脆性夹杂物边界无裂纹形成的锻造应力条件.pdf

第２２卷第６期２０１４年１２月材料科学与工艺ＭＡＴＥＲＩＡＬＳＳＣＩＥＮＣＥ＆ＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹｌｌＶｏｌ２２ｌｌｌ６Ｄｅｃ．２０１４脆性夹杂物边界无裂纹形成的锻造应力条件任运来１，２，牛龙江１，张永涛１，吕政２（１．上海电机学院机械学院，上海２００２４０；２．上海重型机器厂有限公司，上海２００２４５）摘要：为研究锻造过程中脆性夹杂边物周围区域的应力场对其边界裂纹形成的影响，给出了平均应力度的定义及计算解析式，以平均球应力度为判据，研究了应力场对脆性夹杂物边界裂纹的影响规律．数值模拟结果表明：脆性夹杂物边界裂纹对平均球应力度的相关度高，将其作为一个参数来表征应力场对脆性夹杂物边界裂纹形成的影响规律是可行的；随平均球应力度代数值的减小，脆性夹杂物边界裂纹的尺寸减小，当平均球应力度代数值小于－２．３时，脆性夹杂物边界无裂纹形成．在Ｇｌｅｅｂｌｅ－３１８０热模拟试验机上，利用专门的试件和型砧进行了℃１２２０热压缩变形试验，通过扫描电镜观察了试件内部脆性夹杂物边界裂纹的形成规律，试验结果与数值模拟结果吻合．关键词：平均球应力度；大锻件；脆性夹杂物；自由锻造中图分类号：ＴＧ３１６文献标志码：Ａ文章编号：１００５－０２９９（２０１４）０６－００８５－０５ＴｈｅｓｔｒｅｓｓｃｏｎｄｉｔｉｏｎｆｏｒｃｒａｃｋｌｅｓｓｉｎｔｅｒｆａｃｅｂｅｔｗｅｅｎｂｒｉｔｔｌｅｉｎｃｌｕｓｉｏｎａｎｄｍａｔｒｉｘｍｅｔａｌｉｎｈｅａｖｙｆｏｒｇｉｎｇｓＲＥＮＹｕｎｌａｉ１，２，ＮＩＵＬｏｎｇｊｉａｎｇ１，ＺＨＡＮＧＹｏｎｇｔａｏ１，ＬÜＺｈｅｎｇ２（１．ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＳｈａｎｇｈａｉＤｉａｎｊｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２００２４０，Ｃｈｉｎａ；２．ＳｈａｎｇｈａｉＨｅａｖｙＭａｃｈｉｎｅｒｙＰｌａｎｔ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２００２４５，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｈｏｔｆｏｒｇｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ，ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄａｒｏｕｎｄａｂｒｉｔｔｌｅｉｎｃｌｕｓｉｏｎｉｓｏｎｅｏｆｔｈｅｍｏｓｔｉｍｐｏｒｔａｎｔｆａｃｔｏｒｓｆｏｒｃｒａｃｋｆｏｒｍａｔｉｏｎ．′Ｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄｓｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｃｒａｃｋｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ，ｔｈｅｄｅｆｉｎｉｔｉｏｎｏｆＡｖｅｒａｇｅＲｅｌａｔｉｖｅＳｐｈｅｒｉｃａｌＳｔｒｅｓｓ（ＡＲＳＳ）ａｎｄｉｔｓｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｅｘｐｒｅｓｓｉｏｎａｒｅｐｒｏｐｏｓｅｄ．ＴａｋｉｎｇｔｈｅＡＲＳＳａｓｃｒｉｔｅｒｉｏｎ，ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｓｔｒｅｓｓｆｉｅｌｄｏｎｃｒａｃｋｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｗａｓｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ，ａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｗｅｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．ＲｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔＡＲＳＳｉｓｈｉｇｈｌｙｒｅｌｅｖａｎｔｔｏｔｈｅｃｒａｃｋｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｂｒｉｔｔｌｅｉｎｃｌｕｓｉｏｎａｎｄｍａｔｒｉｘｍｅｔａｌ．ＡｓｔｈｅａｌｇｅｂｒａｉｃｖａｌｕｅｏｆｔｈｅＡＲＳＳｄｅｃｒｅａｓｅｓ，ｔｈｅｓｉｚｅｏｆｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｃｒａｃｋｒｅｄｕｃｅｓａｓｗｅｌｌ．ＷｈｅｎｔｈｅａｌｇｅｂｒａｉｃｖａｌｕｅｏｆｔｈｅＡＲＳＳｉｓｓｍａｌｌｅｒｔｈａｎ－２．３，ｔｈｅｒｅａｒｅｎｏｃｒａｃｋｓｆｏｕｎｄ．Ｈｏｔｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｔｅｓｔｓａｔ℃１２２０ｗｉｔｈｄｅｄｉｃａｔｅｄｓｐｅｃｉｍｅｎｓａｎｄａｎｖｉｌｓｗｅｒｅｃｏｎｄｕｃｔｅｄｏｎａＧｌｅｅｂｌｅ－⁃３１８０ｔｈｅｒｍｏｍｅｃｈａｎｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｏｒ．Ａｆｔｅｒｔｅｓｔｓ，ａｓｃａｎｎｉｎｇｅｌｅｃｔｒｏｎｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ（ＳＥＭ）ｗａｓｅｍｐｌｏｙｅｄｔｏｏｂｓｅｒｖｅｔｈｅｃｒａｃｋｆｏｒｍｉｎｇｉｎｓｉｄｅｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓａｎｄｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓａｇｒｅｅｗｅｌｌｗｉｔｈｔｈｅｏｂｓｅｒｖｅｄｒｅｓｕｌｔｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ａｖｅｒａｇｅｒｅｌａｔｉｖｅｓｐｈｅｒｉｃａｌｓｔｒｅｓｓ；ｈｅａｖｙｆｏｒｇｉｎｇｓ；ｂｒｉｔｔｌｅｉｎｃｌｕｓｉｏｎｓ；ｆｒｅｅｆｏｒｇｉｎｇ收稿日期：２０１４－０４－２１．基金项目：上海市教育委员会科研创新项目（１２ＡＺ０２）；上海市教育委员会上海高校知识服务平台建设项目（ＺＦ１２２５）．作者简介：任运来（１９５８－），男，博士，教授．通信作者：任运来⁃，Ｅｍａｉｌ：ｙｓｕｒｅｎｙｕｎｌａｉ＠１６３．ｃｏｍ．通常，大锻件的毛坯是钢锭，锭身内部有夹杂物存在难以避免．它们来源于钢的冶炼与钢锭的浇注及凝固过程，有的夹杂物是钢冶炼过程中脱氧剂带来的产物，有的内部夹杂物是钢液冷却或凝固过程产生的氧化物、二次氧化产物，也有内部夹杂物是浇注过程中耐火材料带来的以及卷渣产生的．脱氧产物、钢液冷却或凝固过程产生的氧化物和二次氧化产物称为内生夹杂物，耐火材料及卷渣形成的夹杂称为外来夹杂物．ＪＫ标准把钢中的夹杂物分为４类：Ａ类（硫化物）、Ｂ类（氧化铝）、Ｃ类（硅酸盐）、Ｄ类（球状氧化物），根据夹杂物的塑性好坏，又可分脆性夹杂物和韧性夹杂物，Ｂ类（氧化物）多为脆性夹杂物，如Ａｌ２Ｏ３，而Ａ类（硫化物）多为韧性夹杂物，如ＭｎＳ．不论是脆性夹杂物，还是韧性夹杂物，它们都与大锻件基体在力学性能上存在很大的差异，如硬度、延伸率、屈服应力等．由于这些差异，大锻件的锻造变形过程中，如果变形的热力学条件选择不当，就会在大锻件内部夹杂物的边界处产生裂纹，以至于锻后仍残留在大锻件内部［１］．由损伤力学的研究结果可知，这些夹杂物边界处裂纹是导致冲击韧性降低和应力循环次数减少的原因，严重影响着装备的使用寿命与安全性［２］，目前，在Ｃｒ１２超超临界转子的锻造生产中出现了上述技术问题［３］．根据已有理论研究结果，锻造变形过程中有四方面因素影响大锻件内部裂纹的形成，一是钢锭内部温度场，二是变形量，三是变形的快慢，即应变速率大小，四是锻造变形的应力条件，即大锻件内部应力场．大量的试验表明大锻件内部应力场是影响大锻件内部裂纹形成的最主要的因素［４］，也即是影响大锻件内部夹杂边界处裂纹形成的最主要的因素．在上述４个因素中，前３个因素影响的可测性、可视性及可控性都比较好，而大锻件内部应力条件则困难得多．目前尚未见研究夹杂边界处裂纹形成的文献报道，已有文献的研究工作均集中在单一材料变形体内部裂纹的形成［５－８］．同种材料内部裂纹的形成条件与大锻件内部夹杂物边界处裂纹的形成条件应有很大差别，就夹杂物与大锻件基体而言，两者在高温下的屈服应力、塑性指标都相差较大，除此之外，夹杂物边界处两种材料结合力相对较弱，锻造过程中夹杂物边界处更易产生裂纹［９－１０］．由于脆性夹杂物与韧性夹杂物的化学成分不同，它们物理性能有较大差异，脆性夹杂物的塑性指标几乎为零、弹性模量数值大、泊松系数接近０．５，有刚体的特征；而韧性夹杂物的塑性指标好、弹性模量和泊松系数较小，体积变形大．两种夹杂物与大锻件基体在边界处连接状态也不同，在锻造变形过程中，脆性夹杂物与大锻件基体的变形更不协调，也更易产生裂纹．本文将研究锻造变形过程中脆性夹杂物边界处裂纹产生的应力条件．１平均球应力度锻造应力条件是指锻造变形过程中大锻件内部脆性夹杂物周围一定区域内的应力场的特征．上世纪３０年代，前苏联学者齐别尔进行了著名的大理石镦粗试验，定性的描述了应力状态对金属塑性的影响，即在主应力图中，压应力个数越多，数值越大，金属的塑性越好；拉应力个数越多，数值越大，金属的塑性越差．试验定性的揭示了金属塑性（裂纹形成）与应力场的关系［１１］．应力场的特征是通过应力场中各点的应力张量的特征表示的，通常为表示一点应力张量的特征，把它分解为应力偏张量和应力球张量．就宏观而言，应力球张量引起变形体的体积改变，应力偏张量引起变形体的形状改变．应力状态影响的实质是应力张量特征的影响．应力张量特征通常是由其一次不变量和偏张量的二次不变量体现的［１２］．目前描述应力场对材料塑性的影响文献和描述应力场对材料内部裂纹影响的文献［１３－１５］已有许多．分析各文献不难看出，尽管各解析式不尽相同，但都是用一点应力张量中某些量作为依据进行描述或判断；是从不同角度仅反映了一个几何点的应力张量对裂纹的影响．由于应力张量的一次不变量和其偏张量的二次不变量在不同质点处的值是不相等的，选择一点进行定性描述应力场的影响是可以的，若定量描述应力场的影响就显得粗糙、不准确．对于大锻件内部夹杂物边界，脆性夹杂边界虽小，但也是由许许多多的几何点构成的，因此，只用一点的应力特征来描述整个应力场，对脆性夹杂物边界处微裂纹的影响是不全面的．事实上，应力场的影响是脆性夹杂物周围一定区域内应力场的综合影响，而不是某一点应力或局部区域应力场的影响．为研究应力场对脆性夹杂物边界处裂纹的影响，以脆性夹杂物为中心，建立一个球形区域，考察球形区域内的应力场脆性夹杂物边界处裂纹的关系．为此，引入平均球应力度的概念，定义ｑσ＝１Ｖ∭Ｖσｍ′Ｊ２ｄｖ．（１）式中：ｑσ月均球应力度；σｍ为一点应力球张量分量；′Ｊ２为一点应力偏张量的二次不变量；Ｖ为包含脆性夹杂物的球的体积．ｑσ的代数值符号取决于σｍ在球形区域的总和，当ｑσ＜０时，表示球形区域内处在以压应力为主的应力状态；当ｑσ＞０时，表示球形区域内处在以拉应力为主的应力状态．ｑσ的绝对值大小表示球形区域内应力球张量部分在整个应力张量中所占的分量．２平均球应力度影响的数值模拟研究２．１数值模拟的力学模型大锻件内部脆性夹杂物的线尺寸远小于大锻件的线尺寸，若以整个大锻件作年算模型，既增加了计算的工作量，也降低了计算的精度．根据力学中的圣维南原理［２］，距离脆性夹杂物很远的区·６８·材料科学与工艺第２２卷域内的应力分布对脆性夹杂物边界周围区域的应力分布的影响很小，文献［５－６］也认为：缺陷线尺寸２０倍以外的区域应力对缺陷的影响非常小．本文选取脆性夹杂物的最大线尺寸的１００倍作为数值模拟模型的线尺寸．钢中夹杂物的形状各异，此处选取球状作为分析对象．以脆性夹杂物为中心，在大锻件内部切取一个圆柱体，在圆柱端面和侧面分别施加不同的载荷，用以在脆性夹杂物边界周围区域形成不同的应力场，侧面载荷与端面载荷的关系为ｐ侧＝ｋｐ端，ｋ＝０～０．８，模拟的力学模型与计算模型见图１，为计算方便，取八分之一．数值模拟采用国内外分析体积塑性变形广泛应用的锻造商业软件Ｍａｒｋ．Ｃｒ１２超超临界转子的高温力学性能按式（２）确定［１６］．ｚ＝１．２５×１０１３［ｓｉｎｈ（０．０２σＰ）］３．９５．（２）钢锭基体裂纹脆性夹杂物图１模拟的力学模型（ａ）与计算模型（ｂ）２．２数值模拟结果与分析围绕脆性夹杂物建立一个直径为３倍于脆性夹杂物最大线尺寸的球形区域作为式（１）的积分域，按式（１）计算出区域内的平均球应力度ｑσ．由于用解析方式表示积分域内的应力分量非常困难，且无必要，本文采用高斯点积分的方法进行式（１）的计算．为比较不同平均球应力度ｑσ下脆性夹杂物边界处的裂纹情况，将球形脆性夹杂物都放大到同一尺寸，然后观察脆性夹杂物边界处有无裂纹．不同平均球应力度下，脆性夹杂物边界处的微裂纹情况列于表１和图２．表１中η是微裂纹的相对大小，其大小为裂纹面积与脆性夹杂物表面积之比，即η＝ｓｌｓｂ．（３）式中：ｓｌ为裂纹面积；ｓｂ脆性夹杂物表面积．分析表１和图２可知，随着脆性夹杂物周围区域平均球应力度代数值的减小，脆性夹杂物边界处裂纹的尺寸减小．当平均球应力度的代数值大于－２．３时，脆性夹杂物边界处有裂纹；当平均球应力度的代数值小于－２．３时，脆性夹杂物边界处无裂纹．表１脆性夹杂物边界处的微裂纹与平均球应力度的关系ｑσ－０．５８－１．１６－１．７４－２．３２－２．９０－３．４８η０．２１７０．０９３０．００１０００(a)平均相对球应力-0.58(b)平均相对球应力-2.32脆性夹杂物钢锭基体钢锭基体裂纹脆性夹杂物图２相对压缩量为３０％，不同相对球应力下的脆性夹杂物边界处裂纹情况对比３平均球应力度影响的试验研究３．１试验方案在研究金属材料的塑性时，通常采用圆柱试件镦粗，以侧表面出现裂纹时的变形量大小，作为衡量金属材料好坏的指标［１４］．然而，锻造过程中大锻件内部应力场对脆性夹杂物边界处裂纹形成影响的试验要比金属材料塑性的试验困难．主要表现在以下几方面：１）内部含有脆性夹杂物试件的制造，脆性夹杂物不能人工植入，必须采用无损检测确有并定位；２）脆性夹杂物在大锻件的内部，不能直接对其边界处的裂纹进行观察，由于夹杂物尺寸小，边界处裂纹的尺寸更小，也难以用无损检验的方法进行检测；３）在脆性夹杂物周围应力场的施加．为实现在脆性夹杂物区域有不同应力状态的试验，采取如下试验方案．试验材料选取Ｃｒ１２超超临界转子钢，其化学成分见表２．首先利用相共振无损检测技术，在大尺寸坯料上探寻夹杂物，探寻到后对其定位．再利用线切割方法割取试件毛坯并进行后续的加工，制备试件．在热模拟机ｇｌｅｅｂｌｅ３１８０上进行热压缩试验．为营造不同应力场的需求，试件尺寸形状见图３，试件两端设有Φ８ｍｍ×１ｍｍ的小凹，外径分别取Φ８ｍｍ、Φ１３ｍｍ、Φ１８ｍｍ和Φ２３ｍｍ．表２１２％超超临界转子钢化学成分（质量分数）ＣＭｎＳｉＣｒＭｏＮｉＮｂＮＶ０．１１０．４１０．０８１０．３５１．０００．８００．０４０．０３０．１８为配合试件形状，采用中凸阶梯型砧，镦粗压下量≥４０％．变形温度取℃１２２０，应变速率取１．０×１０－２／ｓ．试验过程是先把试件加热到℃１２２５，均温５ｍｉｎ，再降温到℃１２２０，均温５ｍｉｎ，镦粗变形量取４０％．为避免冷却速度对脆性夹杂边界裂纹的影响，变形结束后，先放入℃６５０的炉内随炉·７８·第６期任运来，等：脆性夹杂物边界无裂纹形成的锻造应力条件冷却至室温．再制备扫描电镜试件并进行观察，而后对夹杂物进行能谱分析．(a)压缩前(b)压缩，抛光后图３Ｇｌｅｅｂｌｅ热压缩试验试件３．２试验结果与分析试件内部夹杂物的能谱分析结果如图４（ｂ）、图５（ｂ）和表３、表４，可以看到，尽管所研究的各试件内部的夹杂物的化学成分是不完全相同的，但它们的主要成分都是氧化铝，是典型的ＡＩ２Ｏ３脆性夹杂物．在镦粗砧直径不变、试件高度不变的条件下，改变试件外径等价于改变脆性夹杂周围区域的平均球应力度的代数值．图４（ａ）、图５（ａ）分别是直径为８、１８ｍｍ试件镦粗压缩后试件脆性内部夹杂物边界的裂纹情况．(b)夹杂物化学成分的能谱分析结果(a)夹杂物边界裂纹情况3.02.41.81.20.601234567MnFeMnE/keVICrCFeAlO5μm图４直径８ｍｍ，相对压缩量４０％的试验结果(a)夹杂物边界裂纹情况(b)夹杂物化学成分的能谱分析结果3.02.41.81.20.6012345678E/keVIFeOMgAlMnMnFeFe5μm图５直径１８ｍｍ，相对压缩量３０％的试验结果对试件内部夹杂物的扫描电镜观察可知，随试件外径的增大，即脆性夹杂周围区域的平均球应力度的代数值的减小，脆性夹杂物边界处裂纹尺寸减小，当试件直径（Φ１８ｍｍ）是镦粗砧直径（Φ８ｍｍ）的２．３倍时，脆性夹杂物边界处无裂纹形成，根据文献［９，１１］等，此时的平均球应力度的代数值约等于２．１，试验结果与数值模拟的裂纹产生判据结果接近．表３脆性夹杂物的化学成分夹杂物质量分数／％原子分数／％ＯＫ４．７４１０．２１ＣｒＫ１６．８６１１．１８ＡｌＫ４５．２２５７．８０ＭｎＫ０．６２０．３９ＦｅＫ３２．４３２０．０３表４脆性夹杂物的化学成分夹杂物质量分数／％原子分数／％ＣａＫ１０．１４６．３９ＯＫ１２．５４１０．２１ＡｌＫ７０．２２６８．８０ＭｇＫ１．４３１．５９ＴｉＫ４．３７２．３８４结论１）建立了平均球应力度的概念，即计算解析式．数值模拟与试验结果表明：脆性夹杂物周围区·８８·材料科学与工艺第２２卷域平均球应力度的代数值大小能够反应边界处裂纹的变化，可以作为锻造过程中描述大锻件内部脆性夹杂物边界处裂纹变化的物理量．２）脆性夹杂物周围区域平均球应力度的代数值大于负２．３时，在脆性夹杂物边界处产生裂纹．平均球应力度的代数值小于负２．３时，在脆性夹杂物边界处不产生裂纹．参考文献：［１］ＨＡＳＨＩＭＯＴＯＴ，ＴＥＲＡＳＡＫＩＨ，ＫＯＭＩＺＯＹ．⁃Ｓｏｌｉｄｉｆｉｃａｔｉｏｎｃｒａｃｋｉｎｇｓｕｓｃｅｐｔｉｂｉｌｉｔｙｏｆａｌｌｏｙｔｏｏｌｓｔｅｅｌｕｎｄｅｒｒａｐｉｄｓｏｌｉｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＱｕａｒｔｅｒｌｙＪｏｕｒｎａｌｏｆｔｈｅＪａｐａｎＷｅｌｄｉｎｇＳｏｃｉｅｔｙ，２００９，２７（２）：１２６－１２９．［２］⁃ＭＥＮＴＬＶ．Ｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆｌａｒｇｅｆｏｒｇｉｎｇｓｆｏｒｐｏｗｅｒｐｒｏｄｕｃｉｎｇｉｎｄｕｓｔｒｙ［Ｊ］．ＫｅｙＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０１４，５７７－５７８：５９３－５９６．［３］ＢＬＡＥＳＮ，ＤＯＮＴＨＢ，ＤＩＷＯＡ，ｅｔａｌ．Ｍａｎｕｆａｃｕｒｉｎｇｏｆａｄｖａｎｃｅｄ１２％ＣｒｓｔｅｅｌＦｏｒｇｉｎｇｓｆｏｒｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｓ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１８ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ⁃ＦｏｒｇｅｍａｓｔｅｒｓＭｅｅｔｉｎｇ．Ｐｉｔｔｓｂｕｒｇｈ：［Ｓ．ｎ．］，２０１１．２４４－２４８．［４］杨煜生，陶永发，王欣，等．锻合钢锭内部缺陷的最小锻比研究［Ｊ］．机械工程学报，１９９１（０５）：１３－１７．ＹＡＮＧＹｕｓｈｅｎｇ，ＴＡＯＹｏｎｇｆａ，ＷＡＮＧＸｉｎ，ｅｔａｌ．Ｏｎｔｈｅｌｅａｓｔｒａｔｉｏｏｆｆｏｒｇｉｎｇｆｏｒｃｌｏｓｉｎｇｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｄｅｆｆｅｃｔｏｆｉｎｇｏｔｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９１（０５）：１３－１７．［５］ＫＩＭＹ，ＣＨＯＪ，ＢＡＥＷ．Ｅｆｆｉｃｉｅｎｔｆｏｒｇｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｔｏ⁃ｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｃｌｏｓｉｎｇｅｆｆｅｃｔｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｖｏｉｄｏｎａｎｕｌｔｒａｌａｒｇｅｉｎｇｏｔ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌｏｆ⁃ＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，２１１（６）：１００５－１０１３．［６］ＬＥＥＹＳ，ＬＥＥＳＵ，ＶＡＮＴＹＮＥＣＪ，ｅｔａｌ．Ｉｎｔｅｒｎａｌｖｏｉｄｃｌｏｓｕｒｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅｆｏｒｇｉｎｇｏｆｌａｒｇｅｃａｓｔ⁃ｉｎｇｏｔｓｕｓｉｎｇａｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｐｐｒｏａｃｈ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，２１１（６）：１１３６－１１４５．［７］李学通，王敏婷，张沛，等．大型饼类锻件镦粗过程形变力学演变研究［Ｊ］．材料科学与工艺，２０１１，１９（６）：５３－５７．ＬＩＸｕｅｔｏｎｇ，ＷＡＮＧＭｉｎｔｉｎｇ，ＺＨＡＮＧＰｅｉ，ｅｔａｌ．⁃Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍｉｎｔｈｅｕｐｓｅｔｔｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｏｆｈｅａｖｙ⁃ｄｉｓｋｓｈａｐｐｅｄｆｏｒｇｉｎｇｓ［Ｊ］．⁃ＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，１９（６）：５３－５７．［８］任运来，聂绍珉，牛龙江，等．大型锻件内部空洞缺陷修复条件［Ｊ］．机械工程学报，２００８（０２）：２４８－２５２．ＲＥＮＹｕｎｌａｉ，ＮＩＥＳｈａｏｍｉｎ，ＮＩＵＬｏｎｇｊｉａｎｇ，ｅｔａｌ．Ｈｅａｌｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｏｆｌａｒｇｅｆｏｒｇｉｎｇｓｉｎｔｅｒｎａｌｖｏｉｄｓｄｅｆｅｃ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００８（０２）：２４８－２５２．［９］任运来，聂绍珉．大型锻件内部空洞缺陷修复的力学条件［Ｊ］．机械工程学报，２００６（０８）：２１５－２１９．ＲＥＮＹｕｎｌａｉ，ＮＩＥＳｈａｏｍｉｎ．⁃Ｈｅａｌｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｃｓｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｌａｒｇｅｆｏｒｇｉｎｇｓｉｎｔｅｒｎａｌｖｏｉｄｄｅｆｆｅｃｔ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００６（０８）：２１５－２１９．［１０］ＺＨＯＵＫ，ＨＯＨＨＪ，ＷＡＮＧＸ，ｅｔａｌ．⁃Ａｒｅｖｉｅｗｏｆｒｅｃｅｎｔｗｏｒｋｓｏｎｉｎｃｌｕｓｉｏｎｓ［Ｊ］．ＭｅｃｈａｎｉｃｓｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０１３，６０（０）：１４４－１５８．［１１］郭鸿镇，雷沛．塑性成形力学解析的逐次单元法简介［Ｊ］．机械工程学报，１９９１，２７（１）：７７－８３．ＧＵＯＨｏｎｇｚｈｅｎ，ＬＥＩＰｅｉ．⁃Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎｔｏｔｈｅｓｕｃｃｅｓ⁃ｓｉｖｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｉｎｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｐｌａｓｔｉｃｆｏｒｍｉｎｇ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９１，２７（１）：７７－８３．［１２］曹云刚．基于有限元的汽车曲轴锻件空洞闭合研究［Ｊ］．热加工工艺，２０１３，４２（１３）：１２５－１２７．ＣＡＯＹｕｎｇａｎｇ．Ｓｔｕｄｙｏｎｃａｖｉｔｙｃｌｏｓｕｒｅｏｆｆｏｒｇｉｎｇｆｏｒａｕｔｏｍｏｔｉｖｅｃｒａｎｋｓｈａｆｔｂａｓｅｄｏｎｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ［Ｊ］．ＨｏｔＷｏｒｋｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１３，４２（１３）：１２５－１２７．［１３］张效迅，崔振山．大锻件内部空洞热锻闭合的Ｚ－Ｃ判据及其应用［Ｊ］．机械工程学报，２００９（０１）：１４８－１５３．ＺＨＡＮＧＸｉａｏｘｕｎ，ＣＵＩＺｈｅｎｓｈａｎ．Ｚ－Ｃｃｒｉｔｅｒｉｏｎｏｆ⁃ｖｏｉｄｃｌｏｓｕｒｅｆｏｒｌａｒｇｅｉｎｇｏｔｈｏｔ⁃Ｆｏｒｇｉｎｇａｎｄｉｔｓａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００９（０１）：１４８－１５３．［１４］金宁．大锻件孔隙性缺陷的压合与焊合规律的研究及高温栅的研制［Ｄ］．清华大学，１９９０．［１５］ＺＨＡＮＧＸＸ，ＣＵＩＺＳ，ＣＨＥＮＷ，ｅｔａｌ．Ａｃｒｉｔｅｒｉｏｎｆｏｒｖｏｉｄｃｌｏｓｕｒｅｉｎｌａｒｇｅｉｎｇｏｔｓｄｕｒｉｎｇｈｏｔｆｏｒｇｉｎｇ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００９，２０９（４）：１９５０－１９５９．［１６］孙奉亮．１２％Ｃｒ超超临界转子钢锻造过程微观组织演变的实验及模拟研究［Ｄ］．太原科技大学，２０１１．（编辑吕雪梅）·９８·第６期任运来，等：脆性夹杂物边界无裂纹形成的锻造应力条件