40Cr偏置曲柄零件淬火过程中温度场及热应力场的模拟分析

陈可圣，张立新，方圆，朱海燕，李继霞

(石河子大学机械电气工程学院,新疆 石河子 832003)

40Cr偏置曲柄零件是芦苇压缩打包装置中压缩机构的关键零部件,压缩机构在工作时曲柄连杆的弯曲变形会对其造成较严重破损,最终导致芦苇压缩打包装置的寿命和生产效率降低[1]。零件经调质处理后会具有良好的综合机械性能[2],抗冲击韧性和缺口性都得到改善。

淬火冷却是热处理的基本过程,零件在进行热处理时都需要淬火和冷却才能得到预期的组织和性能,但淬火冷却过程是热处理工艺中返修率和次品率最高的工序,是淬火和回火质量控制中最难掌握的部分，本文中淬火方式较人工的效率和精确性较高[3-4]。国内外学者已通过计算机模拟研究出不同金属材料在淬火过程中温度场和热应力场的分布规律[5],张立文等[6]模拟研究得出35CrMo淬火过程中的瞬态温度场,并对温度场和组织分布进行测定;廖培等[7]模拟研究得出淬火速率对6016铝合金显微组织及力学性能的影响;韩钧等[8]模拟研究得出特厚钢板淬火冷却过程中不同位置的温降曲线与组织性能;原思宇[9]等模拟研究得出淬火过程中温度场及组织场的分布规律,并将计算得出的温度曲线与实际测量结果进行比较;R MUKAI等[10]模拟研究得出钢件碳氮共渗在淬火过程中的数值,并对此进行了实验验证;Frank PUSCHMANN等[11]模拟研究得出能够瞬时测量金属在淬火过程中的温度变化规律的方法。国内外学者针对不同材料的不同零件在淬火过程中的模拟研究方法值得借鉴,基于此,本文研究使用ANSYS Workbench有限元软件的热分析模块对40Cr偏置曲柄零件在淬火过程中温度场及热应力场的分布规律进行模拟研究,并分析该零件关键位置上特征点淬火过程中的温度及热应力的变化,从而可有效根据本文模拟结果减少其尺寸变形,提高其使用寿命和生产效率。

1 40Cr偏置曲柄零件淬火过程的数学模型与热物性参数

1.1 40Cr偏置曲柄零件淬火过程的数学模型

1.1.1 淬火过程热传导方程

对于一个具有轴对称的三维零件在淬火时,可根据傅里叶传热法和能量守恒定律建立零件传热分析问题的控制方程,分析对象的瞬态温度场T(x,y,z)应满足

(1)

式(1)中,ρ是零件材料的密度,CT表示零件材料的比热容,kx,、ky,、kz分别表示零件沿x,、y,、z方向的导热系数,Q表示零件内部的热源强度。

对于淬火过程,比热容CT和热传导系数与零件淬火过程中的温度有关[13]。

1.1.2 对流边界条件

当零件淬火时,边界条件是对流换热边界条件，即

(2)

式(2)中,nx、ny、nz表示边界外法线的方向余弦,hc表示对流换热系数,T∞表示淬火介质温度,T表示零件表面温度。

1.2 40Cr偏置曲柄零件热物性参数

在不考虑热物性非线性特性的情况下,零件材料在淬火冷却过程中的温度分布存在较大误差[15]，另外，由于零件材料的热物性参数是温度和相变组织成分的函数,在淬火过程中温度和组织变化较大,热物性参数也会随着温度而变化[16],因此,必须将比热和热导率视为温度的函数。本文由金属合金热物性手册中查得40Cr的比热容、热传导系数和对流换热系数与温度变化之间的关系,如表1所示。

表1 40Cr比热容CT、热传导系数k、对流换热系数hc与零件表面温度T之间的关系

2 基于ANSYS模拟淬火过程中瞬态温度场及热应力场分析

2.1 前处理

在实际淬火过程中,先将40Cr偏置曲柄零件加热到860～880 ℃,保温并进行锻造,当淬火温度为 790～800 ℃时迅速在 20 ℃水中淬火,然后分析其淬火过程中温度场与热应力场的分布。本文在对零件关键位置上特征节点淬火过程中瞬态温度及热应力变化模拟中,淬火温度设定为800 ℃,零件由Solidworks 3D模型创建,将模型导出到ANSYS相关(.xt)模型，再通过有限元对模型划分网格;另外,在模拟中取点时,由于零件属于左右对称模型,因此取右半部分上特征节点,以减少计算工作量、提高计算效率,并通过低阶热单元 Solid70对零件网格划分。

模型取点及有限元模型结果如图1所示。

图1 特征节点选取后及有限元的模型

40Cr材料热物性参数的定义由金属合金热物性手册得知,本文模拟中40Cr密度设为常数7 893 kg/m3。比热容和热传导系数会随温度发生较大变化,按表1中数据的设置确保淬火过程模拟计算的准确性,其中零件的表面换热系数设定常数2 000 W/(m2·K)。

2.2 加载求解

根据本文设定的40Cr偏置曲柄零件在淬火过程中的初始条件和边界条件,对零件进行非线性瞬态热力学分析,通过热分析模块的自动时间步长功能分析零件在淬火过程中120 s内温度场与热应力场的分布，以及在零件关键位置上选取的8个特征节点的温度与热应力随淬火时间的变化。

2.3 热应力耦合

40Cr偏置曲柄零件材料的弹性模量E为211 GPa,泊松比μ为0.277,热膨胀系数α为1.2×10-5℃-1,由温度场模拟计算的热分析结果中得到温度体载荷,并将这一载荷施加到零件模型上进行顺序耦合,计算分析零件在淬火120 s内热应力场的分布。

3 结果与分析

3.1 温度场

通过ANSYS Workbench有限元软件的热分析模块模拟出40Cr偏置曲柄零件在淬火过程中温度场的分布,同时能够准确模拟图1中所选取的零件上关键位置特征节点在不同时刻的温度变化,得出的结果可为零件在淬火过程中热应力和残余应力的计算提供温度条件。零件在淬火5、10、20、50、80、120 s时温度场的模拟结果及分布如图2所示。

a—第5 s;b—第10 s;c—第20 s;d—第50 s;e—第80 s;f—第120 s图2 不同时刻40Cr偏置曲柄零件温度场的分布规律

由图2可知：

(1)在淬火开始阶段的10 s内,零件表面的温度下降速度极快,外边缘交点上的最低温度已降至 147.29 ℃,而在零件表面的端部和中部之间存在温差变化差异,端部温度下降的速度明显高于中部的；零件内部温度下降程度较小,仍保持较高的温度,最高温度可达502.63 ℃。这表明淬火10 s时零件表面已达到淬透性。

(2)淬火10 s后,零件表面和内部温度都持续下降,但表面和内部温度的下降速度都逐渐减小。主要是由于零件的热导率下降;此外,随着淬火时间的延长,零件表面和内部之间的温差逐渐减小。

(3)在任意淬火时刻零件内部温度在整个零件中是最高的,这与实际生产是相符的。

再分别对图1中所选取的40Cr偏置曲柄零件中8个特征节点的实时温度随时间变化的情况进行模拟，结果如图3所示,其中零件在不同淬火时间段内特征节点温度的平均下降速率如表2所示。

图3 特征节点的实时温度随时间变化情况

温度平均下降速率(℃·s-1)淬火时间/s0～10 10～2020～5050～8080～120vT163.836.321.910.600.17vT267.744.171.240.400.12vT359.636.372.240.950.47vT434.118.303.513.081.73vT550.407.973.511.660.75vT644.6013.115.131.500.41vT751.898.443.371.460.66vT860.506.542.360.840.29

由图3、表2可知：

8个特征节点的温度值都与时间成反比关系,都随时间的延长而逐渐降低,但是8个特征节点的温度冷却速度不同。其中：

点2与点1下降较快,结合图1中点2与点1位于零件的外边缘交点上,因此，在刚开始淬火时两点温度下降速度较快。

点2下降速度最快,而位于零件截面中心的点4冷却速度最慢。点2与点4在淬火时温度下降速度差异较大，主要是由于零件的热导率变化以及自身尺寸较大导致热量扩散较慢所引起的。

点3与点5分别位于零件的两孔中外边缘交线上,而点3位于花键孔,点5位于连杆通孔,因此，在零件开始淬火时点3温度下降速度更快。

点6、点7与点8位于零件右侧面与面的交线中,这3点在开始淬火时温度下降速度差别不大,且都较快。其原因是三点位置不同,零件在刚放入油槽时,三点接触到油的顺序不同,散热也不同。

3.2 热应力场

40Cr偏置曲柄零件在淬火时间5、10、20、50、80、120 s时热应力场的模拟结果及分布如图4所示。由图4可知：

(1)在淬火开始阶段10 s内,零件外部的热应力较大,而靠近内部的热应力较小。

(2)随着淬火时间的延长,零件外部和内部热应力都逐渐减小。

(3)整个淬火过程结束后，零件平均热应力由最大405.37 MPa 减小至 30.24 MPa,且最小热应力集中分布在零件两端的通孔及向外延伸处。

a—第5 s;b—第10 s;c—第20 s;d—第50 s;e—第80 s;f—第120 s图4 不同时刻40Cr偏置曲柄零件热应力场的分布规律

图4(续)

分别对图1中所示的40Cr偏置曲柄零件中所选取的8个特征节点的实时热应力随时间变化的情况进行模拟，结果如图5所示,其中在不同淬火时间段内零件特征节点热应力的平均变化速率如表3所示。

表3 不同淬火时间段内零件特征节点 热应力的平均变化速率

图5 特征节点的实时热应力随时间变化情况

由图5和表3可知：

(1)零件特征节点的热应力先增大后缓慢减小,其中，点1与点2在整个淬火过程中的热应力最大,且热应力大小变化最快,点4热应力在整个淬火过程中最小。这与图3中点1、点2与点4的温度变化是相符的,变化的原因也相同。

(2)在淬火开始阶段,由于40Cr偏置曲柄零件表面受到水冷作用,使得零件的热应力发生急剧变化。在水冷10 s时,由于零件各点温度的平均下降速率最快,因此零件表面所受的拉应力达到最大值。随着淬火时间的延长,零件温度越来越低,换热也越来越弱,零件外部所受到的拉应力逐渐减小,而内部所受到的压应力也逐渐减小。当淬火至120 s时,零件外部及内部的残余应力均较小,平均最大值不超过 30.24 MPa,零件不易发生开裂和变形。

4 实验验证

在新疆石河子市北泉镇进行实验验证该模拟研究的准确性,实验设备为黑龙江船舶港机厂制造的芦苇压缩打包装置。由装置的电机功率、压缩装置零件的尺寸及压缩仓压缩芦苇的作用面积计算出该装置偏置曲柄与减速箱输出轴铰接处最大作用力的大小为22.381 kN,曲柄与连杆接头处最大作用力为12.635 kN,而在本模拟研究中可知淬火后偏置曲柄零件零件平均最大残余拉应力为30.24 MPa,所以，淬火后40Cr偏置曲柄零件可以满足装置最大工作条件将芦苇压缩打包。

实验中将淬火后40Cr偏置曲柄零件取代压缩打包装置中之前的偏置曲柄零件,进行芦苇压缩打包实验验证淬火后40Cr偏置曲柄零件模拟研究结论的可行性。实验中收集石河子周边芦苇为试验材料,试验的材料长度不一,利用台式圆锯机将每个芦苇试验材料锯成150 mm左右长度,为保证实验的比对性,具体参数与之前装置打包时的参数是一致的,见表4。

表4 试验材料参数

将实验材料准备好,并将40Cr偏置曲柄零件安装好进行实验。装置工作状态下,取芦苇连续喂入,偏置曲柄与芦苇喂入装置、打结机构互相配合而做往复运动,当喂入拨叉将芦苇送入压捆室时,压缩推进器退出喂料口,当喂入拨叉退回时,压缩推进器向前推动芦苇,不断的喂入将芦苇压缩成捆,直至装置达到最大工作条件。

实验应力对比结果如图6所示。由图6可见：淬火后40Cr偏置曲柄零件的强度比之前零件的强度更高,且寿命更长,零件不易发生开裂和变形。该装置最大工作条件下完成了芦苇压缩打包实验,并可循环使用对芦苇进行压缩打包,芦苇捆包成型密度与之前对比提高3.7%,装置压缩打包工作效率与之前相比提高7.5%,说明该模拟研究是可行的。

图6 应力对比

5 结论

(1)淬火开始阶段,40Cr偏置曲柄零件零件外部的热应力较大,而靠近内部的热应力较小；在淬火10 s时零件表面已达到淬透性；淬火开始至结束,零件不易发生开裂和变形。

(2)淬火后40Cr偏置曲柄零件芦苇压缩打包装置工作时芦苇捆包成型密度与之前相比提高3.7%,工作效率与之前相比提高7.5%。这对芦苇压缩打包装置中偏置曲柄零件的材料选型以及装置使用寿命的提高具有实际意义。

(3)利用ANSYS模拟研究40Cr偏置曲柄零件在淬火过程中温度场及热应力场的结果可靠,且该方法运算速度较快,明显优于传统的人工测量以及经验判断方法。