分类：电子论文 时间：2022-04-21 热度：521
摘 要: 基于 ANSYS 模拟 S45C 轴的感应淬火过程，提出了感应淬火工艺的电流密度 Js、电流频率 f、加热时间 t 和一定水压下喷水冷却时间 t1等参数的确定方法，在其工艺参数优化基础上预测了感应淬火的组织和硬度分布，并将模拟结果与采用 Carsi 组织预测修正模型的计算结果及实测组织硬度结果对比分析，结果表明预测工艺参数、组织和硬度的方法可行; 同时考虑感应淬火冷却过程的换热系数 h 变化对计算组织和硬度分布影响。
关键词: 感应淬火; 工艺参数; 组织; 硬度; 数值模拟
感应淬火是涉及电、磁、热、相变和力学方面的复杂物理过程[1]，电磁热相互耦合进行温度场分析的研究已较成熟[2-3]，相变组织及由相变和热共同引起的应力研究相对较少[4-5]，有必要研究感应淬火的组织转变过程。感应加热表面淬火的加热快、温度高、冷却快和层进式加热等特点决定了其相变组织数值模拟复杂[6]，目前主要以 CCT 及 TTT 曲线[7]进行相变动力学计算，以及利用在此基础上发展的 Maynier 模型[8-9]及 Carsi 模型[10]来预测感应淬火相成分，其未能简便快速地模拟确定感应淬火组织、硬度分布，也未完整预测感应淬火工艺参数。本文基于 ANSYS 模拟感应淬火的加热和冷却过程，提出感应淬火工艺参数确定方法和组织、硬度分布预测，采用 Carsi 修正模型和试验进行验证，并进行分析讨论。
1 基本方程
感应淬火是电磁热的耦合，经过感应圈的电流在轴对称工件上产生交变磁通，其产生感应电动势进而产生涡流，涡流产热作为内热源对工件加热
2 感应淬火工艺及性能预测
感应淬火工艺及性能预测步骤如下: 第一步 根据 Js、f 和 t 三者间关系得到轴径向温度分布曲线，根据工件淬硬层及有效淬硬层深度要求、材料的 Ac 3和 Ac1值，以及完全奥氏体( A) 化和开始 A 化的中间温度 T1，优化并确定感应加热工艺参数;
第二步 根据优化的工艺参数得到径向温度分布曲线，以及材料的 Ac3、Ac1和 T1，依次确定感应淬火的淬硬层、50% 马氏体( M) 和心部组织的位置[12]; 由于感应淬火用钢的贝氏体组织( B) 很少，根据显微硬度 HV = HVM × M% + HVF + P × ( F + P) % ，式中 F、P 分别为铁素体、珠光体，确定指定点的 HV 硬度及其随径向分布曲线，其中完全淬硬层和完全心部之间过渡区的 A 含量线性化处理;
第三步 换热系数 h 确定采用反传热求解法，根据拟合的淬硬层、有效淬硬层及心部深度等要求，确定该部位的组织要求，即 100% M，50% M 或者无 M，从而反求该部位的冷却速度 V，继而确定某温度下的换热系数，拟合出相关曲线[13];
第四步 依据拟合的换热系数和材料的 M 转变温度 Ms，感应淬火过程中 A 化区域均冷却到材料的 Ms - ( 30 ～ 50 ℃ ) 点以下温度，则可计算出 t1，则感应淬火工艺的 Js、f、t 和 t1等参数完全确定;
第五步 组织性能校核。实物件解剖测定径向分布的 HV 和观察关键节点的组织状态，进行校核; 并通过 Carsi 组织预报修正模型计算校核组织和硬度分布[14-15]。
3 试验结果与分析
3. 1 技术条件与模型
S45C 钢轴外径 15. 2 mm，淬硬层长度 5 mm，基体调质处理，回火 S 组织，感应淬火后要求表面硬度 48 ～ 56 HRC，硬化层 δ = 2. 0 ～ 2. 5 mm( 判定基准 450 HV) 。选择内径 20 mm 和高度 5 mm 的紫铜感应圈，基于轴对称且有集肤效应存在的网格划分模型如图 1，轴工件内径、感应圈内外径和空气无限远处分别为 r1 = 7. 6 mm、r2 = 10 mm、r3 = 10. 15 mm 和 r4 = 40 mm，工件长度为 l = 5 mm，轴工件共划分为 44 个单元。
3. 2 感应加热工艺参数优化
基于轴径向温度分布与 f、Js关系，并考虑 t 变化，依据感应淬火处理硬化层 δ = 2. 0 ～ 2. 5 mm 要求 ( 判定基准 450 HV) ，选定感应加热工艺参数的方案如下: ①f = 5 kHz，Js = 150 × 106 A/m2 ，t = 2 s; ②f = 10 kHz，Js = 190 × 106 A/m2 ，t = 2. 4 s; ③f = 50 kHz，Js = 280 × 106 A/m2 ，t = 3 s; ④f = 100 kHz，Js = 320 × 106 A/m2 ，t = 3. 5 s; ⑤f = 195 kHz，Js = 375 × 106 A/m2 ， t = 3. 8 s，模拟的加热温度沿工件径向分布如图 2。
S45C 钢的 Ac3、Ac1值[16]分别为778 ℃、721 ℃，考虑感应加热特殊性[15]，取完全 A 化温度为 820 ℃，超出此温度对应于 100% M 完全淬硬层深度，开始 A 化温度为 760 ℃，完全 A 化和开始 A 化中间温度 T1为 790 ℃，方案① ～ ⑤对应完全淬硬层深度分别为 1. 63、2. 00、1. 70、1. 50、1. 62 mm; 低于 760 ℃ 区域全部为 基 体 组 织，方 案 ① ～ ⑤ 对 应 的 深 度 分 别 为 2. 70、3. 22、3. 38、2. 95、3. 00 mm; T1时方案① ～ ⑤对应的有效硬化层深度分别 2. 27、2. 60、2. 65、2. 25、 2. 38 mm。考虑到频率越小越易过烧，频率越大所需时间越长，越易实现精确控制，因此选择最佳方案⑤ 并用于实际生产，HV 硬度计算和实测结果如图 2。
3. 3 感应淬火冷却时间 t1确定
方案⑤轴径向上出现 100% M、50% M 和无 M 处距离，即温度模拟曲线上 820、790、760 ℃处对应的深度分别为 1. 62、2. 38、3. 00 mm，基于 B 很少出现及过渡区 A 组织含量的线性化处理，则径向上各点组织含量确定，采用反传热求解法求 h 随温度分布变化如图 3，空冷换热取常数[17]，将中间值 h 加载到感应淬火模拟边界，轴工件距表面 0( 曲线 2) 、1. 4 mm( 曲线10) 、1. 7 mm( 曲线 9) 、2. 6 mm( 曲线 7) 、2. 95 mm( 曲线 6) 和心部( 曲线 1) 等关键点在感应淬火冷却过程中温度随时间变化曲线如图 4，曲线 9 和曲线 7 对应的节点之间的节点距表面 2. 1 mm。S45C 钢的 Ms 约为 345 ℃，适当考虑下降30 ～ 50 ℃，当 A 化区域全部冷却到此温度下所需时间 t1 为 8 s。综上试验参数 f = 195 kHz、Js = 375 × 106 A/m2 、t = 3. 8 s、t1 = 8 s，喷水压力为 0. 1 ～ 0. 3 MPa。
3. 4 HV 硬度和组织结果与分析
实测 HV 硬度曲线上的完全淬硬层，450 HV 及无 M 的临界深度对应深度分别为 1. 50、2. 40、3. 00 mm，与最佳方案⑤温度模拟曲线上所确定的数值之间误差分别为 8% ，- 0. 83% ，0% ，如图 2，同时计算硬度曲线和实测硬度分布误差较小，且硬化层深度 δ 和表面硬度 HRC 均符合技术指标要求。
采用 CARL ZEISS 型号 A2M 显微镜观察轴距表面 0、1. 4、1. 7、2. 1、2. 6 mm 和心部处的组织及其含量如图 5。
图 5( a) 、5( b) 中基体均加热到完全 A 化温度，图 4 加热和冷却阶段温度随时间分布曲线 Fig. 4 Temperature distribution curves at different locations of the workpiece over time in heating and cooling stage 在冷却时完全转变为 M，均为晶粒细小的中碳 M，其中板条 M 量占全部 M 的 80% 左右，且无未溶的 F 或者碳化物。
图 5( c) ～ 5( e) 中基体加热温度在开始 A 化到完全 A 化之间，则有部分未溶块状 F，在冷却后保留下来，同时随着从图 5( c) ～ 5( e) 各处冷却速度降低，将有先共析 F 析出，且数量逐渐增多，并伴有少量上 B; 因为感应加热时间短，A 中碳含量较低，同时低淬透性材料在淬火后会在 F 周围会形成屈氏体( T) 组织。忽略少量 B 组织，金相定量分析表明: 图 5( c) 中 M、F + P 含量分别约为 90. 0% 、10. 0% ; 图 5 ( d) 中 M、F + P 含量分别约为 65. 0% 、35. 0% ; 图 5 ( e) 中 M、F + P 含量分别约为 35. 0% 、65. 0% 。上述 F + P 组织实为回火 S 组织。
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图 5( f) 中基体温度低于 A 化温度，则以基体回火 S 为主，同时有沿晶界析出条状 F，少量魏氏组织 W 和 极 少 量 上 B。S45C 淬 透 性 较 低，对 于15. 2 mm 直径的工件油冷，最心部冷速 较 低，若调质工艺中淬火不足，或回火温度偏低，会造成该种心部组织，由于研究工件载荷受力不大和韧性要求较高，F 存在可提高其韧性，且少量非淬火产物也在允许范围内。
3. 5 模拟校核
感应淬火工艺处理后的模拟硬度和组织含量预测步骤如下: 根据感应加热径向温度分布曲线和考虑感应加热特殊性确定的材料 Ac3、Ac1和 T1值，得到 100% M、50% 和 0% M 的临界层深，在过渡区内以分段线性化处理求出任意点的组织含量，结合组织的基本硬度，由 HV 计算式确定指定点的 HV 硬度及其随径向分布曲线。相关计算结果见表 1，未考虑各点冷速影响。
基 于 S45C 钢 的 CCT 曲 线 和 化 学 成 分 ωC = 0. 45% 、ωSi = 0. 2% 、ωMn = 0. 7% 、ωP≤0. 030% 、ωS≤ 0. 035% 、ωNi = 0. 05% 、ωCr = 0. 15% 和 ωCu≤0. 30% ，采用 Carsi 修正模型[10]可得 100% M 的最小冷却速度，没有或全部 F + P 的最小或最大冷却速度，同时也可以计算 M 和 B 转变 90% 、50% 、10% 等的临界冷却速度，其回归方程为 lgV = K - ( AωC + BωMn + DωNi + EωCr + FωMo + GPA ) ，式中 PA = 1000K，K、A、B、C ～ G 为常数，计算得到 100% 、90% 、50% 、10% 、0% M 和 0% 、10% 、50% 、90% 、100% F + P 的 lgV 分 别 为 5. 56、5. 41、5. 18、5. 12、4. 72℃·h - 1 和 5. 48、5. 33、 4. 93、4. 71、4. 52 ℃·h - 1 ，对应组织及含量随 lgV 变化关系如图 6; 通过 Carsi 修正模型计算 M、B 和 F + P 硬度公式[18]为: HVM = 569. 95 + 21lgV，HVB = - 41. 8 + 82. 95lgV，HVF + P = 175. 63 + 7. 6lgV。根据感应淬火冷却温度随时间分布曲线拟合得 lgV，结合上述数据可以对组织组成进行定性( 量) 分析，采用 HV 计算式可以确定指定点硬度及硬度随径向分布曲线。Carsi 修正模型均以 F + P 为研究对象，本文回火 S 基体组织的硬度比模型中 F + P 高约 70 HV。
对采用 ANSYS 模拟得到的感应淬火冷却温度曲线拟合并计算，并将冷却到 700 ℃的冷却时间代入得该温度的冷却速度[19]，在图 6 中读出 M、B 及 F + P 的百分比。各关键点的 A 含量，冷却速度，计算得到的组织及含量，计算硬度等参数数值汇总于表 1 中。
3. 6 换热系数 h 影响
感应圈喷水孔分布、孔径大小等设计会造成零件边界换热系数 h 分布变化，温度分布及随后组织仿真结果也存在不一致的情况，考虑该因素带来的误差，对 h 随温度分布的结果均减或加 500 W·m - 2 ·℃ - 1 得不同换热系数 h2或 h3，采用 ANSYS 模拟得感应淬火的温度冷却曲线并进行拟合。
各关键点在 h、h2、h3时的冷却速度、计算得到的组织及其含量、计算硬度等汇总并判定如下: 在表面处，以及距表面 0. 7 mm 处 M 含量为 100% ，B 和 F + P 均为 0; 在距表面 1. 4 mm 处，M，B，F + P 含量分别为 95. 0% ～ 100 % ，0 ～ 5. 0% ，0; 在距表面 1. 7 mm 处，M，B，F + P 含 量 分 别 为 88. 4% ～ 94. 5% ，0 ～ 4. 6% ，5. 5% ～ 7. 0% ; 在距表面2. 1 mm 处，M，B，F + P 含量分别为 62. 9% ～ 68. 8% ，0 ～ 3. 8% ，31. 2% ～ 33. 3% ; 在距表面 2. 6 mm 处，M，B，F + P 含量分别为 31. 8% ～ 37. 1% ，0 ～ 3. 0% ，62. 9% ～ 65. 2% ; 在距表面 3 mm 处，M，B，F + P 含量分别为 0，0，100% 。图 5 ( b) ～ 5( e) 中 M、F + P 含量分别约为 100. 0% 、0， 90% 、10% ，65% 、35% ，35% 、65% 均 在 范 围 之 内。由于网格划分局限性，通 过 插 值 确 定 h，h2，h3 时 50% M 深度分别在 2. 34、2. 31 和 2. 40 mm 处，则确定 100% M 深 度 为 1. 4 ～ 1. 7 mm，50% M 深 度 为 2. 31 ～ 2. 40 mm，无 M 深度为 3 mm。采用 MH-3 显微硬度计实测硬度和 h、h2、h3时的计算硬度曲线如图 7，两者具有较好的一致性。上述的 F + P 组织实为回火 S。
4 结论
1) 本文提出的感应淬火工艺的电流密度 Js、电流频率 f、加热时间 t 和一定水压下喷水冷却时间 t1等参数的确定方法可以优化确定感应淬火工艺参数，并能简捷预测感应淬火层的组织和 HV 硬度分布;
2) 利用 ANSYS 模拟确定感应淬火层金相组织、HV 硬度的结果与通过实测及 Carsi 修 正 模 型计算两种方法所确定的结果存在一致性。——论文作者：张根元1 ， 奚小青1 ， 张维颖2
参 考 文 献
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文章名称：感应淬火工艺参数优化和组织硬度分布预测
