42CrMo鋼制動(dòng)蹄支銷(xiāo)淬火的數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究

吳玉逢，崔亞男，葛文超，侯曉楠，孫就雷

(泰安航天特種車(chē)有限公司，山東 泰安 271000)

制動(dòng)蹄支銷(xiāo)是車(chē)輛制動(dòng)系統(tǒng)中的重要零件之一，其性能影響著汽車(chē)行駛的安全性和平順性。某車(chē)型制動(dòng)蹄支銷(xiāo)材料為42CrMo鋼，尺寸結(jié)構(gòu)如圖1所示，在一端近端面處有定位卡槽。淬火時(shí)，在卡槽根部會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，易發(fā)生淬火開(kāi)裂。

圖1 制動(dòng)蹄支銷(xiāo)Fig.1 Brake shoe support pin

亞溫淬火是亞共析鋼在略低于Ac3溫度下奧氏體化后淬火，可提高韌度，降低韌脆轉(zhuǎn)變溫度，并可消除回火脆性。45鋼、40Cr、30CrMo、60Si2等在Ac3以下5～10 ℃加熱后，可獲得滿意的效果，同時(shí)由于淬火溫度的降低，鋼的淬裂傾向大大減小[1]。對(duì)于42CrMo鋼制動(dòng)蹄支銷(xiāo)也可考慮采用亞溫淬火的方法來(lái)降低淬火開(kāi)裂傾向。

上個(gè)世紀(jì)70年代開(kāi)始，熱處理的各種理論模型、模擬方法及軟件不斷涌現(xiàn)。1975 年T. Inoue等[2]提出了淬火過(guò)程中溫度、組織轉(zhuǎn)變和力學(xué)行為相互作用的理論模型。1992年T. Inoue等[3]首次開(kāi)發(fā)了熱處理專(zhuān)用模擬軟件HEARTS。馮曉丹[4]利用ANSYS模擬了T8鋼、45鋼淬火過(guò)程。孫劍亭[5]利用DEFORM模擬了40Cr鋼軸類(lèi)試樣淬火過(guò)程，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可靠性。林繼輝等[6]利用COSMAP計(jì)算了40Cr鋼的端淬過(guò)程溫度場(chǎng)、組織場(chǎng)和硬度分布。袁美玲等[7]利用DEFORM模擬了42CrMo鋼的淬火過(guò)程。潘偉平等[8]利用DEFORM模擬了42CrMo+Ni軸類(lèi)鍛件的淬火過(guò)程。劉杰等[9]利用ABAQUS模擬了42CrMo鋼船用曲拐加熱和淬火過(guò)程，分析了加熱和淬火過(guò)程工件的溫度變化和組織分布。

本文使用有限元軟件模擬了42CrMo制動(dòng)蹄支銷(xiāo)不同加熱溫度下的淬火過(guò)程，分析了淬火加熱溫度對(duì)試樣組織、硬度、應(yīng)力應(yīng)變及溫度場(chǎng)的變化影響，并對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 熱處理數(shù)值模擬理論和方法

1.1 多場(chǎng)耦合理論

熱處理的數(shù)值模擬大多建立在連續(xù)體的傳熱、擴(kuò)散、非彈性、電磁場(chǎng)和相變動(dòng)力學(xué)方程上的力學(xué)理論和考慮了各種方程之間相互作用的多場(chǎng)耦合理論[10]。多場(chǎng)耦合及各種方程的關(guān)系如圖2所示。

圖2 熱處理的多場(chǎng)耦合關(guān)系Fig.2 Multi-field coupling of heat treatment

1.2 溫度場(chǎng)模擬

熱傳導(dǎo)決定了溫度的分布情況，熱傳導(dǎo)的控制方程基本上是以能量守恒定律和傅立葉定律為基本定律而導(dǎo)出的。對(duì)于內(nèi)部具有熱源、軸對(duì)稱(chēng)且物體溫度隨時(shí)間而變的非穩(wěn)態(tài)問(wèn)題，本文假設(shè)物體導(dǎo)熱系數(shù)各向同性且與溫度無(wú)關(guān)，根據(jù)傅立葉定律和能量守恒原則，可推導(dǎo)出物體內(nèi)部溫度場(chǎng)的非穩(wěn)態(tài)傳熱方程為：

(1)

式中：λ為材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；T為溫度，℃；τ為總冷卻時(shí)間，s；qv為相變潛熱,W/m3；ρ為材料密度，kg/m3；cp為材料定壓比熱容，J/(kg·℃)。

初始條件就是淬火過(guò)程中初始的溫度場(chǎng)。本文假定工件浸入冷卻介質(zhì)之前的整個(gè)加熱過(guò)程是均勻的，工件內(nèi)部溫度分布是均勻一致的，即初始的溫度場(chǎng)是均勻的，均為淬火加熱溫度，初始應(yīng)力是0。

在淬火過(guò)程中，工件的加熱及冷卻都有著非常復(fù)雜的熱交換，如加熱有輻射、接觸、對(duì)流方式等，冷卻也分蒸汽膜、沸騰、對(duì)流階段等，因此邊界條件是求解溫度場(chǎng)的重要條件，直接影響計(jì)算精度。淬火冷卻屬于牛頓對(duì)流邊界條件，應(yīng)當(dāng)采用綜合換熱的條件，具體表達(dá)式為：

(2)

式中：HK為對(duì)流換熱系數(shù)；HS為輻射換熱系數(shù)；TW為工件表面溫度；TC為介質(zhì)溫度。

(3)

式中：σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù),其值為5.67×10-8W/(m2·K4)；ε表示工件表面輻射率。

1.3 組織場(chǎng)模擬

淬火冷卻時(shí)主要發(fā)生擴(kuò)散型相變和非擴(kuò)散型相變兩種形式，分別對(duì)應(yīng)不同的動(dòng)力學(xué)模型。

珠光體轉(zhuǎn)變屬于擴(kuò)散型相變，從轉(zhuǎn)變開(kāi)始到結(jié)束是一個(gè)孕育-形核-長(zhǎng)大的過(guò)程。對(duì)此，Johnson-Mehl-Avrami等提出了該過(guò)程的轉(zhuǎn)變動(dòng)力學(xué)方程來(lái)計(jì)算形變量，表達(dá)式為：

V=1-exp(-btn)

(4)

式中：V表示組織轉(zhuǎn)變量大?。籦、n指新相的形核長(zhǎng)大系數(shù)，一般是常數(shù)；t為轉(zhuǎn)變過(guò)程的等溫時(shí)間，s。

馬氏體相變屬于非擴(kuò)散型相變，是僅與溫度有關(guān)系的轉(zhuǎn)變過(guò)程，溫度越低，轉(zhuǎn)變量越大。在計(jì)算該類(lèi)轉(zhuǎn)變時(shí)一般會(huì)使用Koistinen和Marburger研究的關(guān)系式為：

V=1-exp[-α(MS-T)]

(5)

式中：V代表轉(zhuǎn)變量；MS為馬氏體開(kāi)始轉(zhuǎn)變溫度，℃)；T指溫度，℃；α是馬氏體轉(zhuǎn)變速率常數(shù)，與鋼的成分有關(guān)。

1.4 應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)模擬

淬火過(guò)程不受外力作用，內(nèi)應(yīng)力主要為溫度變化產(chǎn)生的熱應(yīng)力和組織轉(zhuǎn)變時(shí)由于各相體積不同產(chǎn)生的組織應(yīng)力。淬火過(guò)程是屬于一種熱彈塑性、高度復(fù)雜的非線性問(wèn)題，熱彈塑性問(wèn)題的求解是應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)模擬的重要內(nèi)容，前提有以下幾點(diǎn)假設(shè)：材料的彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、溫度應(yīng)變等是可分的；材料的體積是不變的；材料服從塑性流動(dòng)法則；材料服從Levy-Mises(萊維-米塞斯)屈服準(zhǔn)則。

彈塑性問(wèn)題控制方程有幾何運(yùn)動(dòng)方程、彈塑性本構(gòu)方程和平衡方程。對(duì)于彈塑性問(wèn)題，平衡方程和幾何運(yùn)動(dòng)方程在上述假定條件下與彈性情況相同。

1.5 硬度求解

計(jì)算工件淬火后的硬度公式為：

(6)

式中:HVE為試樣的顯微硬度；fi為各相的百分含量；(HV)i為各相的顯微硬度。其中各相的顯微硬度可借助以下硬度公式：

(HV)M=127+949ωC+27ωsi+11ωMn+8ωNi+116ωCr+21lgVM

(7)

(HV)B=-323+185ωC+330ωsi+153ωMn+65ωNi+144ωCr+191ωMo+
lgVB(89+53ωC-55ωsi-22ωMn-10ωNi-20ωCr-33ωMo)

(8)

(HV)F-P=42+223ωC+53ωsi+30ωMn+12.6ωNi+7ωCr+19ωMo+lgVF-P(10-19ωsi+4ωNi+8ωCr+130ωV)

(9)

式中：(HV)M為馬氏體的硬度；(HV)B為貝氏體的硬度；(HV)F-P為鐵素體/珠光體的硬度；ω為各成分的質(zhì)量百分?jǐn)?shù)。

2 淬火模型的建立

本文利用有限元軟件中的Heat-Treatment專(zhuān)用模塊進(jìn)行淬火過(guò)程的模擬分析，包括幾何模型的網(wǎng)格劃分、材料定義、工件初始化設(shè)置、邊界條件設(shè)置、淬火工序設(shè)置等步驟。

2.1 網(wǎng)格劃分

為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，對(duì)定位卡槽端進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化，幾何模型的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示。

圖3 試樣的網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh of specimen

2.2 材料定義

材料基本性能參數(shù)的確定對(duì)于準(zhǔn)確模擬熱處理過(guò)程十分重要，材料的基本性能參數(shù)主要包括熱物性參數(shù)、機(jī)械性能參數(shù)、相轉(zhuǎn)變曲線等。本文使用JMatPro軟件根據(jù)42CrMo試樣的化學(xué)成分(如表1所示)計(jì)算得出，并將計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入模擬軟件。

表1 42CrMo化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition of 42CrMo (mass fraction, %)

2.3 初始條件與邊界條件

淬火冷卻之前的加熱保溫是完成相的轉(zhuǎn)變并使之均勻，不同加熱溫度下的初始條件分別為：

1)加熱溫度770 ℃，經(jīng)JMatPro軟件分析，奧氏體占比79.65%，鐵素體占比20.35%，初始應(yīng)力為0；

2)加熱溫度840 ℃，完全奧氏體化，初始應(yīng)力為0；

3)加熱溫度880 ℃，完全奧氏體化，初始應(yīng)力為0。

工件在淬火冷卻中的邊界條件為牛頓對(duì)流邊界條件，要用到淬火油與試樣之間的換熱系數(shù)，如圖4所示。

圖4 42CrMo鋼與淬火油之間的換熱系數(shù)[11]Fig.4 Heat transfer coefficient between 42CrMo steel and quenching oil

3 模擬結(jié)果分析

為了使觀察更加形象具體，沿試樣軸向?qū)ΨQ(chēng)剖切面從整個(gè)截面的中心到定位卡槽底部夾角處的距離上均勻選取五個(gè)追蹤點(diǎn)，編號(hào)為P1、P2、P3、P4、P5，如圖5所示。

圖5 追蹤點(diǎn)分布示意圖Fig.5 The tracing points distribution diagram

3.1 溫度場(chǎng)

圖6為840 ℃淬火冷卻時(shí)試樣的溫度分布及各追蹤點(diǎn)的溫度變化曲線。可以看出試樣溫度先從表面開(kāi)始降低，由外向內(nèi)，直至溫度整體降至油溫；試樣內(nèi)外溫差先增大后減少；定位卡槽處的冷卻速度顯著快于其他點(diǎn)。770 ℃和880 ℃下模擬結(jié)果也具有相同的特征。

3.2 應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)

圖7為770、840和880 ℃淬火冷卻時(shí)各點(diǎn)的應(yīng)力變化情況，可以看出：

1)不同部位淬火內(nèi)應(yīng)力大致先增大后減少，具有一個(gè)峰值，待冷卻完成后趨于穩(wěn)定，不同部位的內(nèi)應(yīng)力峰值數(shù)值不同，且峰值出現(xiàn)的時(shí)間也不同；

(a)試樣溫度分布，冷卻5.2 s；(b)追蹤點(diǎn)溫度變化圖6 840 ℃淬火冷卻溫度變化(a) sample temperature distribution, cooling 5.2 s; (b)temperature change of tracing pointsFig.6 Temperature change of quenching at 840 ℃ and cooling

(a)770 ℃;(b)840 ℃;(c)880 ℃圖7 淬火冷卻追蹤點(diǎn)應(yīng)力變化Fig.7 Stress change of tracing points after quenched cooling

2)880 ℃淬火冷卻時(shí)，瞬時(shí)內(nèi)應(yīng)力最大值位于定位卡槽底部靠工件內(nèi)側(cè)的夾角處，約為1286 MPa；840 ℃淬火冷卻時(shí)，瞬時(shí)內(nèi)應(yīng)力最大值分布在定位卡槽底部靠工件內(nèi)側(cè)的夾角附近區(qū)域，約1254 MPa；770 ℃淬火冷卻時(shí)，瞬時(shí)內(nèi)應(yīng)力最大值分布在距定位卡槽底部夾角相對(duì)較遠(yuǎn)的區(qū)域，約1053 MPa。

3)淬火冷卻完成后殘余應(yīng)力和應(yīng)變最大值均位于定位卡槽底部夾角處，其值均隨著淬火加熱溫度的升高而增大。

3.3 相變場(chǎng)

圖8為不同加熱溫度下淬火冷卻后馬氏體分布情況?？梢钥闯觯?80 ℃淬火時(shí)，試樣表面和芯部的馬氏體含量均達(dá)到99%以上；840 ℃淬火時(shí)，試樣表面馬氏體含量達(dá)到99%以上，芯部馬氏體含量在95%以上，最終轉(zhuǎn)變組織為馬氏體+少量貝氏體+極少量殘余奧氏體，芯部出現(xiàn)少量貝氏體；770 ℃淬火時(shí)，試樣表面馬氏體含量為78%左右，芯部馬氏體含量為63%左右，最終轉(zhuǎn)變組織為馬氏體+部分貝氏體+未溶鐵素體+極少量殘余奧氏體，加熱保溫時(shí)未溶鐵素體保留到淬火冷卻后，心部出現(xiàn)部分貝氏體。所有試樣定位卡槽處奧氏體基本全部轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。

(a)770 ℃，冷卻600 s；(b)840 ℃，冷卻600 s；(c)880 ℃，冷卻600 s圖8 不同加熱溫度下淬火冷卻后的馬氏體分布(a)770 ℃，cooling 600 s；(b)840 ℃，cooling 600 s；(c)880 ℃，cooling 600 sFig.8 Martensite distribution after quenched cooling at different heating temperatures

3.4 硬度場(chǎng)

在實(shí)際熱處理生產(chǎn)中，硬度一般是衡量熱處理質(zhì)量的首要指標(biāo)，淬火硬度還直接決定后續(xù)回火工藝的制定。圖9為不同加熱溫度下淬火冷卻后硬度分布情況，將維氏硬度換算成洛氏硬度，可以看出：770 ℃淬火冷卻后，試樣表面硬度為52.6 HRC，內(nèi)、外部相差約2 HRC；840 ℃和880 ℃淬火冷卻后，試樣表面硬度均為57.6 HRC左右，內(nèi)、外部硬度幾乎一致；隨著淬火加熱溫度的升高，試樣硬度有所升高。

(a)770 ℃，冷卻600 s；(b)840 ℃，冷卻600 s；(c)880 ℃，冷卻600 s圖9 不同加熱溫度下淬火冷卻后的硬度分布(a)770 ℃，cooling 600 s；(b)840 ℃，cooling 600 s；(c)880 ℃，cooling 600 sFig.9 Hardness distribution after quenched cooling at different heating temperatures

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

淬火加熱溫度分別為770、840和880 ℃，淬火保溫時(shí)間均為90 min，淬火冷卻介質(zhì)均使用PR-L19H快速淬火油。檢測(cè)了試驗(yàn)件的淬火硬度、淬火態(tài)組織及回火后的力學(xué)性能。

4.1 硬度試驗(yàn)

試驗(yàn)件淬火硬度的檢測(cè)結(jié)果如表2所示，淬火硬度實(shí)測(cè)值略低于模擬值；但隨加熱溫度的升高試驗(yàn)件硬度增大的趨勢(shì)與模擬結(jié)果相吻合。

表2 不同加熱溫度下試樣的淬火硬度/HRCTable 2 The quenching hardness of samples at differentheating temperatures /HRC

4.2 金相試驗(yàn)

不同加熱溫度下淬火試樣的金相組織如圖10所示。770 ℃淬火試樣組織為馬氏體+鐵素體+極少量殘余奧氏體，馬氏體等級(jí)為1級(jí)，均勻分布，呈塊狀。該試樣加熱溫度低，導(dǎo)致原始組織中的鐵素體未完全轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，淬火冷卻后保留在組織中，呈現(xiàn)為塊狀鐵素體，占比20%，塊狀鐵素體存在會(huì)導(dǎo)致工件硬度降低。840 ℃淬火試樣組織為均勻的馬氏體組織+極少量殘余奧氏體，馬氏體等級(jí)為3級(jí)，呈細(xì)針狀。880 ℃淬火試樣組織為均勻的馬氏體組織+極少量殘余奧氏體，馬氏體等級(jí)為5級(jí)，呈細(xì)針狀。金相組織的實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬結(jié)果基本一致，由于取樣位置的限制導(dǎo)致未觀測(cè)到明顯的貝氏體組織。

4.3 力學(xué)性能試驗(yàn)

為保證回火硬度達(dá)到30～35 HRC的技術(shù)要求，對(duì)于770 ℃淬火試樣采用570 ℃回火，840和880 ℃淬火試樣采用580 ℃回火，回火保溫時(shí)間均為2 h，回火冷卻介質(zhì)均采用PR-L19H快速淬火油。檢測(cè)回火試樣的硬度、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率和斷面收縮率，結(jié)果如表3所示?？梢钥闯?，三種熱處理狀態(tài)試樣的各力學(xué)性能指標(biāo)均能達(dá)到GB/T 3077—2015標(biāo)準(zhǔn)要求；隨著淬火加熱溫度的升高，抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和收縮率均有所提升。

(a)770 ℃；(b)840 ℃；(c)880 ℃圖10 不同加熱溫度下淬火試樣的金相組織Fig.10 Microstructure of the quenching samples at different heating temperatures

表3 三種狀態(tài)試樣的力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of samples in three different states

5 結(jié)論

采用模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了42CrMo制動(dòng)蹄支銷(xiāo)在770、840和880 ℃加熱溫度下的淬火冷卻過(guò)程，然后對(duì)淬火試樣進(jìn)行回火，并檢測(cè)了回火試樣的硬度、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率及斷面收縮率。結(jié)果表明：770 ℃亞溫淬火工藝應(yīng)用于42CrMo鋼制動(dòng)蹄支銷(xiāo)調(diào)質(zhì)，既能保證力學(xué)性能，又可顯著降低淬火內(nèi)應(yīng)力和應(yīng)變，極大地降低淬火開(kāi)裂傾向。利用數(shù)值模擬方法可以直觀地看到溫度、應(yīng)力應(yīng)變、相變、硬度的過(guò)程變化，對(duì)于研究熱處理相變、形變、開(kāi)裂等機(jī)理具有重要意義。