王中琳, 李 权, 龚志华, 包汉生, 雍 兮,3
(1. 内蒙古科技大学 材料与冶金学院, 内蒙古 包头 014010;2. 钢铁研究总院有限公司 特殊钢研究院, 北京 100081;3. 中国钢研科技集团有限公司 数字化研发中心, 北京 100081)
丝杠是驱动机构的重要组成部分,要求其应具有良好的耐磨性能,较高的强度与硬度,并且能够承受较大的冲击载荷。目前丝杠选材多为沉淀硬化马氏体不锈钢,通过制定合理的热处理制度,使材料具有良好的强度及塑韧性。在实际热处理过程中,不能实时测定工件不同时刻、位置的温度分布,但在制定热处理工艺时,加热过程需考虑工件在热处理炉中表面与心部的温度均一时间(以下简称透保时间),温度均一后才开始计算保温时间,透保时间对加热过程具有重要意义,时间过短,工件心部与表面温度不均匀,时间过长,会造成晶粒长大等热处理缺陷,因此在热处理过程中,准确确定透保时间就显得尤为重要。透保时间的选择通常根据工件的尺寸形状进行经验性预估,并没有一个合理判断温度的体系,这就为热处理工艺的制定增加了困难,因此需要一种合理制定透保时间的方法来精确保温时间。
随着计算机数值模拟技术的发展,有限元模拟被应用于热处理过程仿真[1-3]。运用有限元方法可以得到热处理过程中任意位置及时间的温度分布和组织分布,能够实现对加热、冷却过程工件内部温度场的精确模拟。葛光男等[4]使用DEFROM软件对06Cr13Ni4Mo不锈钢正火、回火加热及冷却过程的温度场进行计算,并试验验证了计算结果的准确性;Li等[5]利用数值模拟分析了新型冷作模具钢SDC99的深冷处理过程温度变化规律,并通过深冷处理温度快速测量装置验证了模拟结果的准确性。本文应用有限元软件ANSYS对不同尺寸的丝杠圆棒进行热处理加热、深冷过程的温度场模拟,研究工件尺寸对温度场的影响,并试验验证冷处理后的组织变化,为合理制定热处理制度提供指导作用。
1.1 温度场
在热处理的过程中,工件内部热传导可以用傅里叶导热微分方程来描述,若将材料的热物性参数ρ、λ、Cp在直角坐标系x、y、z方向上视为各向同性,则在考虑相变情况下的瞬态非线性热传导微分方程为[6]:
(1)
式中:ρ为材料本身的密度,kg/m3;λ为导热系数,W/(m·K);Cp为比热容,J/(kg·K);Q为相变过程中吸收或者放出的热量, W/m2;x、y、z为方向坐标;T为温度,K;t为时间,s。
由于在热处理的过程中,材料会在特定的温度发生固态相变,不同的相具有不同的热焓值,所以在相变的过程中会伴随着潜热的释放与吸收进而影响整个工件的温度场,因此相变潜热在热处理温度场分析时是一种不可忽略的因素,其计算公式为:
(2)
式中:ΔH为相变焓,Δv是指在Δt时间内相的转变体积。在求解瞬态温度场时,需要设定初始条件及边界条件,初始条件是工件初始的温度分布情况,本研究假设工件各部分初始温度均匀,即:
T(x,y,z,t)|t=0=T0(x,y,z)
(3)
工件在热处理炉中加热及在淬火介质冷却的过程中,高温空气及淬火介质不但会与工件表面进行对流换热,而且还会进行辐射换热,故采用第三类边界条件[7],即:
=He(Tw-Ts)+Hs(Tw-Ts)
=H(Tw-Ts)
(4)
1.2 组织场
钢在热处理加热或冷却时会发生组织转变,而转变量的大小会影响整个工件的温度场。热处理相变量的计算分为两种模型,一种是扩散型,另一种为切变型。对于扩散型相变,转变量计算公式采用Avrami方程:
v=1-exp(-btn)
(5)
式中:v为相变体积分数;b和n分别为与温度有关的相变动力学参数,可通过TTT图中转变量与时间的关系求出在具体温度下的相应值;t为保温时间。
对于切变型相变,如马氏体相变,转变量公式采用K-M方程[8]:
v=1-exp[-α(Ms-T)]
(6)
式中:T为当前温度;Ms为马氏体转变的开始温度;α为相变动力学参数。
热处理材料为沉淀硬化型马氏体不锈钢1Cr15Ni4Mo2CuN,具体化学成分(质量分数,%)为0.10～0.15C、≤0.50Si、≤1.00Mn、14.6～16.5Cr、3.00～4.00Ni、1.50～2.50Mo、0.10～0.12N、1.30～1.50Cu。为了防止丝杠工件在热处理过程中产生弯曲变形,故采用井式炉悬挂加热,具体的热处理工艺为淬火(1070 ℃×1 h,油冷)+深冷处理(-196 ℃×2 h)+回火(470 ℃×3 h,空冷)。
3.1 几何模型
根据实际工件的尺寸形状,在ANSYS自带建模工具中分别建立了直径为φ40、φ45、φ50 mm,长度为1700 mm的几何模型。因为工件为圆棒,故采用六面体扫掠网格形式对几何模型进行网格划分,划分节点及单元数分别为148 090和138 000个,几何模型及划分网格结果如图1所示。
图1 工件几何模型及网格划分示意图
3.2 热物性参数
从温度场理论模型中可以看出,材料内部热传导主要与材料本身的热物性能参数有关,其中包括密度ρ、导热系数λ及比热容Cp,而导热系数λ对材料内部的热传导过程影响最显著。材料的热物性能参数可以通过热力学软件JMatpro进行计算,其计算结果的准确性已得到众多试验验证[9]。表1为通过JMatpro软件计算所得1Cr15Ni4Mo2CuN钢的各项热物性能参数。
表1 JMatpro计算所得1Cr15Ni4Mo2CuN钢的热物性能参数
为了确定组织转变量计算公式中的相变动力学参数,运用JMatpro计算了1Cr15Ni4Mo2CuN钢的TTT曲线,如图2所示。利用低温热膨胀仪测得1Cr15Ni4Mo2CuN钢在1070 ℃淬火后的Ms点为-14.6 ℃,Mf点为-80.4 ℃。根据TTT曲线及Ms点的值可确定公式(5)中的b、n值及公式(6)中的α值。
图2 JMatpro计算所得1Cr15Ni4Mo2CuN钢的TTT曲线
3.3 换热系数
采用有限元软件进行热处理温度场分析时,准确的表面换热系数决定了模拟结果的准确性,而换热系数与介质种类、介质温度、工件的几何尺寸、温度、物理特性相关,本文依据工件的实际热处理工艺及相关文献资料[10-13],确定在不同热处理工序下的综合换热系数如图3所示。
图3 1Cr15Ni4Mo2CuN钢不同热处理过程的综合换热系数[10-13]
该丝杠工件在进行热处理时,只有淬火加热及深冷处理时存在透保时间的选择,因此本文仅分析了淬火加热及深冷处理过程中的温度分布规律,确定淬火加热及深冷处理时的透保时间。分别以圆柱形丝杠的轴向截面及径向截面作为研究对象,根据其几何对称性选取轴向等间距(170 mm)的5个特征截面Ai(i=1, 2, 3, 4, 5)上径向等间距(5 mm)分布的5个特征点Pij(j=1, 2, 3, 4, 5)进行温度场分析,如图4所示,其中A1面为工件外端面,A5面为工件几何对称中心截面,Pi1位于截面Ai的中心,Pi5位于截面Ai的边缘。
图4 特征点及特征截面选取示意图
4.1 淬火加热温度场
图5为φ40 mm工件在1070 ℃加热过程中的整体温度变化。从图5可以看出,在加热过程中,工件各部分升温速度不同,圆柱形工件的外端面边缘由于与高温空气接触面积最大、厚度最薄,所以加热升温速度最快,在加热54 s后其温度达到了222.8 ℃,而对于整个工件的几何中心点,最低温度仅为145.5 ℃。这种由于工件尺寸因素造成的不同部位温差较大会产生加热不均匀的热应力,容易造成工件发生弯曲变形,而丝杠工件对弯曲度要求非常高,因此工业上采用井式炉悬挂方式进行加热,减小热应力及消除重力作用产生的弯曲问题。
图5 φ40 mm工件1070 ℃加热过程中的温度分布
图6为φ40 mm工件在1070 ℃加热过程中外端面边缘P15点和几何中心P51点的温度随时间变化曲线。由图6可以看出,两点间的温度变化趋势大体相同,在加热初期,工件的升温速率快,这是由于工件刚放入热处理炉中时,表面温度与加热环境温度梯度大,换热速率快,工件在短时间内就可达到较高温度,P15点在400 s时温度达到了953.2 ℃,而在工件温度将要接近加热设定温度时(与目标温度相差100 ℃),工件的升温速率急剧降低,直至1100 s,整个工件温度才到达加热设定的1070 ℃。但在加热时工件表面与工件心部产生较大的温差,这种温差会随着加热的进行先快速增大而后逐渐减小,在324 s时达到最大温差,为137 ℃,在900 s时温差仅为3 ℃,最终达到内外温度均匀,产生这种现象的原因是加热初期工件表面与加热环境温差大,表面吸热的速度比表面向工件内部传热的速度快,造成工件表面与心部的温差较大,但随着加热的进行,工件表面与加热环境温差逐渐降低,表面吸热速度逐渐变慢,而表面向内部传递的热量的速度依然较快,致使内外温差越来越小。根据P51点的温度变化曲线可以得出,工件在1070 ℃加热时的透保时间为1100 s,内外温差相差0.5 ℃,与实际生产过程中加热时的到温时间1200 s误差较小,证明采用该模型制定透保时间的可靠性,可据此制定其它尺寸丝杠工件的热处理透保时间。
图7为不同尺寸的丝杠工件在1070 ℃加热过程中几何中心P51点的温度变化曲线。从图7可以看出,不同直径工件P51点的温度变化趋势基本一致。在加热初期,由于直径φ50 mm工件较厚,心部温度上升速度较慢,故其温度较低,而随着加热的继续进行,3种尺寸的工件温度不断接近。最终φ45 mm和φ50 mm工件在1070 ℃加热时的透保时间分别为1294 s和1446 s。
图7 不同尺寸工件P51点1070 ℃加热过程的温度变化曲线
4.2 深冷处理温度场
为了研究丝杠在液氮中深冷处理时的温度变化规律及组织转变,对丝杠在-196 ℃下深冷处理过程进行温度场模拟。图8为φ40 mm工件A5面在液氮中冷却时的温度分布,可以看出,A5面径向存在温度差,深冷34 s 时截面大部分区域的温度为-25.98～-33.76 ℃,外缘温度最低为-36.35 ℃,中心温度最高为-15.60 ℃。随着深冷过程的进行,截面外缘和中心的温度差先快速增大后逐渐减小,在深冷79 s时温差达到62.4 ℃,138 s时温差仅为7.2 ℃,1200 s时整个A5截面温度分布已经较为均匀,温差较小。
图8 φ40 mm工件-196 ℃深冷时A5面的温度分布
图9为φ40 mm工件在-196 ℃下深冷处理时P15点及P51点的温度变化曲线及冷却速率曲线,可以看出,两点的温度变化趋势相同,但不同时刻的温度变化幅度大不相同。工件在液氮中冷却可分为3个换热阶段:膜沸腾、核沸腾和对流换热。当工件刚放入液氮中时,表面被一层连续的液氮气体膜覆盖,气体膜将工件与液氮隔开,降低了换热速率,造成温度下降较慢,但由于工件表面积较小,沸腾剧烈,温度很快到达临界温度之下,故膜沸腾阶段时间很短(约30 s),工件心部没有出现冷却速率下降的现象,此阶段冷却速率较低,表面P15点冷却速率为1.07 ℃/s,心部P51点冷却速率为0.5 ℃/s。随后工件表面沸腾膜破裂,工件直接与液氮接触,进入核沸腾阶段,该阶段冷却速率急剧增大,温度剧烈下降,表面P15点最大冷却速率为3.96 ℃/s,在深冷22 s时的温度已经达到Ms点以下,理论上此时的残留奥氏体已经具备向马氏体转变的热力学条件,当深冷79 s时,心部P51点温度(-90 ℃) 已经低于Mf点温度,此时整个工件均可以发生残留奥氏体向马氏体转变。最后,工件温度低于液氮沸点,开始进入自然对流换热阶段,该阶段工件与液氮换热较慢,冷却速率非常小,温度降低缓慢,从-169 ℃降至-193 ℃用时1000 s,工件表面与内部温差也逐渐减小,最终达到液氮温度-196 ℃。
图9 φ40 mm工件P15和P51点-196 ℃深冷时的温度(a)和冷却速率(b)变化曲线
为了验证深冷处理温度场模拟的准确性,根据有限元温度场模拟结果对φ40 mm工件进行不同时间的深冷处理,对比不同深冷时间下残留奥氏体的变化,所取特征时间分别为未深冷处理的淬火态(0 s),工件整体温度刚低于Mf点的79 s,工件整体温度接近液氮温度的1800 s及目前该材料深冷工艺所采用的7200 s。表2为具体深冷处理时间对应的模拟计算温度,可见1800 s后工件的温度变化较小。
表2 不同深冷时间下φ 40 mm工件的温度计算值
对4种深冷处理时间的φ40 mm工件取样后进行机械研磨抛光,经5 g CuCl2+40 mL HCl+30 mL H2O+25 mL酒精腐蚀20 s后,用Leica MEF-4M光学显微镜观察其显微组织,如图10所示。从图10可以看出,工件的主要组织为板条状马氏体及灰白色块状残留奥氏体。由于该材料含有较多的奥氏体形成元素Ni、Cu,并且淬火加热温度较高,使较多的合金元素在淬火加热时固溶到基体中,增加了奥氏体的稳定性,在快速冷却的过程中一部分奥氏体未发生马氏体转变被保留下来,马氏体转变的不完全性在高合金钢中为一种普遍现象[14]。淬火态工件中含有较多的灰白色块状残留奥氏体,经79 s深冷处理后残留奥氏体含量有所降低,继续延长深冷时间,组织中已基本观察不到残留奥氏体。
为了准确确定不同深冷时间下工件中残留奥氏体的含量,先用D8 ADVANCE X射线衍射仪(Co靶),在管电流40 mA,管电压35 kV,扫描速度2°/min条件下测试出不同深冷时间的φ40 mm工件的XRD图谱,再根据文献[15]中残留奥氏体体积分数的分析方法确定残留奥氏体的体积分数,然后用TH300洛氏硬度计测试工件的硬度,结果如图11和图12所示。可以看出,淬火态工件中残留奥氏体含量为6.33%,深冷处理后残留奥氏体含量明显降低,硬度升高,深冷79 s时,残留奥氏体含量为2.5%,大量残留奥氏体已经转变为马氏体。深冷时间继续延长,残留奥氏体继续向马氏体转变,但转变量明显降低,深冷1800 s、7200 s后残留奥氏体含量分别为1.09%、0.91%,变化较小。马氏体相变是一种无扩散型相变,Ms点为奥氏体向马氏体的开始温度,当温度低于Ms点时,两相的自由能差成为相变的驱动力,奥氏体会向马氏体转变,但两相的界面能及相变过程中的体积应变能成为相变的阻力,因此继续发生残留奥氏体向马氏体转变需要提高过冷度,所以虽然深冷79 s时工件整体温度已经低于Mf点,但是由于继续延长深冷时间,工件温度继续降低,过冷度增大导致残留奥氏体继续转变为马氏体。而1800 s后,工件温度不再降低,继续延长深冷时间残留奥氏体含量变化较小,说明在深冷处理的过程中,残留奥氏体向马氏体转变对温度更敏感,对保温时间不敏感,实际生产工艺中深冷处理的透保时间宜取1800 s,在此基础上适当延长深冷时间,使残留奥氏体向马氏体转变较完全,可提高力学性能及组织稳定性,并缩短原深冷工艺的生产周期,降低成本。
图11 不同深冷处理时间下φ40 mm工件的XRD图谱
图12 不同深冷处理时间下φ40 mm工件残留奥氏体体积分数及硬度
1) 1Cr15Ni4Mo2CuN钢φ40 mm×1700 mm丝杠工件在模拟1070 ℃加热过程中的最高温度分布在圆柱形外端面边缘,最低温度位于工件的几何中心,加热初始阶段温差较大,最大温差为137 ℃,透保时间为1100 s,而φ45 mm和φ50 mm工件在1070 ℃加热时的透保时间分别为1294 s和1446 s。
2)φ40 mm×1700 mm工件深冷处理前期工件温度变化剧烈,表面最大冷却速率为3.96 ℃/s,深冷79 s 时整个工件温度即到达Mf点温度,1200 s时温度分布较为均匀。
3) 1Cr15Ni4Mo2CuN钢淬火后存在残留奥氏体,在深冷处理的过程中发生残留奥氏体向马氏体转变,深冷79 s时,大量残留奥氏体转变为马氏体,硬度明显升高,深冷1800 s后,继续延长深冷时间,残留奥氏体含量和硬度变化不明显。
猜你喜欢深冷冷处理丝杠变参数对深冷烟气脱硫效果的影响上海理工大学学报(2020年2期)2020-05-30滚珠丝杠的热力耦合作用仿真制造技术与机床(2019年11期)2019-12-04深冷处理对CuCoBeZr合金电极点焊性能的影响大连交通大学学报(2018年6期)2019-01-03天然气深冷装置双级膨胀与单级膨胀制冷工艺对比分析化工管理(2017年12期)2017-05-12偏心度对C型环淬火和深冷处理组织和应力演变影响的数值研究上海金属(2016年3期)2016-11-23深冷股份业绩“蹦极”有预兆证券市场周刊(2016年35期)2016-09-19滚珠丝杠的四轴加工深圳职业技术学院学报(2015年5期)2015-11-30铝合金深冷处理现状研究焊接(2015年4期)2015-07-18深冷处理对8OCr9Mo2 钢组织的影响研究上海金属(2014年5期)2014-12-20精密滚珠丝杠副伺服加载试验台设计机械制造与自动化(2014年1期)2014-03-01