一种GCr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法与流程

一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法
技术领域
1.本技术涉及gcr15轴承钢的热处理工艺，具体而言，涉及一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法。


背景技术：

2.gcr15轴承钢中含有1.0％左右的碳，是一种高碳钢，因此碳化物的尺寸和分布是评价组织均匀性的重要指标。轴承钢在凝固过程中，铸坯芯部枝晶搭桥、组织收缩等现象会造成较大的宏观偏析，从而导致芯部产生了体积巨大的碳化物，业界常称为“大块碳化物”，其是指轴承钢温度在高于奥式体化温度后依然存在的碳化物。这种碳化物如果在轧制前的均匀化加热过程中不能得到消除，则会在后续控轧控冷和热处理中保留下来，形成碳化物液析缺陷，从而严重影响产品的质量。
3.对于轧前的均匀化热处理工艺，目前工业生产过程中通常是根据经验将钢坯在连续加热炉中保温较长的时间，以实现芯部大块状碳化物的扩散和溶解，最终达到消除大块状碳化物的目的。但是目前对于均匀化热处理过程中的保温温度和保温时间并没有较深入的理论研究，导致实际生产过程中凭借经验制定的加热制度不甚合理。对于碳化物溶解过程的预测问题，目前研究所使用的预测方法最有代表性的是基于thermo-calc软件的dictra计算包，但是该软件中所包含的碳化物模型也是很有限的，针对gcr15轴承钢这种具有复杂形貌的大块状碳化物，对其扩散过程碳化物的大小无法进行预测和计算。
4.因此，亟需发明一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的有效预测方法，这对于分析制定合理的加热制度也具有重要的意义。


技术实现要素：

5.针对现有技术存在的不足，本技术目的在于提供一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法，通过该方法可对具有复杂形貌的大块状碳化物在其扩散过程中大小实现有效的预测。
6.本技术示例提供了一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法，包括以下步骤：
7.一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法，其特征在于，包括以下步骤：
8.s1、针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，结合元胞自动机模型和离散格点模型对大块碳化物的高温扩散过程进行二维模拟，建立大块状碳化物二维扩散过程模型；
9.s2、确定钢内c和cr原子的扩散系数；
10.s3、利用thermo-calc软件中的热力学平衡计算模块，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度；
11.s4、根据步骤s1-s3所确定的模型，计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向
奥氏体相的转变过程，从而预测得到碳化物的大小。
12.在一些实施方式中，所述步骤s1中，模拟过程中格点分为三种类型，即奥氏体相格点、渗碳体相格点和奥氏体与渗碳体相的界面格点，对于渗碳体和奥氏体的每一个相格点都用相的类型、c和cr元素的浓度这三个参数进行定义，界面格点用界面处奥氏体中的c和cr元素浓度、界面处渗碳体中的c和cr元素浓度以及界面相类型这五个参数来定义；对于相格点，设定渗碳体和奥氏体中c和cr元素的初始成分浓度；
13.对于相格点，格点之间的扩散用如下菲克第一定律来计算：
[0014][0015][0016]
式中：1表示c元素，2表示cr元素；j为扩散通量；d为扩散系数，m2/s，其中d
11
和d
22
表示互扩散系数，d
12
和d
21
表示交扩散系数；x为扩散物质的体积浓度，kg/m3；x为扩散方向；以上公式中，c和cr元素在奥氏体中的扩散系数为未知参数；
[0017]
渗碳体的扩散过程由界面格点控制，其界面格点溶解的分数为：
[0018][0019]
式中：fn为计算到第n步时界面格点的转变分数；vi和δti分别为第i步计算的界面移动速度和时间步长，s；a为正方形格点的边长，m；其中：
[0020]
当fn≥1时，界面格点的状态转变为奥氏体格点；
[0021]
当fn≤1时，界面格点的状态未完成转变；
[0022]
当界面格点转变为奥氏体格点后，该奥氏体格点的溶质浓度为界面处奥氏体中的溶质浓度与其所有奥氏体相邻格点溶质浓度的算术平均值。
[0023]
在一些实施方式中，所述步骤s2中，碳化物中cr元素的扩散速度为奥氏体中的1/40，碳元素的扩散系数为0：
[0024][0025][0026]
式中：和分别为cr元素在奥氏体和渗碳体中的扩散系数，为c元素在渗碳体中的扩散系数。
[0027]
在一些实施方式中，所述步骤s3中，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度具体过程为：奥氏体和渗碳体中cr元素的平衡浓度与奥氏体中c元素的平衡浓度之间的关系为：
[0028][0029][0030]
式中：和分别为奥氏体与渗碳体界面处c、cr元素在奥氏体中的平衡摩尔浓度，为界面处渗碳体中cr元素的平衡摩尔浓度；a1，b1，a2，b2均为与温度拟合得到的参数，具体为：
[0031]
a1＝-0.00495exp(t/168.176)-0.96
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(8)
[0032]
b1＝1.689
×
10-4
exp(t/144.761)+0.0243
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(9)
[0033]
a2＝-8.234
×
10-5
t2+0.151t-81.657
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(10)
[0034]
b2＝5.68
×
10-4
exp(t/153.229)+0.46
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(11)
[0035]
进一步地，界面处由于界面移动而溶解的溶质需要满足质量守恒，即：
[0036][0037]
式中：下标i表示溶质c或者cr；j
iγ
和j
iθ
分别为界面格点流向相邻的奥氏体和渗碳体的格点的溶质i的流量，mol
·
m-2
·
s-1
，∑j表示所有与目标界面格点流向相邻格点的流量之和；
[0038]
其中，
[0039]
vc＝v
cr
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(13)
[0040]
即，在一具体加热温度下，根据公式6至13即可确定一组界面平衡浓度。
[0041]
在一些实施方式中，所述步骤s1中，c和cr元素的初始成分浓度通过电子探针衍射实验测得。
[0042]
在一些实施方式中，所述确定界面平衡浓度的具体步骤为：
[0043]
1)设定界面处c、cr的浓度；
[0044]
2)根据步骤1)所设c、cr的浓度，分别计算由c和cr决定的界面速度；
[0045]
3)判断步骤2)计算所得两种界面速度是否相等；若不相等，返回步骤1)，重新设定的界面处c、cr的浓度；若相等，进行步骤4)；
[0046]
4)接受该界面平衡浓度，并输出界面速度。
[0047]
与现有技术相比，本发明具有如下的效果：
[0048]
针对具有复杂形貌大块状碳化物的gcr15轴承钢，本发明通过第一步针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，建立大块状碳化物二维扩散过程模型；基于第一步建立的模型中需要确定钢内c和cr原子的扩散系数以及它们的相界面浓度，故而，第二步和第三步是求解扩散系数和相界面浓度，得到扩散系数和相界面浓度后将结果代入到第一步建立的模型中，由此可在第四步中，通过建立的模型计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变，从而实现了对碳化物大小的有效预测。
附图说明
[0049]
图1为本方法进行碳化物大小预测的总体步骤图；
[0050]
图2为本方法二维模型格点种类示意图；
[0051]
图3为本方法二维扩散模型示意图；
[0052]
图4为本方法界面浓度迭代计算流程图；
[0053]
图5(a)、5(b)、5(c)分别为实施例和对比例中gcr15轴承钢中大块状碳化物在(a)1150℃、(b)1175℃、(c)1200℃下保温中所得结果对比图。
具体实施方式
[0054]
下面将结合实施例对本技术的实施方案进行详细描述，但是本领域技术人员将会理解，下列实施例仅用于说明本技术，而不应视为限制本技术的范围。实施例中未注明具体
条件者，按照常规条件或制造商建议的条件进行。所用试剂或仪器未注明生产厂商者，均为可以通过市售购买获得的常规产品。
[0055]
以下针对本发明的一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法进行具体说明：
[0056]
如图1所示，本发明主要的思路是：第一步，针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，建立大块状碳化物二维扩散过程模型，计算此模型需要求解溶质的扩散系数以及它们的相界面浓度；故而，第二步，综合考虑浓度和温度对扩散系数的影响，确定gcr15轴承钢内c和cr原子的扩散系数；第三步，利用thermo-calc软件中的热力学平衡计算模块计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度；第四步，将第二、三步中得到扩散系数和相界面浓度代入到第一步建立的模型中，由此可通过建立的模型计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变过程，从而预测得到碳化物的大小。
[0057]
具体包括以下步骤：
[0058]
s1、针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，结合元胞自动机模型和离散格点模型对大块碳化物的高温扩散过程进行二维模拟，建立大块状碳化物二维扩散过程模型；
[0059]
在建立大块状碳化物二维扩散模型过程中，发明人发现碳化物在加热过程中会发生组织转变，由于在碳化物溶解所需的时间远大于珠光体的奥氏体化时间，可假设在碳化物溶解过程中珠光体瞬时转变为奥氏体；此时碳化物组织中可认定为只包含奥氏体和渗碳体两种组织，奥氏体组织在计算模型中设置为奥氏体相格点，渗碳体组织设置为渗碳体相格点，两种组织相邻的界面处为奥氏体和渗碳体相的界面格点。
[0060]
因而，在一些实施方式中，将模拟、计算过程中的格点分为三种类型，即奥氏体相格点、渗碳体相格点和奥氏体与渗碳体相的界面格点，如图2所示。对于渗碳体和奥氏体的每一个格点都用相的类型、c元素浓度和cr元素浓度三个参数进行描述。界面格点用界面处奥氏体中的c元素浓度和cr元素浓度、界面处渗碳体中的c元素和cr元素浓度以及界面相类型参数五个参数来描述。对于相格点，在计算开始时，设定渗碳体和奥氏体中c元素和cr元素的初始成分浓度。在一些实施方式中，所述初始成分浓度可通过电子探针衍射实验测得，或者可通过查阅文献得到，对于同样的冶炼及连铸工艺，初始值也可取多次实验测试的平均值。
[0061]
对于如图3所示的相格点，格点之间的扩散用如下菲克第一定律来计算：
[0062][0063][0064]
式中：1表示c元素，2表示cr元素，其中该1、2既指j1、j2中的1、2，也指x1、x2的1、2；j为扩散通量；d为扩散系数，m2/s，其中d
11
和d
22
表示互扩散系数，d
12
和d
21
表示交扩散系数；x为扩散物质的体积浓度，kg/m3；x为扩散方向；以上公式中，c和cr元素在奥氏体中的d
11
、d
12
、d
22
、d
21
四个扩散系数均为未知参数；
[0065]
渗碳体的扩散过程由界面格点控制，某一界面格点溶解的分数为：
[0066][0067]
式中：fn为计算到第n步时界面格点的转变分数；vi和δti分别为第i步计算的界面移动速度和时间步长，s；a为正方形格点的边长，m；其中：
[0068]
当fn≥1时，界面格点的状态转变为奥氏体格点；
[0069]
当fn≤1时，界面格点的状态未完成转变；
[0070]
当界面格点转变为奥氏体格点后，该奥氏体格点的溶质浓度为界面处奥氏体中的溶质浓度与其所有奥氏体相邻格点溶质浓度的算术平均值。
[0071]
碳化物的溶解过程不完全等同于渗碳体的溶解过程，上述公式是以渗碳体作为碳化物的代表，实时求解随着碳化物中c原子扩散后的转变，以得到碳化物的大小变化；其中，界面移动速度vi根据计算的到c原子扩散速度确定，时间步长δti和正方形格点的边长a可自主进行设定。
[0072]
s2、确定gcr15轴承钢内c和cr原子的扩散系数；
[0073]
扩散系数受浓度和温度的影响，在一些实施方式中，发明人发现，碳化物中cr元素的扩散速度为奥氏体中的1/40，碳元素的扩散系数为0，即：
[0074][0075][0076]
式中：和分别为cr元素在奥氏体和渗碳体中的扩散系数，为c元素在渗碳体中的扩散系数。
[0077]
上述碳化物不完全指渗碳体，这里的碳化物是由于连铸过程中发生偏析造成的c原始聚集，这种结构统称为碳化物，上述公式中是以渗碳体为代表进行计算。
[0078]
s3、利用thermo-calc软件中的热力学平衡计算模块，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度；
[0079]
在一些实施方式中，发明人发现，在碳化物溶解的计算中，相界面的溶质浓度与基体中有很大的差别，利用thermo-calc软件中的热力学平衡计算模块，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度，奥氏体中的cr元素的平衡浓度以及渗碳体中cr元素的平衡浓度与奥氏体中c元素的平衡浓度之间存在强烈的线性关系，其中，奥氏体和渗碳体中cr元素的平衡浓度与奥氏体中c元素的平衡浓度之间的关系为：
[0080][0081][0082]
式中：和分别为奥氏体与渗碳体界面处c、cr元素在奥氏体中的平衡摩尔浓度，为界面处渗碳体中cr元素的平衡摩尔浓度；a1，b1，a2，b2均为与温度拟合得到的参数，与温度的具体关系为：
[0083]
a1＝-0.00495exp(t/168.176)-0.96
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(8)
[0084]
b1＝1.689
×
10-4
exp(t/144.761)+0.0243
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(9)
[0085]
a2＝-8.234
×
10-5
t2+0.151t-81.657
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(10)
[0086]
b2＝5.68
×
10-4
exp(t/153.229)+0.46
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(11)
[0087]
利用以上公式，界面浓度即可表示为界面处c元素的浓度与温度的函数，同时在界面处需要保证质量守恒，即界面处消耗的溶质全部转移到了新相中。界面处由于界面移动而消耗的溶质来自相邻渗碳体格点和奥氏体格点向界面格点的扩散，假设两相邻的界面格点之间没有扩散，即：
[0088][0089]
式中：下标i表示溶质c或者cr；j
iγ
和j
iθ
分别为界面格点流向相邻的奥氏体和渗碳体的格点的溶质i的流量，mol
·
m-2
·
s-1
，∑j表示所有与目标界面格点流向相邻格点的流量之和；
[0090]
从公式12中可以看出，当界面浓度确定之后就可以计算出渗碳体和奥氏体界面移动的速度，两种溶质分别可以决定两种界面移动速度，在计算过程中需要保证两种溶质得到的界面移动速度相同，即
[0091]
vc＝v
cr
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(13)
[0092]
即，在一具体加热温度下，根据公式6至13即可确定一组界面平衡浓度。在一些实施方式中，具体的迭代计算流程如图4所示：
[0093]
1)设定界面处c、cr的浓度；
[0094]
2)根据步骤1)所设c、cr的浓度，分别计算由c和cr决定的界面速度；
[0095]
3)判断步骤2)计算所得两种界面速度是否相等；若不相等，返回步骤1)，重新设定的界面处c、cr的浓度；若相等，进行步骤4)；
[0096]
4)接受该界面平衡浓度，并输出界面速度。
[0097]
s4、根据步骤s1-s3所确定的模型，计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变过程，从而预测得到碳化物的大小。
[0098]
本发明通过第一步中利用元胞自动机和离散格点模型建立了大块碳化物溶解、扩散模型，计算此模型需要求解溶质的扩散系数以及它们的相界面浓度，进而，在第二步和第三步求解扩散系数和相界面浓度，得到扩散系数和相界面浓度后，将结果代入到第一步建立的模型中，进一步地，即可在第四步中，通过建立的模型计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变，从而预测碳化物大小的变化；该方法针对具有复杂形貌大块状碳化物的gcr15轴承钢，也可对其扩散过程中碳化物大小变化情况实现有效的预测。
[0099]
下面为采用本方法对轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的进行预测的具体验证过程以及所得结果的对比。
[0100]
实施例
[0101]
首先，对实验的gcr15轴承钢试样进行金相分析，测量试样初始状态的大块状碳化物大小；
[0102]
其次，将大块状碳化物大小输入到本技术大块状碳化物二维扩散过程模型中；
[0103]
最后，利用本技术方法，分别了计算大块状碳化物在(a)1150℃、(b)1175℃、(c)1200℃下，随着保温时间，其高温扩散过程中大小变化情况。
[0104]
对比例
[0105]
对gcr15轴承钢中大块状碳化物的溶解进行对比实验，其中，在加热炉上设置与实施例计算模型相同的温度和保温时间，让试样在加热炉中加热，加热完成后进行金相分析，
测量加热后轴承钢的大块状碳化物的大小。
[0106]
结果分析：
[0107]
实施例与对比例的对比结果如图5所示，图5(a)示出了gcr15轴承钢大块状碳化物在1150℃下保温中实施例与对比例所得结果对比图；图5(b)示出了gcr15轴承钢中大块状碳化物在1175℃下保温中实施例与对比例所得结果对比图；图5(c)示出了gcr15轴承钢中大块状碳化物在1200℃下保温中实施例与对比例所得结果对比图；其中，图5中的线表示采用实施例，在建立的模型中设置碳化物初始大小、保温温度以及保温时间算出来的碳化物面积，图5中的碳化物1、2分别表示采用对比例，在实验过程中实际测量的两块碳化物的面积。
[0108]
从图5可以看出，采用本方法进行预测所得结果与采用对比例实验所得结果变化趋势基本一致，但是存在一定的误差。存在误差的原因，经分析可能是由于三点造成的，首先，实际情况下碳化物的扩散是三维的，与二维情况下有所区别，导致预测结果产生了误差；其次，受限于计算能力的影响，计算单元尺寸设置的不够小，因此在金相图转换为模拟图形的过程中会有一定的误差，也会对后续的计算产生误差；最后，本模型中所采用的计算参数较多，各误差的叠加也增加了总体误差。虽然本方法的预测值与实验结果有一定的误差，但从工程应用的角度能够满足要求。
[0109]
以上仅为本技术的具体实施例而已，并不用于限制本技术，对于本领域的技术人员来说，本技术可以有各种更改和变化。凡在本技术的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本技术的保护范围之内。

技术特征：
1.一种gcr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法，其特征在于，包括以下步骤：s1、针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，结合元胞自动机模型和离散格点模型对大块碳化物的高温扩散过程进行二维模拟，建立大块状碳化物二维扩散过程模型；s2、确定钢内c和cr原子的扩散系数；s3、利用thermo-calc软件中的热力学平衡计算模块，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度；s4、根据步骤s1-s3所确定的模型，计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变过程，从而预测得到碳化物的大小。2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述步骤s1中，模拟过程中格点分为三种类型，即奥氏体相格点、渗碳体相格点和奥氏体与渗碳体相的界面格点，对于渗碳体和奥氏体的每一个相格点都用相的类型、c和cr元素的浓度这三个参数进行定义，界面格点用界面处奥氏体中的c和cr元素浓度、界面处渗碳体中的c和cr元素浓度以及界面相类型这五个参数来定义；对于相格点，设定渗碳体和奥氏体中c和cr元素的初始成分浓度；对于相格点，格点之间的扩散用如下菲克第一定律来计算：来计算：式中：1表示c元素，2表示cr元素；j为扩散通量；d为扩散系数，m2/s，其中d
11
和d
22
表示互扩散系数，d
12
和d
21
表示交扩散系数；x为扩散物质的体积浓度，kg/m3；x为扩散方向；以上公式中，c和cr元素在奥氏体中的扩散系数为未知参数；渗碳体的扩散过程由界面格点控制，其界面格点溶解的分数为：式中：f
n
为计算到第n步时界面格点的转变分数；v
i
和δt
i
分别为第i步计算的界面移动速度和时间步长，s；a为正方形格点的边长，m；其中：当f
n
≥1时，界面格点的状态转变为奥氏体格点；当f
n
≤1时，界面格点的状态未完成转变；当界面格点转变为奥氏体格点后，该奥氏体格点的溶质浓度为界面处奥氏体中的溶质浓度与其所有奥氏体相邻格点溶质浓度的算术平均值。3.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述步骤s2中，碳化物中cr元素的扩散速度为奥氏体中的1/40，碳元素的扩散系数为0：度为奥氏体中的1/40，碳元素的扩散系数为0：式中：和分别为cr元素在奥氏体和渗碳体中的扩散系数，为c元素在渗碳体中的扩散系数。
4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，所述步骤s3中，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度具体过程为：奥氏体和渗碳体中cr元素的平衡浓度与奥氏体中c元素的平衡浓度之间的关系为：浓度之间的关系为：式中：和分别为奥氏体与渗碳体界面处c、cr元素在奥氏体中的平衡摩尔浓度，为界面处渗碳体中cr元素的平衡摩尔浓度；a1，b1，a2，b2均为与温度拟合得到的参数，具体为：a1＝-0.00495exp(t/168.176)-0.96
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(8)b1＝1.689
×
10-4
exp(t/144.761)+0.0243
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(9)a2＝-8.234
×
10-5
t2+0.151t-81.657
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(10)b2＝5.68
×
10-4
exp(t/153.229)+0.46
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(11)进一步地，界面处由于界面移动而溶解的溶质需要满足质量守恒，即：式中：下标i表示溶质c或者cr；j
iγ
和j
iθ
分别为界面格点流向相邻的奥氏体和渗碳体的格点的溶质i的流量，mol
·
m-2
·
s-1
，∑j表示所有与目标界面格点流向相邻格点的流量之和；其中，v
c
＝v
cr
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(13)即，在一具体加热温度下，根据公式6至13即可确定一组界面平衡浓度。5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述步骤s1中，c和cr元素的初始成分浓度通过电子探针衍射实验测得。6.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，所述确定界面平衡浓度的具体步骤为：1)设定界面处c、cr的浓度；2)根据步骤1)所设c、cr的浓度，分别计算由c和cr决定的界面速度；3)判断步骤2)计算所得两种界面速度是否相等；若不相等，返回步骤1)，重新设定的界面处c、cr的浓度；若相等，则进行步骤4)；4)接受该界面平衡浓度，并输出界面速度。

技术总结
一种GCr15轴承钢高温扩散过程中大块碳化物大小的预测方法，包括：S1、针对复杂形貌大块状碳化物的溶解过程，结合元胞自动机模型和离散格点模型对大块碳化物的高温扩散过程进行二维模拟，建立大块状碳化物二维扩散过程模型；S2、确定GCr15轴承钢内C和Cr原子的扩散系数；S3、利用Thermo-Calc软件中的热力学平衡计算模块，计算渗碳体和奥氏体相界面的平衡浓度；S4、根据步骤S1-S3所确定的模型，计算在不同加热温度和保温时间下渗碳体相向奥氏体相的转变过程，从而预测得到碳化物的大小。该方法对具有复杂形貌的大块状碳化物的溶解过程有较高的预测精度，为调整和优化轴承钢加热工艺提供了坚实的数据基础。艺提供了坚实的数据基础。艺提供了坚实的数据基础。


技术研发人员：蒋国强 邱雄文 孙应军 周小兵 陈建洲 冯富友 李学保 张浩 陈建荣 莫杰辉 潘泽林 唐威 杨洁 石秋生 卢雪霞
受保护的技术使用者：宝武杰富意特殊钢有限公司
技术研发日：2021.12.02
技术公布日：2022/3/8