42CrMo鋼制動蹄支銷淬火的數(shù)值模擬與試驗研究

吳玉逢，崔亞男，葛文超，侯曉楠，孫就雷

(泰安航天特種車有限公司，山東 泰安 271000)

制動蹄支銷是車輛制動系統(tǒng)中的重要零件之一，其性能影響著汽車行駛的安全性和平順性。某車型制動蹄支銷材料為42CrMo鋼，尺寸結構如圖1所示，在一端近端面處有定位卡槽。淬火時，在卡槽根部會產(chǎn)生應力集中，易發(fā)生淬火開裂。

圖1 制動蹄支銷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，同時由于淬火溫度的降低，鋼的淬裂傾向大大減小[1]。對于42CrMo鋼制動蹄支銷也可考慮采用亞溫淬火的方法來降低淬火開裂傾向。

上個世紀70年代開始，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]提出了淬火過程中溫度、組織轉變和力學行為相互作用的理論模型。1992年T. Inoue等[3]首次開發(fā)了熱處理專用模擬軟件HEARTS。馮曉丹[4]利用ANSYS模擬了T8鋼、45鋼淬火過程。孫劍亭[5]利用DEFORM模擬了40Cr鋼軸類試樣淬火過程，驗證了模擬結果的可靠性。林繼輝等[6]利用COSMAP計算了40Cr鋼的端淬過程溫度場、組織場和硬度分布。袁美玲等[7]利用DEFORM模擬了42CrMo鋼的淬火過程。潘偉平等[8]利用DEFORM模擬了42CrMo+Ni軸類鍛件的淬火過程。劉杰等[9]利用ABAQUS模擬了42CrMo鋼船用曲拐加熱和淬火過程，分析了加熱和淬火過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制動蹄支銷不同加熱溫度下的淬火過程，分析了淬火加熱溫度對試樣組織、硬度、應力應變及溫度場的變化影響，并對模擬結果進行了試驗驗證。

1 熱處理數(shù)值模擬理論和方法

1.1 多場耦合理論

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

圖2 熱處理的多場耦合關系Fig.2 Multi-field coupling of heat treatment

1.2 溫度場模擬

熱傳導決定了溫度的分布情況，熱傳導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出的。對于內部具有熱源、軸對稱且物體溫度隨時間而變的非穩(wěn)態(tài)問題，本文假設物體導熱系數(shù)各向同性且與溫度無關，根據(jù)傅立葉定律和能量守恒原則，可推導出物體內部溫度場的非穩(wěn)態(tài)傳熱方程為：

(1)

式中：λ為材料的導熱系數(shù)，W/(m·℃)；T為溫度，℃；τ為總冷卻時間，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程中初始的溫度場。本文假定工件浸入冷卻介質之前的整個加熱過程是均勻的，工件內部溫度分布是均勻一致的，即初始的溫度場是均勻的，均為淬火加熱溫度，初始應力是0。

在淬火過程中，工件的加熱及冷卻都有著非常復雜的熱交換，如加熱有輻射、接觸、對流方式等，冷卻也分蒸汽膜、沸騰、對流階段等，因此邊界條件是求解溫度場的重要條件，直接影響計算精度。淬火冷卻屬于牛頓對流邊界條件，應當采用綜合換熱的條件，具體表達式為：

(2)

式中：HK為對流換熱系數(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 組織場模擬

淬火冷卻時主要發(fā)生擴散型相變和非擴散型相變兩種形式，分別對應不同的動力學模型。

珠光體轉變屬于擴散型相變，從轉變開始到結束是一個孕育-形核-長大的過程。對此，Johnson-Mehl-Avrami等提出了該過程的轉變動力學方程來計算形變量，表達式為：

V=1-exp(-btn)

(4)

式中：V表示組織轉變量大小；b、n指新相的形核長大系數(shù)，一般是常數(shù)；t為轉變過程的等溫時間，s。

馬氏體相變屬于非擴散型相變，是僅與溫度有關系的轉變過程，溫度越低，轉變量越大。在計算該類轉變時一般會使用Koistinen和Marburger研究的關系式為：

V=1-exp[-α(MS-T)]

(5)

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

1.4 應力應變場模擬

淬火過程不受外力作用，內應力主要為溫度變化產(chǎn)生的熱應力和組織轉變時由于各相體積不同產(chǎn)生的組織應力。淬火過程是屬于一種熱彈塑性、高度復雜的非線性問題，熱彈塑性問題的求解是應力應變場模擬的重要內容，前提有以下幾點假設：材料的彈性應變、塑性應變、溫度應變等是可分的；材料的體積是不變的；材料服從塑性流動法則；材料服從Levy-Mises(萊維-米塞斯)屈服準則。

彈塑性問題控制方程有幾何運動方程、彈塑性本構方程和平衡方程。對于彈塑性問題，平衡方程和幾何運動方程在上述假定條件下與彈性情況相同。

1.5 硬度求解

計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為各成分的質量百分數(shù)。

2 淬火模型的建立

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

2.1 網(wǎng)格劃分

為了節(jié)省計算時間，對定位卡槽端進行局部網(wǎng)格細化，幾何模型的網(wǎng)格劃分結果如圖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)的確定對于準確模擬熱處理過程十分重要，材料的基本性能參數(shù)主要包括熱物性參數(shù)、機械性能參數(shù)、相轉變曲線等。本文使用JMatPro軟件根據(jù)42CrMo試樣的化學成分(如表1所示)計算得出，并將計算結果導入模擬軟件。

表1 42CrMo化學成分(質量分數(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%，初始應力為0；

2)加熱溫度840 ℃，完全奧氏體化，初始應力為0；

3)加熱溫度880 ℃，完全奧氏體化，初始應力為0。

工件在淬火冷卻中的邊界條件為牛頓對流邊界條件，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 模擬結果分析

為了使觀察更加形象具體，沿試樣軸向對稱剖切面從整個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追蹤點，編號為P1、P2、P3、P4、P5，如圖5所示。

圖5 追蹤點分布示意圖Fig.5 The tracing points distribution diagram

3.1 溫度場

圖6為840 ℃淬火冷卻時試樣的溫度分布及各追蹤點的溫度變化曲線?？梢钥闯鲈嚇訙囟认葟谋砻骈_始降低，由外向內，直至溫度整體降至油溫；試樣內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。770 ℃和880 ℃下模擬結果也具有相同的特征。

3.2 應力應變場

圖7為770、840和880 ℃淬火冷卻時各點的應力變化情況，可以看出：

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

(a)試樣溫度分布，冷卻5.2 s；(b)追蹤點溫度變化圖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 淬火冷卻追蹤點應力變化Fig.7 Stress change of tracing points after quenched cooling

2)880 ℃淬火冷卻時，瞬時內應力最大值位于定位卡槽底部靠工件內側的夾角處，約為1286 MPa；840 ℃淬火冷卻時，瞬時內應力最大值分布在定位卡槽底部靠工件內側的夾角附近區(qū)域，約1254 MPa；770 ℃淬火冷卻時，瞬時內應力最大值分布在距定位卡槽底部夾角相對較遠的區(qū)域，約1053 MPa。

3)淬火冷卻完成后殘余應力和應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

圖8為不同加熱溫度下淬火冷卻后馬氏體分布情況。可以看出：880 ℃淬火時，試樣表面和芯部的馬氏體含量均達到99%以上；840 ℃淬火時，試樣表面馬氏體含量達到99%以上，芯部馬氏體含量在95%以上，最終轉變組織為馬氏體+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，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

在實際熱處理生產(chǎn)中，硬度一般是衡量熱處理質量的首要指標，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、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、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 試驗驗證

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

4.1 硬度試驗

試驗件淬火硬度的檢測結果如表2所示，淬火硬度實測值略低于模擬值；但隨加熱溫度的升高試驗件硬度增大的趨勢與模擬結果相吻合。

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

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，馬氏體等級為1級，均勻分布，呈塊狀。該試樣加熱溫度低，導致原始組織中的鐵素體未完全轉變?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%，塊狀鐵素體存在會導致工件硬度降低。840 ℃淬火試樣組織為均勻的馬氏體組織+極少量殘余奧氏體，馬氏體等級為3級，呈細針狀。880 ℃淬火試樣組織為均勻的馬氏體組織+極少量殘余奧氏體，馬氏體等級為5級，呈細針狀。金相組織的實測結果與模擬結果基本一致，由于取樣位置的限制導致未觀測到明顯的貝氏體組織。

4.3 力學性能試驗

為保證回火硬度達到30～35 HRC的技術要求，對于770 ℃淬火試樣采用570 ℃回火，840和880 ℃淬火試樣采用580 ℃回火，回火保溫時間均為2 h，回火冷卻介質均采用PR-L19H快速淬火油。檢測回火試樣的硬度、抗拉強度、屈服強度、延伸率和斷面收縮率，結果如表3所示。可以看出，三種熱處理狀態(tài)試樣的各力學性能指標均能達到GB/T 3077—2015標準要求；隨著淬火加熱溫度的升高，抗拉強度、屈服強度、伸長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)試樣的力學性能Table 3 Mechanical properties of samples in three different states

5 結論

采用模擬與實驗相結合的方法，研究了42CrMo制動蹄支銷在770、840和880 ℃加熱溫度下的淬火冷卻過程，然后對淬火試樣進行回火，并檢測了回火試樣的硬度、抗拉強度、屈服強度、延伸率及斷面收縮率。結果表明：770 ℃亞溫淬火工藝應用于42CrMo鋼制動蹄支銷調質，既能保證力學性能，又可顯著降低淬火內應力和應變，極大地降低淬火開裂傾向。利用數(shù)值模擬方法可以直觀地看到溫度、應力應變、相變、硬度的過程變化，對于研究熱處理相變、形變、開裂等機理具有重要意義。