高溫加速了環(huán)坯氧化，且此溫度形成的氧化皮不容易脫落，進(jìn)一步惡化了環(huán)坯質(zhì)量。42CrMo環(huán)坯的熱輾擴(kuò)溫度范圍通常為900～1 200 ℃.為了節(jié)約能源，提高效率，充分利用出模環(huán)坯的高溫余熱進(jìn)行熱輾擴(kuò)，對(duì)于厚壁169 mm的環(huán)坯，取外表面溫度約950 ℃左右出模，對(duì)應(yīng)內(nèi)外壁溫差約250～300 ℃；壁厚100 mm的環(huán)坯，取外表面溫度1 000 ℃左右出模，對(duì)應(yīng)內(nèi)外壁溫差約100～150 ℃；壁厚60 mm的環(huán)坯，取外表面溫度1 000 ℃左右出模，對(duì)應(yīng)內(nèi)外壁溫差約50～100 ℃.三種不同壁厚環(huán)坯出模時(shí)初始溫度場(chǎng)分布如圖3所示。型內(nèi)模擬研究表明，邊節(jié)點(diǎn)和內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)更容易形成裂紋，因此下面重點(diǎn)對(duì)出模后位置1和位置3的應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行分析。三種不同壁厚環(huán)坯出模后的模擬結(jié)果如圖4所示。

由圖4可見，厚壁環(huán)坯在出模時(shí)內(nèi)表面與邊角點(diǎn)溫差較大，內(nèi)表面溫度約1 250 ℃，邊角點(diǎn)溫度略大于800 ℃.溫度較高的內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)在出模后因冷卻速率大使得塑性變形大，容易超過材料臨界應(yīng)變而形成裂紋。邊角點(diǎn)雖然溫度低，冷卻速率小，但在出模瞬間，應(yīng)力突然升高，且溫度很容易降到奧氏體相變溫度，則會(huì)沿奧氏體晶界逐漸析出網(wǎng)狀或薄膜狀鐵素體，降低了晶界結(jié)合力，容易誘發(fā)裂紋發(fā)生。較薄環(huán)坯在出模時(shí)，內(nèi)外表面溫差相對(duì)較小，散熱好，在出模最初幾分鐘，內(nèi)外表面冷卻速率均較大，經(jīng)較短時(shí)間便趨于同步冷卻，且環(huán)坯越薄，冷卻速率越快，趨于同步冷卻時(shí)的溫度降低越多。

圖3 不同壁厚環(huán)坯出模時(shí)初始溫度場(chǎng)Fig.3 Initial temperature field of ring blank removed from the mold with different wall thicknesses

由圖4(b)、(c)可見，與169 mm壁厚環(huán)坯相比，環(huán)坯壁厚減薄后，出模時(shí)邊角處熱應(yīng)力減小，有利于降低環(huán)坯邊角處裂紋敏感性。但壁厚也并非越薄越好，與壁厚100 mm環(huán)坯相比，壁厚60 mm的環(huán)坯，盡管在出模后大約400 s，由于各處冷卻速率基本趨于一致，收縮量趨于一致，應(yīng)力有大的降低，應(yīng)變發(fā)展也非常緩慢，但在剛出模時(shí)，內(nèi)表面應(yīng)力突然升高，且各處等效塑性應(yīng)變均較大，表明越薄壁厚的環(huán)坯在剛出模時(shí)，由于冷卻速率加快，瞬間產(chǎn)生的較大應(yīng)力應(yīng)變對(duì)避免裂紋也是不利的。

綜上分析，環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝中，環(huán)坯太薄和太厚對(duì)避免高溫裂紋均不利，以采用R(外)/R(內(nèi))為1.5左右壁厚的環(huán)坯為宜。

4 裂紋控制策略

據(jù)上面的模擬分析可知，環(huán)件的鑄輾連續(xù)成形工藝中，高溫出模環(huán)坯表面裂紋的形成主要是由于高溫出模時(shí)環(huán)坯的各部分溫度分布不均勻，與外界溫差大，冷卻速率快，熱應(yīng)力大所致。降低熱應(yīng)力是避免裂紋形成的有效措施。由于熱應(yīng)力與各部分溫差成正比，因此降低熱應(yīng)力主要應(yīng)設(shè)法減小環(huán)坯在冷卻過程中的各部分溫差，或通過同步冷卻實(shí)現(xiàn)同步收縮。對(duì)于邊角部裂紋，應(yīng)避免出模時(shí)邊角部溫度處于奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變的相變溫度，因此從提高出模時(shí)環(huán)坯的邊角處溫度或降低出模時(shí)環(huán)坯的各部分溫差出發(fā)，提出了采用金屬型內(nèi)壁覆砂和金屬型模具外圓倒圓的措施，以降低高溫出模環(huán)坯的表面及邊角部裂紋。

圖4 出模后不同壁厚環(huán)坯典型位置模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of typical position of ring blank removed from mold with different wall thicknesses

覆砂層厚度和金屬型模具外圓倒圓尺寸受到金屬型材料、鑄件壁厚、鑄件材料以及外界溫度等多種因素影響，很難精確確定。厚度選取太薄，相當(dāng)于金屬型鑄造，太厚又相當(dāng)于砂型鑄造。同樣，倒圓尺寸太小起不到作用，太大又不利于尺寸精度保證。

生產(chǎn)實(shí)踐中，覆砂層厚度和金屬型模具外圓倒圓具體尺寸可通過試驗(yàn)、經(jīng)驗(yàn)或數(shù)值模擬初步確定。

1) 為了減小環(huán)坯出模時(shí)的各部分溫差，采用金屬型內(nèi)壁覆砂方法。

圖5為壁厚169 mm環(huán)坯在金屬型內(nèi)壁假設(shè)覆砂15 mm厚硅砂后得到的模擬結(jié)果對(duì)比圖。

圖5 厚壁環(huán)坯覆砂前后型內(nèi)模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of thick-walled ring blank with and without covered sand in mold

圖5顯示，金屬型內(nèi)壁覆15 mm厚的硅砂后，環(huán)坯各處冷卻速率變得緩慢，應(yīng)力應(yīng)變的增加速率也緩慢，環(huán)坯溫度分布較為均勻，各部分溫差較小，隨后逐步趨于同步冷卻。選取環(huán)坯在趨于同步冷卻的階段出模，模擬中取4 500 s出模。圖6為覆砂和不覆砂兩種情況的高溫出模模擬對(duì)比結(jié)果。圖7為根據(jù)裂紋形成判據(jù)，將覆砂和不覆砂兩種情況邊角點(diǎn)的等效應(yīng)力(等效塑性應(yīng)變)與材料的抗拉強(qiáng)度(臨界應(yīng)變)比較得到的對(duì)比曲線。42CrMo鋼材料的抗拉強(qiáng)度和臨界應(yīng)變?nèi)∽晕墨I(xiàn)[15]中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖6 壁厚169 mm環(huán)坯覆砂前后高溫出模模擬結(jié)果Fig.6 Simulation results of 169 mm thick-walled ring blank removed from mold with and without covered sand

由圖6可見，采用金屬型內(nèi)壁覆砂離心鑄造后，其各部分應(yīng)力應(yīng)變的發(fā)展均低于未覆砂時(shí)應(yīng)力應(yīng)變。這主要是由于在金屬型內(nèi)壁覆砂后，減小了出模時(shí)環(huán)坯的各部分溫差，提高了邊角處溫度。邊角處溫度升高使其冷卻速率加快，但卻使兩位置處溫度變化具有相似走勢(shì)，冷卻速率差減小，各部分收縮阻力減小，產(chǎn)生的熱應(yīng)力也相應(yīng)減小。此外，邊角部溫度的升高，使得材料塑性進(jìn)一步得到改善，由此可見，該措施是避免高溫環(huán)坯表面裂紋和邊角部裂紋的有效方法。

由圖7可見，覆砂后，環(huán)坯邊角點(diǎn)的等效應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變均減小了，且小于裂紋形成的抗拉強(qiáng)度和臨界應(yīng)變，避免了邊角部裂紋形成。覆砂對(duì)于環(huán)坯內(nèi)表面位置3的應(yīng)力應(yīng)變影響較小，等效應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變?cè)诟采扒昂缶∮诓牧系目估瓘?qiáng)度和臨界應(yīng)變，主要是由于覆砂層較薄，對(duì)環(huán)坯內(nèi)表面溫度影響較小，這一點(diǎn)可從圖6(a)看出。

2) 為提高環(huán)坯出模時(shí)的邊角部溫度，對(duì)金屬型模具外圓邊角假設(shè)倒圓為R15～R20.

圖8、圖9分別為將壁厚169 mm環(huán)坯外圓邊角倒圓角R20后的溫度場(chǎng)云圖和典型節(jié)點(diǎn)的溫度、應(yīng)力、應(yīng)變曲線。

圖7 壁厚169 mm環(huán)坯覆砂前后對(duì)裂紋形成的影響Fig.7 Influence of sand coating on crack formation of 169 mm thick-walled ring blank

圖8 壁厚169 mm環(huán)坯在冷卻100秒時(shí)溫度場(chǎng)分布云圖Fig.8 Temperature field distribution of 169 mm thick-walled ring blank cooled for 100 seconds

圖9 未倒圓和倒圓時(shí)位置1模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of position 1 in 169 mm thick-walled ring blank with and without fillet

由圖8、圖9可見，與未加工圓角相比，采用邊角部倒圓方法，在凝固冷卻初始階段，邊角部散熱慢，冷卻速率低，隨著冷卻進(jìn)行，冷卻速率先加快后減小，大約1 500 s時(shí)，溫度接近未倒圓溫度。與溫度變化趨勢(shì)一致，邊角部等效應(yīng)力、等效塑性應(yīng)變?cè)陂_始凝固冷卻階段變化緩慢，之后快速增加，甚至超過了未倒圓應(yīng)變，當(dāng)冷卻1 500 s時(shí)，溫度接近，應(yīng)力和應(yīng)變也趨于接近。結(jié)果表明，環(huán)坯的邊角部倒圓，一方面可降低凝固初始階段邊角部應(yīng)力應(yīng)變，避免邊角部在凝固初期由于金屬型激冷和邊角部效應(yīng)產(chǎn)生的快速冷卻導(dǎo)致的裂紋有重要作用；另一方面，可提高邊角部出模溫度，避免出模時(shí)邊角部溫度降到相變溫度，誘發(fā)裂紋發(fā)生。

圖10為壁厚169 mm環(huán)坯對(duì)邊角部倒圓后，根據(jù)裂紋判據(jù)得到的裂紋預(yù)測(cè)曲線。

由圖10可見，環(huán)坯邊角部倒圓，對(duì)凝固后續(xù)冷卻階段的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)影響較小，模擬結(jié)果的應(yīng)力和應(yīng)變均低于裂紋形成的抗拉強(qiáng)度和臨界應(yīng)變，沒有裂紋形成。

圖10 環(huán)坯邊角部倒圓對(duì)壁厚169 mm環(huán)坯裂紋形成的影響Fig.10 Influence of corner fillet on the crack formation of 169 mm thick-walled ring blank

以上措施對(duì)避免由于出模時(shí)環(huán)坯初始溫度場(chǎng)分布不均而導(dǎo)致出模瞬間出現(xiàn)的邊角部和表面裂紋具有較好效果。事實(shí)上，環(huán)坯出模后在外界停留時(shí)間越長(zhǎng)，由于與環(huán)境溫差較大，隨著冷卻進(jìn)行，局部的應(yīng)力應(yīng)變集中傾向性增加，裂紋發(fā)生的可能性也隨之增加，尤其是壁厚較薄的環(huán)坯。因此，環(huán)坯出模后，還需盡快采取補(bǔ)熱均熱措施[18]，經(jīng)補(bǔ)熱均熱化處理后，可有效降低應(yīng)力和均勻化組織，減小裂紋傾向性，同時(shí)還可滿足熱輾擴(kuò)所需的溫度。

5 結(jié)論

1) 出模后環(huán)坯容易在圓環(huán)內(nèi)外表面與上下水平面相交的邊角點(diǎn)及環(huán)坯表面形成裂紋。對(duì)于壁厚較厚的環(huán)坯，主要是由于出模時(shí)各處溫差大，高溫節(jié)點(diǎn)可能處于高溫脆性區(qū)，而邊角點(diǎn)可能處于奧氏體相變溫度區(qū)，且在剛出模時(shí)應(yīng)力突然升高，促進(jìn)了裂紋形成。較薄環(huán)坯則是由于剛出模后，冷卻速率過快，使得應(yīng)力應(yīng)變快速增加而容易形成裂紋。

2) 鑄輾連續(xù)成形工藝中，為了避免出模環(huán)坯高溫裂紋形成，宜采用R(外)/R(內(nèi))=1.5左右壁厚的環(huán)坯。

3) 為了避免高溫裂紋形成，可采用金屬型內(nèi)壁覆砂，通過調(diào)節(jié)覆砂層厚度控制冷卻速率以減小溫度梯度。此外，優(yōu)化模具設(shè)計(jì)，將金屬型模具外圓倒圓，也是降低邊角部裂紋的有效方法。