55NiCrMoV7 鋼錠開坯鍛造過程中孔洞缺陷的演變規律

王 喆，蔡玉俊，武 川

（天津職業技術師范大學機械工程學院，天津 300222）

模具工業的強弱是衡量一個國家生產力強弱的重要標志之一，其廣泛應用于核電、汽車、航空航天等眾多領域，而模具工藝對模具成型的各項性質有著決定性的影響。近年來，隨著我國工業化進程不斷加速，工業產品不斷推陳出新，生產周期持續縮短，致使我國模具產業面臨新的挑戰[1-2]。然而，鋼鐵冶煉、開坯成型的工藝流程決定了鋼錠本身會不可避免地出現孔洞缺陷，其對成型模具的綜合性能造成嚴重的影響，破壞了金屬的連續性，易導致應力集中、裂紋、使用壽命畸低等現象的產生[3-5]。因此，研究模具在開坯鍛造過程中內部缺陷的改善方法十分必要。

相較于傳統物理實驗模擬費用昂貴，難以對模具加工過程進行全面記錄的問題，有限元模擬軟件憑借其強大的計算能力，可以記錄任意環節金屬的各項信息。國內外眾多學者使用相關軟件對鍛造過程中影響孔洞缺陷閉合的因素進行了大量研究。研究認為，變形溫度、應變速率、摩擦系數、試樣尺寸對孔洞的閉合過程基本沒有影響，而孔洞形狀、位置、閉合工程則對閉合過程有較大的影響[6-7]。高彩茹等[8]利用ABAQUES軟件對塑料模具鋼在不同壓下率條件下的孔洞閉合規律進行了研究，結果表明：孔洞過程的閉合分為開始閉合、加速閉合、減速3 個階段，且孔洞位置影響孔洞的閉合。林奉坤等[9]利用有限元分析與實驗模擬相對比的方法，研究下壓量與孔洞缺陷閉合的關系，研究表明了數值模擬的準確性。韓笑宇等[10]利用QValue 法對大鍛件內部孔洞缺陷在鍛造過程中的閉合行為進行了數值模擬，簡化了模擬變形的思路。數值模擬打破了傳統物理模擬的局限性，可以展現整個加工過程中金屬的演化規律，充分體現了數值模擬相較于傳統物理模擬的優越性[11-13]。

本文基于有限元軟件DEFORM 的二次開發，引入Nakasaki 等[14]定義的靜水應力孔洞缺陷閉合判據，其中Gm為孔洞閉合的判據，利用DEFORM 對規則圓球形孔洞缺陷的閉合臨界值Gm進行模擬預測，進而研究不同摩擦系數、應變速率、缺陷位置、孔洞缺陷高徑比對閉合率及孔洞臨界鐓粗率的影響，模擬了50 kg鋼錠閉合過程，預測了69 t 大型鍛件的閉合情況。

1 孔洞缺陷閉合判據本構模型

為研究大鍛件內部孔洞缺陷閉合問題，引入了鍛件所受的應力狀態和靜水應力，其本質是在鍛件鍛壓過程中，缺陷位置若能始終保持3 個方向的向心下壓狀態，就能夠使此孔洞缺陷閉合，眾多學者以此為基礎提出了不同的孔洞缺陷閉合判據模型。如Flandi等[15]用剛塑性有限元法對大鍛件開坯變形工藝過程進行分析，定義了大鍛件鍛胚內部孔洞只考慮下壓方向尺寸變化，閉合速度可以定義為

式中：η 為下壓率；b0為孔洞缺陷在高度方向的原始尺寸；b 為孔洞缺陷在高度方向上的瞬時尺寸。

進而根據有限元法計算結果得到孔洞缺陷空隙閉合的條件為

由于只考慮了下壓方向的尺寸變化，但事實上大鍛件內部含有孔洞型缺陷時，內部尺寸變化非常復雜，因此該方法并不能清晰準確地判斷缺陷是否閉合。孫捷先等[16]認為，孔洞缺陷的閉合是在一系列應力條件下變形的積累過程，僅看單獨應力或應變來預估是否能對缺陷閉合產生作用是片面的，往往不能得出正確的結論，故提出用鍛合能E 來評價孔洞的閉合效果

式中：σe為等效應力；εe為等效應變；σm為靜水應力。

雖然該方法不局限于模擬缺陷處，可看到較全面的情況，但鍛合能E 值的大小和孔洞缺陷空隙閉合之間的定量關系無法明確。

本文使用Nakasaki 等定義的包含靜水應力σm、等效應力σe和等效應變εe的靜水積分表達式為

Gm作為孔洞閉合的判據。本判據利用了剛塑性有限元法把孔洞的變化和周圍的應力、應變聯系起來進行實驗研究，主要認為孔洞周圍的等效應變和靜水應力在時間上的積分是決定孔洞缺陷空隙是否閉合的主要因素。不僅如此，此本構模型還能體現砧寬比、鍛件下壓率和加工硬化對于大鍛件內部孔洞缺陷閉合的影響。將缺陷的閉合宏觀地視為一個過程，引入了等效應變這個積累量，可以對所有形狀、位置的孔洞缺陷進行缺陷閉合判斷，極大降低了傳統含內部缺陷的有限元數值模擬的計算難度，提高了計算精度。

2 孔洞缺陷閉合臨界值的確定

2.1 有限元模型的建立

研究采用的模具鋼種類為55NiCrMoV7 熱作模具鋼，該模具鋼合金試樣的化學成分如表1 所示。

表1 實驗用55NiCrMoV7 合金的化學成分

利用有限元模擬軟件DEFORM 建立模擬鐓粗過程的有限元模型如圖1 所示。2 件圓柱形鋼錠的尺寸均為Φ150 mm×300 mm，其中1 件在芯部包含直徑為2 mm 的球型缺陷。鍛件初始溫度均為900 ℃，上、下砧初始溫度為300 ℃。沿Y 軸下壓，鐓粗過程中下砧保持不動，上砧下壓速度為50 mm/s。基于式（4），利用DEFORM 有限元分析軟件中的usr_upd 子程序對程序進行二次開發，usr_upd 子程序可以計算所有用戶單元變量和用戶節點變量，計算Gm值，得到靜水應力判據Gm的分布云圖，進而判斷孔洞閉合情況。

圖1 有限元模型

2.2 下壓量對于靜水應力判據Gm的影響

鐓粗過程中，經上砧板不斷下壓至下壓量60%，鍛件由圓柱體逐漸變為橢圓柱體，同時在圓柱中段形成鼓形起。鐓粗過程中等效應力以及靜水應力判據分布圖如圖2 所示。

圖2 鐓粗過程中等效應力以及靜水應力判據分布圖

由圖2（a）、（b）可知，隨著下壓量不斷增大，材料的等效應力也不斷增大，在鍛件表面不斷演化形成X型區域。圖2（c）、（d）為鍛件下壓時，不同下壓量的靜水應力判據Gm圖，通過對比等效應力分布圖以及靜水應力判據分布圖可知，二者之間存在較大的差異，這是由于Gm不僅與等效應力有關，還與靜水應力有關。

追蹤芯部位置的靜水應力判據Gm值，分析鐓粗過程中孔洞缺陷的閉合情況，鍛件芯部Gm曲線如圖3 所示。由圖3 可知，當下壓量小于33%時，Gm處于緩慢上升區域，此時缺陷不能完全閉合。隨著下壓量的增大，Gm進入快速上升區域。當下壓量為60%時，Gm約為0.96。

圖3 鐓粗過程中鍛件芯部Gm 的曲線

2.3 含規則圓球形缺陷的有限元模型建立

對芯部含有直徑為2mm 球形缺陷的鍛件進行鐓粗有限元模擬，Y-Z 截面模型如圖4 所示。

圖4 Y-Z 橫截面模型

2.4 模擬結果及分析

鐓粗過程有限元模擬結果如圖5 所示。

圖5 局部孔洞缺陷閉合過程

由圖5 可以看出，圓球形缺陷逐漸向橢圓型轉化，當缺陷隨著下壓量增加至37%時完全閉合。

當圓球缺陷完全閉合時，即下壓量為37%的靜水應力局部分布如圖6 所示。由圖6 可知，圓球缺陷閉合的Gm值約為0.283。

圖6 缺陷閉合時鍛件Gm 分布圖

3 單孔洞缺陷鐓粗閉合過程模擬及結果驗證

3.1 摩擦因數對閉合率的影響

為了研究不同摩擦因數對孔洞閉合時的臨界鐓粗率的影響，將摩擦因數設定為f1=0.20、f2=0.25、f3=0.30、f4=0.35，其他參數保持一致，模擬結果如圖7 所示。由圖7 可以看出，摩擦因數的增大能降低鐓粗的下壓率。當摩擦因數f1=0.20 時，孔洞缺陷最早閉合，臨界鐓粗率約為35%；在摩擦因數上升的過程中，臨界鐓粗率逐漸提高，直至摩擦因數f4=0.35 時的26%，在該范圍內增大摩擦因數能使孔洞提前閉合，是孔洞閉合的重要影響因素。

圖7 摩擦因數對孔洞缺陷閉合率的影響

3.2 應變速率對臨界鐓粗率的影響

為了研究不同應變速率對孔洞閉合時臨界鐓粗率的影響，設置不同應變速率,分別為0.01、0.04、0.08、0.1，其他參數保持一致，應變速率對孔洞缺陷臨界鐓粗率的影響如圖8 所示。從圖8 可以看出，隨著應變速率的增大，孔洞的臨界鐓粗率降低。當應變速率為0.01 時，臨界鐓粗率約為50%；應變速率逐漸升至0.1時，臨界鐓粗率也降低至26.5%。這說明應變速率在0.01～0.1 對孔洞閉合的影響較大。

圖8 應變速率對孔洞缺陷臨界鐓粗率的影響

3.3 缺陷位置對于臨界鐓粗率的影響

為了探究孔洞在工件中相對位置對閉合的影響，在工件Y 軸中心線上分別設置距Y 軸為d1=0 mm、d2=15 mm、d3=30 mm、d4=45 mm、d5=60 mm的圓球形規則缺陷，Y-Z 截面模型示意如圖9 所示。缺陷所在位置對臨界鐓粗率的影響如圖10 所示。

圖9 缺陷在Y-Z 截面上的示意圖

圖10 缺陷所在位置對臨界鐓粗率的影響

從圖10 中可以看出，距中線越遠的缺陷越難以閉合，且臨界鐓粗率越大。當d1=0 mm 時，孔洞缺陷閉合的臨界鐓粗率為29.6%；當距離增大至d5=60 mm時，臨界鐓粗率上升至50.3%。由此可知，孔洞位置對缺陷閉合有較大影響。

3.4 缺陷高徑比對于臨界鐓粗率的影響

為了研究不同缺陷的高徑比對于孔洞閉合時臨界鐓粗率的影響，設置不同的高徑比，分別為0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0，其他參數保持一致，缺陷高徑比對臨界鐓粗率的影響如圖11 所示。從圖11 中可以看出，缺陷高徑比越大，缺陷越難閉合。當高徑比為0.5 時，臨界鐓粗率約為21%；隨著缺陷高徑比的升高，臨界鐓粗率分別升至27%、33%、39%、56%。這說明缺陷高徑比對孔洞缺陷的閉合有較大的影響。

圖11 缺陷高徑比對臨界鐓粗率的影響

4 50 kg 鋼錠鐓拔開坯工藝模擬

利用WHF 拔長法和KD 拔長法分別對50 kg 鋼錠進行開坯拔長模擬，模擬后提取單元靜水應力判據值Gm，將其與確定的2 mm 圓球形孔洞缺陷閉合的靜水應力判據臨界值進行對比，驗證不同鐓拔開坯模擬工藝對圓球形孔洞缺陷閉合的效果。

4.1 WHF拔長法開坯工藝模擬實驗方案及結果

利用WHF 拔長法對50 kg 鋼錠進行開坯拔長模擬，模擬工藝如下：

（1）壓鉗口H=260 mm、倒棱、氣割錠尾。

（2）利用500 mm 上下寬砧對鋼錠進行鐓粗，鐓粗至原長的70%，即Φ185 mm×210 mm。

（3）利用上、下寬型砧，對鋼錠進行拔長，單步下壓量約為15%。

（4）拔長至原長300±10 mm 時出成品。

WHF 拔長法模擬過程如圖12 所示。WHF 拔長法模擬結果如圖13 所示。將程序中靜水應力判據Gm導出，其中大于2 mm 圓形孔洞缺陷閉合靜水應力臨界值的單元約有68 230 個，占總單元數85 920 的79.4%，除鋼錠邊緣位置孔洞缺陷皆可閉合。

圖12 WHF 拔長法模擬過程

圖13 WHF 拔長法模擬結果

4.2 KD拔長法開坯工藝模擬實驗方案及結果

利用KD 拔長法對50 kg 鋼錠進行開坯拔長模擬，模擬工藝如下：

（1）壓鉗口H=260 mm、倒棱、氣割錠尾。

（2）利用500 mm 上下寬砧對鋼錠進行鐓粗，鐓粗至原長的70%，即Φ185 mm×210 mm。

（3）利用135°上、下V 型砧，增加鍛件芯部三向壓應力，對鋼錠進行拔長，單步下壓量約為15%。

（4）拔長至原長300±10 mm 時出成品。

KD 法拔長模擬過程如圖14 所示。

圖14 KD 拔長法模擬過程

KD 拔長法模擬結果如圖15 所示。將程序中靜水應力判據Gm導出，其中大于2 mm 圓形孔洞缺陷閉合靜水應力臨界值的單元約有47 130 個，占總單元數78 090 的60.4%，除鋼錠邊緣位置孔洞缺陷皆可閉合。

圖15 KD 拔長法模擬結果

4.3 開坯工藝模擬結果對比

由模擬結果可知，在50 kg 鋼錠實驗開坯鐓拔模擬實驗中，WHF 拔長法相較于KD 拔長法在使鋼錠拔回原長的過程中更有利于鋼錠中的圓球形孔洞缺陷閉合，閉合效率提高約24%。但是，這兩種方法都存在不能使鋼錠外部區域的缺陷閉合的情況。同時，雖然WHF 拔長法較KD 拔長法閉合效果更好，但拔長效率低，拔回原長需要較長的加工過程。

5 69 t 大型鋼錠鐓拔開坯工藝孔洞缺陷閉合情況預測

利用WHF 拔長法、KD 拔長法分別對69 t 大型鋼錠進行開坯鐓拔模擬，模擬結果如圖16 所示。

圖16 大型鋼錠開坯工藝模擬結果

將程序中靜水應力判據Gm導出，其中WHF 拔長法模擬過程中大于2 mm 圓形孔洞缺陷閉合靜水應力臨界值的單元約有113 330 個，占總單元數172 090的65.9%。其中，KD 拔長法模擬過程中大于2 mm 圓形孔洞缺陷閉合靜水應力臨界值的單元約有111 450個，占總單元數175 246 的63.6%。可以看出，雖然在一定程度上WHF 拔長法較KD 法更有利于大型鋼錠中圓形孔洞缺陷的閉合，但仍然存在拔長效率低，工藝流程過長的問題。

6 結論

（1）基于有限元分析軟件DEFORM 的二次開發，成功引入靜水應力判據法計算出鐓粗過程中鍛件的Gm值分布云圖，對于大型鑄鍛件可以減少劃分網格等時間成本，提高效率。得到了鐓粗過程中鍛件的Gm值分布圖，確定了Gm曲線的2 個區域。在下壓量小于33%時為緩慢上升區域，此時Gm值小于0.18，缺陷很難閉合；當下壓量大于33%時為快速上升區域，隨著下壓量不斷增大，Gm快速上升，缺陷逐漸趨于閉合。通過對含圓球形孔洞缺陷的鍛件進行傳統的數值模擬，找出了圓球缺陷閉合時的Gm值為0.283，為判斷鐓粗過程中缺陷閉合提供了依據。

（2）得到了影響孔洞缺陷閉合的因素，即摩擦因數、應變速率、缺陷位置、缺陷高徑比。摩擦因數在0.2～0.35，隨摩擦因數的上升，臨界鐓粗率由35%下降至26%，摩擦因數越大，缺陷越容易閉合；應變速率在0.01～0.1，隨著應變速率的上升，臨界鐓粗率由50%下降至26.5%，應變速率越大，缺陷越容易閉合；缺陷位置在同一水平線上，越接近鍛件中心越容易閉合，從鍛件中心時臨界鐓粗率為29.6%上升至距離鍛件中心60 mm 時的50.3%；缺陷高徑比在0.5～3.0，隨著高徑比的上升，缺陷越難以閉合，臨界鐓粗率由最初的21%上升至56%。

（3）對50 kg 鋼錠進行了不同開坯工藝的模擬，其中WHF 法相較于KD 法更有利于鋼錠內部的孔洞缺陷愈合，愈合效率提高了約24%，但存在因拔長效率低而導致的工作量增大的問題；對69 t 大型鋼錠內部缺陷閉合進行了模擬，WHF 法相較KD 法對提高大型鋼錠的內部孔洞缺陷閉合效率有限，僅為2%，且由于拔長效率低而導致工作量增大的問題更為凸顯。