GCr15轴承钢消除大块状碳化物的热处理工艺

运用X射线测定了GCr15轴承钢连铸坯芯部宏观偏析区域和微观偏析区域C、Cr元素的浓度。基于C和Cr元素成分分布,用Thermo-Calc软件计算了GCr15轴承钢不同部位的熔点,从而确定了轴承钢连铸坯均匀化加热的最高温度限制。研究了不同温度下消除连铸坯芯部大块状碳化物所需要的时间。通过理论与实验相结合的方法,提出了一系列消除轴承钢连铸坯芯部大块状碳化物的热处理制度。

GCr15钢碳化物细化处理工艺及对其性能的影响

通过高温固溶淬火预处理和相应的终处理工艺,找到了一种有效提高GCr15轴承钢综合力学性能的方法。即在1 050℃下保温30 min油淬+300℃等温3 h后空冷+720℃回火2 h和经过1 050℃保温30 min油淬+720℃回火2 h两种预处理工艺,都能使碳化物细化;经过终处理后硬度可达到63 HRC以上,较普通处理工艺,弯曲强度提高29.7%,冲击韧性提高100%,耐磨性提高35%。

基于随机碰撞的GCr15钢强化研磨表面粗糙度数值模拟

目的探索强化研磨工艺参数对表面粗糙度的影响规律。方法采用小球均布大球模型来模拟研磨粉附着在钢珠表面对工件的强化作用,基于Abaqus/Python建立强化研磨随机碰撞有限元模型,设置不同喷射速度、喷射角度、钢珠直径、喷射时间等工艺参数进行仿真模拟。运用Matlab提取靶材表面形貌,并基于此形貌,沿4种不同路径计算表面粗糙度,分析不同参数下表面粗糙度的变化规律。结果随喷射时间的增加,强化研磨表面粗糙度先增加,后趋于稳定。喷射角度θ为90°,钢珠直径D为0.8mm,喷射速度v分别为30、50、70 m/s条件下,随着喷射时间的增加,表面粗糙度增加至稳定后,分别在1~1.2、1.7~1.9、2~2.5μm波动;喷射速度v为50 m/s,钢珠直径D为0.8mm,喷射角度θ分别为30°、60°、90°条件下,随着喷射时间的增加,表面粗糙度增加至稳定后,分别在1.1~1.3、1.5~1.7、1.7~1.9μm波动;喷射速度v为50 m/s,喷射角度θ为90°,钢珠直径D分别为0.4、0.8、1.2 mm条件下,随着喷射时间的增加,表面粗糙度增加至稳定后,分别在0.7~0.8、1.7~1.9、2.4~2.6μm波动。经过试验验证,发现试验结果与仿真结果平均误差为8.15%。结论强化研磨随机碰撞有限元模型能可靠预测强化研磨工艺下工件的表面粗糙度,可为后续研究提供理论基础。

GCr15轴承钢棒材连轧过程温度场数值模拟

建立了GCr15轴承钢(0.99%C、1.47%Cr)160 mm×160 mm方坯经粗轧、一中轧、二中轧、KOCKS轧机轧成Φ25.0 mm和Φ35.0 mm的轧件温度场预测模拟系统;研究了轧件轧制过程中温度的变化,一中轧入口轧制速度(0.55 m/s和1.1 m/s)对轧制过程轧件温度的影响,以及轧后冷却工艺(2段式和3段式快冷)对轧件温度的影响。结果表明,轧件温度的计算值和实测值的相对误差≤3%。

GCr15轴承钢加热制度分析

为优化河钢集团石钢公司GCr15轴承钢加热制度,进而提高其轴承钢盘条产品质量,采用电子探针微区分析技术(EPMA)和酸侵腐蚀方法(低倍检测)对GCr15轴承钢铸坯芯部碳偏析情况进行了检测;利用ANSYS软件中瞬态热分析(Transient Thermal)单元分析了GCr15轴承钢铸坯加热过程温度场;采用Thermo-Calc热力学计算软件中DICTRA模块对加热过程中碳元素的扩散距离进行了计算。研究结果显示:铸坯芯部碳偏析区半径约为22.7 mm、偏析区最大碳含量为1.26 wt%;该碳偏析条件下,只有当偏析区加热温度达到1200℃,有效加热时间大于480 min时,铸坯芯部碳偏析才能扩散均匀,而石钢现行的加热制度下,芯部有效加热时间仅为190 min,不能满足加热保温过程中铸坯碳偏析扩散均匀的要求。同时ANSYS软件计算结果显示,在加热过程中均热段保温时间大于660 min,铸坯芯部碳偏析区有效加热时间才能达到480 min以上。该研究成果对高品质轴承钢生产具有重要的指导意义。

基于正态分布的GCr15轴承钢强化研磨残余应力场数值模拟

目的 探索强化研磨不同工艺参数下定点喷射对GCr15轴承钢残余应力场的影响规律。方法 采用图像处理技术分析了不同工艺参数下强化研磨定点喷射表面覆盖率的分布特征。采用二维正态分布函数描述强化研磨定点喷射下钢珠的分布特征,运用Python/Opencv确定了在不同工艺参数下有限元模型所需的钢珠数量,基于Abaqus/Python构建出强化研磨正态分布有限元模型。运用所建立的正态分布模型分析不同喷射速度、钢珠直径及覆盖率对残余应力场的影响。结果 当喷射速度从45 m/s增加到70 m/s时,表面残余压应力从-683.5 MPa增加到-902.4 MPa,最大残余压应力从-981.6 MPa增加到-1330.6 MPa,残余压力层厚度从89μm增加到151μm,最大残余压应力深度从30μm移动到70μm。当钢珠直径从0.4 mm增加到1.0 mm时,表面残余压应力先增大后减小,最大残余压应力从-1063.5MPa增加到-1240.7MPa,最大残余压应力深度从30μm增加到60μm,残余压应力层厚度从103μm增加到147μm,其中钢珠直径从0.8 mm增加到1.0mm,最大残余压应力保持不变。当喷射覆盖率从100%到300%时,表面残余压应力、最大残余压应力及最大残余压应力深度略有增加,残余压应力层厚度几乎保持不变。将正态分布模型、随机分布模型仿真值与实验值进行比较,发现三者的表面残余压应力、最大残余压应力深度及残余压应力厚度几乎一致,最大残余压应力随机分布模型的仿真值比实验值高32.1%,正态分布模型的仿真值比实验值高18.9%。结论 强化研磨正态分布有限元模型能够较为准确地预测残余应力变化过程,能够为强化研磨工艺参数优化提供一定的指导。

细晶GCr15合金材料ECAE过程的数值模拟

等径角挤压(ECAE)可以在不改变材料横截面的条件下使其反复产生大的塑性变形,从而使材料的晶粒得到细化,是制备块状超细晶粒材料的有效方法。通过对GCr15钢ECAE变形过程进行数值模拟,获得了挤压过程中不同的外接圆弧角Ψ和不同摩擦系数μ对挤压载荷和等效应变的影响规律。结果表明,挤压载荷随着外接圆弧角Ψ的增加而减小,随着摩擦系数μ的增加而增大;而变形均匀性则随着Ψ和μ的增加而减小。

TA15长梁锻件热处理过程温度场模拟研究

对TA15钛合金锻件热处理过程中的温度场进行了数值模拟。利用反算法计算出模拟中需要施加的换热系数,并基于此模拟了锻件连续加热和分段加热工艺下的温度场分布特征。结果表明:连续加热过程中,锻件存在明显的温度分布极不均匀现象,在加热到1200 s时存在最大温度差为359℃。通过合理的分段加热工艺设计有助于改善锻件的温度分布不均匀现象。

GCr15轴承钢Φ130mm棒材热连轧过程轧制力的数值模拟和分析

通过建立棒材与轧辊的有限元模型,采用大型非线性有限元软件DEFORM-3D对GCr15轴承钢(/%:0.98C,0.54Si,0.34Mn,0.014P,0.002S,1.49Cr)300 mm×400 mm坯至中130 mm棒材12道热连轧过程进行数值模拟,并与理论轧制力的计算值进行分析和对比。结果表明,数值模拟计算的轧制力接近生产实际测量的轧制力数据,两者相差不超过5%,尤其在粗轧阶段,两者相差不超过3%。

Φ16mm GCr15轴承钢棒材KOCKS轧机热连轧工艺数值模拟和分析

采用DEFORM-3D三维大变形热力耦合弹塑性有限元软件对Ф21.5 mm GCr15轴承钢坯料在四架KOCKS轧机连轧成Φ16 mm棒材工艺过程进行了数值模拟。分析了棒材在KOCKS轧机孔型中轧制时的等效应力、等效应变、温度场以及轧制力等轧制工艺参数。结果表明,棒材在KOCKS机组中的变形主要发生在延伸孔型,精轧孔型的变形量较小,尤其在最后一道次;棒材在KOCKS机组中的宽展是不均匀,在靠近轧辊的区域宽展较小,在辊缝处宽展较大并产生鼓形;棒材在KOCKS机组中等效应变已达到芯部渗透,这对保证组织致密度和成品内部质量是非常有利的,现场各道次轧制力的实测值与模拟值的相对误差<2%。

GCr15模具钢热处理工艺分析

系统地介绍了GCr15钢的化学成份,应用范围及热处理特点,重点讨论了GCr15钢的双液淬火、等温淬火及碳化物超细化淬火。

GCr15轴承钢250mm×280mm铸坯至138mm×150mm坯粗轧数值模拟及工艺优化

生产Φ50~75 mm的GCr15轴承钢时,轧后棒材存在中心疏松缺陷。通过数值模拟研究,观察棒材心部等效应变的渗透情况,并对粗轧孔型工艺进行优化,将优化前一二道次的压下量从21 mm、58 mm分别增加到51 mm、85 mm,第三道次的压下量从60 mm减小到34 mm。等效应变值随着道次的增加,呈逐渐增大趋势,棒材中的拉应力在经工艺优化后变为压应力,变形均匀度也得到提升,促进了铸坯心部的变形,有利于中心孔洞的压合。工艺优化后轴承钢的探伤合格率由原93.25%提高到96.06%。

GCr15轴承钢棒材连轧过程的二维和三维模拟

借助商业有限元软件MSC.Marc建立了GCr15轴承钢150 mm×150 m/n坯至φ32 mm棒材的12道次连轧过程的二维和三维模型,并对比了二维和三维模型对轧制过程轧件截面形状、温度的模拟结果。结果表明,与三维模型相比,二维模型模拟得到的轧件截面宽展偏大,但计算效率较高,得出的温度曲线接近三维模型的模拟结果;给定工艺参数的三维模拟较二维模拟准确;模型模拟得到的出口轧制速度和温度与实测值吻合。

GCr15轴承钢的热变形模拟试验研究

利用先进的Gleeble 2 0 0 0热模拟试验机 ,对GCr15轴承钢某一轧制过程进行模拟试验 ,测定出GCr15轴承钢动态CCT曲线 ,并结合微观组织分析 ,制定合理的GCr15轴承钢轧后控制冷却工艺 ,以期达到提高GCr15轴承钢质量的最终目的。

高碳铬轴承外圈淬火数值模拟与实验研究

以GCr15轴承套圈为研究对象,利用数值模拟和实验研究的方法。利用COSMAP数值模拟软件进行GCr15轴承外圈的淬火模拟。淬火工艺选择为:加热845℃+保温25 min+油淬,加热时间为15 min。模拟结果表明:轴承外圈心部与外部冷却速度不同,外部冷却速度比心部冷却速度快,外部内外表面冷却速度基本一致;淬火过程中,组织只要为马氏体和残余奥氏体,由于外部冷却速度快,马氏体由内而外分布;淬火开始时,外部径向位移减小速度比心部快,在组织应力和热应力的共同作用下,出现反向增大的过程,后又趋于平稳。采用磁研磨工艺对轴承套圈表面进行处理,利用电子背散射衍射分析(EBSD)确定轴承外圈中碳化物种类为M_(23)C_(6)型碳化物,使用场发射扫描电镜(SEM)对预处理完成的外圈进行观测,结果显示,M_(23)C_(6)型碳化物的形貌为:多个孤立的核心与其相邻的核心相互接触形成棒状碳化物;单个核心持续长大或者多个核心互相接触形成块状碳化物;棒状碳化物相互接触或者与块状碳化物相互接触继而形成不规则片状碳化物,即共晶碳化物。

碳素工具钢和低合金工具钢中碳化物微细化热处理工艺

过共析碳素工具钢和低合金工具钢（T10A、GCr15等）淬火组织中,如果过剩碳化物能做到＂小、均、圆＂的要求,那么其接触疲劳强度、多次冲击抗力和耐磨性将越好。然而机加工要求钢材软化（170-230HBW）,通常经球化退火得到软的铁素体基体上分布着粗细不均的碳化物的预备热处理组织。这样处理后存在的碳化物大小、形状和分布,很大程度上反映球化退火中碳化物的大小、形状和分布。

基于有限元法对GCr15轴承钢280mm×325mm铸坯凝固组织的模拟与分析

基于有限元法按照二维凝固传热模型对拉速0.6m/min和0.5 m/min,钢水过热度30℃和10℃以及比水量0.25 L/kg和0.20 L/kg连铸的GCr15轴承钢280 mm×325 mm坯进行凝固组织模拟,研究连铸工艺参数对铸坯组织的影响。结果表明,当过热度由10℃增大到30℃时,铸坯等轴晶和混晶区域面积由70%降低到55%,过热度对铸坯凝固组织的影响非常显著;拉速由0.6 m/min降低到0.5 m/min,柱状晶平均增长6.5 mm,但是由柱状晶向等轴晶转变的过渡区域减小,可以减轻溶质元素在此区域的富集;将比水量由0.25 L/kg降低到0.20 L/kg,铸坯柱状晶和等轴晶区域没有明显的区别,所以降低比水量对铸坯凝固组织没有明显的影响。

GCr15轴承钢球化退火工艺的模拟试验

通过对高碳铬轴承钢GCr15采用不同的实验室球化退火工艺进行模拟试验研究,分析不同的球化退火工艺对GCr15轴承钢球化组织及碳化物带状的影响,以寻求GCr15轴承钢最优的球化退火工艺。试验结果表明:在保证GCr15能够球化的前提下,在奥氏体化温度的保温时间越短,从奥氏体化温度到等温温度的冷却速度越快,相对应的GCr15轴承钢球化组织越细化,且碳化物带状控制越好。

GCr15钢锻材碳化物网状控制

为满足市场要求,我公司对易产生碳化物网状钢GCr15进行工艺改进及控制,使一次合格率大幅度提高,满足了市场需求,产品质量也上了新台阶。

GCr15轴承钢高温变形后控冷工艺的研究

轴承钢棒材轧后温度较高导致的网状碳化物析出严重影响我国高质量轴承钢生产.在热模拟试验机上对GCr15轴承钢进行了试验研究,分析了不同控冷工艺参数对GCr15轴承钢二次碳化物的析出和珠光体转变的影响.研究表明,GCr15轴承钢经980℃高温变形后快速冷却,随着冷却速度的增加,晶界处二次碳化物由半网状分布、短棒状分布到最后弥散析出,珠光体球团直径和片层间距减小,并有退化珠光体生成.轴承钢中退化珠光体组织的出现,是由于其热变形后快速冷却,抑制了先共析碳化物在冷却过程中的过早析出造成的.较合理的冷却工艺是GCr15轴承钢高温变形后快速冷却到700℃,再以3℃/s的冷却速度进行冷却.