大型管板锻件夹杂性裂纹分析及锻造工艺改进

2010-09-26张毅峰王雷刚吴君三雷正印

大型铸锻件 2010年5期

张毅峰王雷刚吴君三雷正印

(1.江苏大学材料科学与工程学院，江苏212013；2.张家港海陆环形锻件有限公司，江苏215600)

压力容器用管板、法兰和封头等大型饼类锻件的生产在国民经济发展中占据十分重要的地位，其生产水平的高低在一定程度上被视为衡量一个国家工业发展水平的标准。在实际生产中，此类锻件生产难度大，常因探伤不合格而报废，其中最严重的便是夹杂性裂纹[1,2]。因此，如何避免夹杂性裂纹的产生一直是困扰锻造行业的一个难题。

钢中的非金属夹杂物按传统的分类方法可分为外来夹杂和内生夹杂两种。目前，随着炼钢技术的迅速发展，特别是真空技术的采用，使得钢水的质量大大提高，外来夹杂物的含量已经很低，但内生夹杂物，尤其是那些在凝固过程中生成的各种夹杂，则比较难于控制。因为它们是钢的组成部分，虽其大小、形状、分布和组成等都可以得到改善，但绝对不可能完全避免。对于大型锻件用钢而言，随着钢锭体积的加大，内生夹杂物的尺寸也相应地加大。在管板锻件的常用材料20MnMo、16Mn等钢中，最主要的非金属夹杂为硫化物(以MnS为代表)、铝酸盐类(以铝酸钙为代表)及少量的氧化物夹杂，这些夹杂物的存在及其在压力加工中的变化，构成了产生夹杂性裂纹最主要的动因[3,4]。根据有关文献[5]表明：避免大型饼类锻件内部的夹杂性(裂纹)缺陷，必须从控制夹杂物形貌(使之减少成为片状的可能)和抑制微夹杂性裂纹聚合的角度出发，来制订锻造工艺。同时，还要兼顾到压实孔洞和疏松等钢锭的内部缺陷，避免产生锻件混晶等问题。

1 大型管板锻件缺陷分析

某公司近期生产了5件大型管板锻件，规格为1 920 mm×200 mm，材质为16Mn，重量为4 790 kg，钢锭利用率为68.5%。其中3件因出现大面积密集性缺陷和3处单个缺陷大于∅4 mm而报废，缺陷位置径向集中在直径的1/2环形区域，轴向集中在高度的中间区域，如图1所示。

超声波探伤过程中发现有底波下降和消失的现象，可判断出有大面积的密集性缺陷，可能为白点、疏松以及夹杂性裂纹等空穴型缺陷。该批管板锻件用钢是经过电炉冶炼+炉外精炼制成。根据钢厂的质保书显示，氢的含量控制在2×10-6以内；锻件锻后冷却到500℃左右就装炉正火，避免了产生较大的组织应力和热应力；在290～310℃和640～660℃两段扩氢温度范围内保温时间均不低于15 h，因此，可断定该缺陷不是白点。锻造工艺采用两次WHF法拔长+一次镦粗成形，锻造比达8.8，钢锭内的孔洞、疏松等内控缺陷可基本锻合，也排除了疏松的可能。通过上面的分析，3件报废大型管板探伤超标的孔隙性缺陷可判定为夹杂性裂纹。

图1 大型管板缺陷分布Figure 1 The defect distribution of heavy disc forgings

2 夹杂性裂纹形成机理[6]

由于钢中不可避免会存在非金属夹杂物，其物理性能与基体金属间的差异，使锻件在锻造变形过程中产生应变应力集中并形成微裂纹。微裂纹在一定条件下聚合，进而形成探伤可见缺陷。金属在压力作用下产生压缩变形是塑性加工过程中最主要的成形方式之一。此时在变形金属内部的夹杂物将由圆形逐渐变为椭圆形。假设变形过程中的任一时刻，椭圆的长轴为Ra，短轴为Rb，则在夹杂物领域应变集中而导致的应力集中影响区域将如图2所示。图中La、Lb和Lθ分别为夹杂物影响区的长轴、短轴和最大长度，θ为最大影响区长度与长轴之间的夹角。随变形的进行，夹杂物逐渐片状化，Ra增加，不同片层的间距缩短，使得夹杂物之间的影响相遇，在一定条件下聚合并导致产生变形体内宏观可见的裂纹，如图3所示。这就是所谓的夹杂性裂纹的聚合模型。

在金属塑性成形过程中，随着塑性夹杂物被压扁，在其顶端不但有因应力集中释放而形成的微观剪切带，又有因塑性变形不均匀而引起的宏观剪切带。当二者的作用区域重合时，将导致激烈的剪切变形并形成夹杂性裂纹。因此夹杂性裂纹是变形体内部分夹杂物和剪切带共同作用的结果。图4所示为与锻造方向平行分布的两个夹杂物之间夹杂性微裂纹的聚合过程。当变形量较小时(图4a)，夹杂物被压为薄片。但这种微裂纹尚未达到聚合所需的临界条件。两微裂纹随基体变形并扩展，随着变形量的增加，微裂纹间距逐渐缩短，达到了微裂纹聚合的临界条件。AA′BB′区域内的金属在水平方向的流动速度V′高于周围金属基体的流动速度V，表现为局部颈缩的发生(图4b)。随着基体金属变形的持续进行，AA′BB′区域颈缩程度逐渐扩展，直到两个微裂纹之间的基体完全破坏(图4c)。

图2 夹杂物及其影响区Figure 2 The inclusions and affective area

图3 夹杂性裂纹的聚合模型Figure 3 The polymerism model of the inclusion cracking

图4 夹杂性裂纹聚合过程Figure 4 The polymerism process of inclusion crack

通过分析夹杂性裂纹形成机理，可以得出避免此类裂纹的有效措施就是控制夹杂物的形状变化和防止裂纹聚合。因此要求管板锻件在锻造过程中，特别是镦粗环节中一定要使金属变形均匀，迫使刚性区变形(高径比H/D>1)，消除(H/D<1)或降低(H/D<<1)静水应力区的抗剪强度，减小管板锻件鼓形程度[7]。

3 有限元模拟

采用有限元软件DEFORM-3D对管板镦粗过程进行模拟，分别建立两种模型，即a)一次镦粗成形，b)预镦粗40%+旋压成形。毛坯材料选库中DIN-16Mn(20-1 200℃)，为了节省运算时间，取模型的1/2；剪切摩擦系数0.3，设置毛坯为恒温(1 050℃)，镦粗圆盘与小方砧的向下运动速率均为10 mm/s，应用稀疏矩阵和Newton-Raphson迭代法进行求解。图5、6分别是两种模型的网格变形和等效应变分布的对比。

b图5 网格变形对比Figure 5 Comparision of mesh deformation

由图5、6可知：在b模型中毛坯网格变形与等效应力分布都较均匀，因此可有效控制心部夹杂物的形貌，避免出现夹杂物在剧烈的剪切变形下成为片状，并与基体形成微裂纹的现象。

4 锻造工艺改进

通过分析大型管板锻件夹杂性裂纹形成机理和有限元模拟实验结果，在原先工艺基础上进行改进，提出以下锻造工艺：钢锭预镦粗→两次WHF法拔长→预镦粗40%→旋压成形。具体变形过程及参数如下所示。

第I火次，锻造温度1 240～800℃：

(1)压钳把∅540 mm×650 mm(压住锭身50 mm)，倒棱，锉锭尾。

(2)镦粗∅1 150 mm×700 mm，用700 mm宽上下平砧按WHF法拔方，搭接量70 mm，两趟间要错开砧子以免产生死角，参数见表1。

(3)倒八方倒圆，∅750 mm×1 615 mm，返炉加热1 240℃。

第II火次，锻造温度1 240～800℃：

b图6 等效应变分布对比Figure 6 Comparision of the equivalent strain distribution

趟数12345678压后高度/mm进砧量/mm翻转角度/°9207009098070090780700908706009072060090780600907005009075050090

表2

(4)镦粗到∅1 055 mm×800 mm，用WHF法拔□700 mm，参数见表2。

(5)倒八方倒圆切去水口、冒口，下料∅700 mm×1 760 mm，返炉加热1 240℃。

第III火次，锻造温度1 240～800℃：

(6)镦粗∅1 100 mm×700 mm，滚锻外圆消除鼓肚。

(7)按图7所示顺序旋压，每趟压后尺寸见表3。

图7 旋压顺序Figure 7 Spinning procedure

趟数123456压后高度/mm进砧量/mm翻转角度/°560700180450600180370500180290400180240300180200300180

(8)修整到锻件尺寸。

该管板锻件经两次WHF法拔长，具有足够的锻造比将钢锭内部的疏松、孔洞锻合。预镦粗后的滚锻外圆工序是十分必要的，它既能消除鼓肚避免外表面拉应力过大产生裂纹，又能最大程度地修复已变形趋向于片状的夹杂物。旋压过程中要严格控制砧宽比0.85～1.25、单面压下量≤15%，其作用在于使锻件各部分均匀变形，控制夹杂物不成为片状，且最后一砧变形由于其外环相当于封闭式的模具使坯料中心具有很高的静水压力，进一步减小夹杂物成为片状的倾向。

某公司在锻制第二批共4件管板锻件(规格、材质同第一批)过程中，采用上述改进工艺后，经超声波探伤单个缺陷小于∅4 mm，无大面积密集性缺陷，合格率100%。