李 其 楊運(yùn)民 陶鳳云 蔣新亮

(1.二重集團(tuán)(德陽(yáng))重型裝備股份有限公司，四川618013；2.二重集團(tuán)(德陽(yáng))精衡傳動(dòng)設(shè)備有限公司，四川618013)

17Cr2Ni2Mo齒輪軸淬火過(guò)程的數(shù)值模擬研究

李 其1楊運(yùn)民1陶鳳云2蔣新亮1

(1.二重集團(tuán)(德陽(yáng))重型裝備股份有限公司，四川618013；2.二重集團(tuán)(德陽(yáng))精衡傳動(dòng)設(shè)備有限公司，四川618013)

利用Deform熱處理模塊對(duì)17Cr2Ni2Mo齒輪軸淬火加熱、冷卻過(guò)程的溫度場(chǎng)、組織場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了加熱過(guò)程中溫度、組織和應(yīng)力的變化以及淬火加熱、冷卻過(guò)程中存在的應(yīng)力風(fēng)險(xiǎn)，并采用等比例的齒輪軸模型進(jìn)行了淬火加熱、冷卻過(guò)程的測(cè)溫實(shí)驗(yàn)，在齒根位置和中心位置套棒進(jìn)行金相組織分析，結(jié)果表明，齒輪軸加熱、冷卻的溫度、組織的計(jì)算機(jī)模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，模擬結(jié)果對(duì)于產(chǎn)品制造工藝的制定有很好的指導(dǎo)作用。

Deform熱處理模塊；齒輪軸淬火；數(shù)值模擬；熱處理應(yīng)力

17Cr2Ni2Mo為重要的傳動(dòng)產(chǎn)品材料，具有優(yōu)良的綜合力學(xué)性能，廣泛應(yīng)用于重載齒輪、齒輪軸等傳動(dòng)件。為滿足使用需求，滲碳后，齒輪軸均需進(jìn)行淬火+低溫回火處理，低溫回火對(duì)消除殘余應(yīng)力作用十分有限，齒輪軸淬火后殘余應(yīng)力的控制主要在淬火階段，采用實(shí)測(cè)和解剖的方式對(duì)齒輪軸淬火過(guò)程進(jìn)行研究，不僅周期長(zhǎng)、成本高，而且不具普遍性。近年來(lái)，數(shù)值模擬技術(shù)發(fā)展十分迅速，大量的報(bào)道表明，采用數(shù)值模擬技術(shù)可以很好的指導(dǎo)生產(chǎn)，因此基于上述目的，利用Deform熱處理模塊，對(duì)齒輪軸的淬火加熱、冷卻過(guò)程中的溫度場(chǎng)、組織場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬誤差范圍直接影響組織分布、應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，為確定溫度場(chǎng)數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)溫度場(chǎng)的誤差范圍，采用等比例的齒輪軸進(jìn)行了淬火加熱、冷卻過(guò)程的測(cè)溫實(shí)驗(yàn)，對(duì)比了溫度場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬結(jié)果的差異，分析了產(chǎn)生差異的原因。并模擬報(bào)廢件的淬火工藝，分析齒輪軸淬火過(guò)程中的應(yīng)力分布，并在報(bào)廢件上套取試棒進(jìn)行金相組織分析，并對(duì)比數(shù)值模擬結(jié)果，確定組織模擬精度。

1 數(shù)值模擬條件及測(cè)溫實(shí)驗(yàn)方法

1.1 溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)

淬火加熱、冷卻溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬時(shí)，計(jì)算模型不僅在尺寸上與測(cè)溫實(shí)驗(yàn)鍛件相同，在表面處理上，也按照測(cè)溫鍛件的模數(shù)、旋轉(zhuǎn)角進(jìn)行開(kāi)齒處理，從而保證兩者的表面?zhèn)鳠崦娣e相同。數(shù)值模擬的加熱工藝與測(cè)溫試驗(yàn)加熱過(guò)程爐溫的實(shí)際記錄相同，冷卻為油冷，油溫為30℃。淬火加熱、冷卻過(guò)程的數(shù)值模擬，包括溫度場(chǎng)、組織場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)相互作用的多場(chǎng)耦合計(jì)算，因此數(shù)值模擬時(shí)，各種場(chǎng)的計(jì)算均采用Deform軟件自帶的計(jì)算模型進(jìn)行模擬計(jì)算。模型示意圖見(jiàn)圖1。計(jì)算時(shí)采用三維模型，網(wǎng)格數(shù)為20萬(wàn)，模擬工藝見(jiàn)圖2。

圖1 溫度場(chǎng)計(jì)算模型Figure 1 The calculation model of temperature field

圖2 溫度場(chǎng)計(jì)算的加熱曲線Figure 2 The calculated heating curve of temperature field

測(cè)溫實(shí)驗(yàn)采用的鍛件熱處理狀態(tài)為正回火態(tài)，表面狀態(tài)為粗加工并開(kāi)齒，按照?qǐng)D2所示工藝進(jìn)行加熱。在齒根表面位置、表面以下92 mm、150 mm(R/4)、220 mm(R/2)、330 mm(3R/4)、441.5 mm(中心)位置鉆孔并接熱電偶。采用多通道溫度記錄儀記錄加熱和油冷過(guò)程中各個(gè)溫度點(diǎn)的溫度變化，采樣率為0.25 Hz，測(cè)溫電偶接點(diǎn)示意圖見(jiàn)圖3。

1.2 組織分布與應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬

以某報(bào)廢齒輪軸為數(shù)值模擬模型，按照其淬火工藝進(jìn)行組織分布和應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值模擬，分析淬火過(guò)程中齒輪軸組織的演變規(guī)律和應(yīng)力變化規(guī)律。為保證數(shù)值模擬的模型條件與實(shí)際淬火的條件一致，計(jì)算時(shí)，采用Deform-3D進(jìn)行計(jì)算，開(kāi)齒的位置與實(shí)際一致，網(wǎng)格數(shù)為50萬(wàn)。模擬計(jì)算的模型示意圖見(jiàn)圖4，工藝為加熱至860℃，保溫14 h后，油冷，油溫設(shè)為30℃。在實(shí)際齒輪軸心部和齒根位置套取試棒進(jìn)行金相分析，對(duì)比組織分布模擬結(jié)果與實(shí)際淬火組織的差別。

圖3 測(cè)溫實(shí)驗(yàn)電偶接點(diǎn)示意圖與現(xiàn)場(chǎng)圖Figure 3 The sketch of galvanic contacts of temperature measuring experiment and the photo of site situation

圖4 組織分布和應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模型Figure 4 The calculation model of microstructure distribution and stress field

2 模擬結(jié)果與分析討論

2.1 加熱過(guò)程模擬結(jié)果

齒輪軸加熱過(guò)程中不同位置的溫度隨加熱時(shí)間的變化規(guī)律以及與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖5。從整體上看，齒輪軸加熱過(guò)程中溫度的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值吻合較好，但從局部看，表面加熱溫度模擬結(jié)果在低溫階段與實(shí)測(cè)結(jié)果相比波動(dòng)較大，400℃以上時(shí)基本吻合。表面以下92 mm位置的溫度模擬結(jié)果在低溫階段也存在一定幅度的波動(dòng)，但比表面低溫階段波動(dòng)要小，400℃以上時(shí)也基本吻合，其余位置基本吻合。加熱時(shí)，表面換熱系數(shù)由兩部分組成，一部分為熱量的對(duì)流，另一部分為熱量的輻射。低溫階段熱量以對(duì)流傳熱為主，在加熱過(guò)程中，齒輪軸的表面存在一定量的氧化皮，影響對(duì)流效果，而計(jì)算時(shí)沒(méi)有考慮氧化皮對(duì)對(duì)流的影響，因此表面位置和靠近表面位置92 mm位置在低溫階段計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果誤差較大。高溫下傳熱以輻射為主，受表面氧化皮的影響較小，因此高溫階段表面位置和表面以下92 mm位置溫度的計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果吻合較好。齒輪軸其他位置的溫度變化主要靠金屬材料的傳導(dǎo)實(shí)現(xiàn)，與材料的導(dǎo)熱率、比熱容以及相變有關(guān)，由于是同一種材料，因此溫度在低溫階段和高溫階段計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相差較小。

齒輪加熱過(guò)程中心部和表面各個(gè)方向的應(yīng)力、表面心部溫度和奧氏體分?jǐn)?shù)隨加熱時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖6。從圖6中可以看到加熱結(jié)束后，齒輪軸心部和表面已經(jīng)全部奧氏體化，心部開(kāi)始奧氏體化的溫度為741℃，完成奧氏體化的溫度為830℃，表面開(kāi)始奧氏體化的溫度為738℃，完成奧氏體化轉(zhuǎn)變的溫度為831℃，而17Cr2Ni2Mo材料的Ac1為740℃，Ac3為825℃，模擬的相變溫度與實(shí)測(cè)溫度基本相同，說(shuō)明計(jì)算過(guò)程中的相變模型是可靠的。

(a)表面(b)92mm(c)150mm(d)220mm(e)330mm(f)441mm

圖5 齒輪軸不同位置加熱過(guò)程中溫度模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Figure 5 The comparison of temperature simulation results and measured results of different positions of gear shaft during heating

圖6 齒輪加熱過(guò)程中表面和心部各個(gè)方向的應(yīng)力、表面心部溫差和奧氏體轉(zhuǎn)變分?jǐn)?shù)隨加熱時(shí)間的變化規(guī)律

Figure 6 The change rule of stress in all directions from surface and center, temperature difference between surface and

center, and austenite transformation fraction with heating time during gear heating

齒輪軸表面位置X方向的應(yīng)力隨加熱時(shí)間的變化較小，Y方向和Z方向的應(yīng)力隨加熱時(shí)間的波動(dòng)較大，但三個(gè)方向應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律相同。從圖6中看到，升溫階段，由于表面加熱速度快，受熱膨脹，表面受壓應(yīng)力，整個(gè)升溫階段，表面壓應(yīng)力逐漸增大，此時(shí)表面和心部的溫差增大，保溫階段表面膨脹量不變，表面和心部溫差減小，此時(shí)表面的壓應(yīng)力減小，在保溫平臺(tái)階段，壓應(yīng)力逐漸減小，向拉應(yīng)力方向發(fā)展。當(dāng)進(jìn)入第3個(gè)升溫階段時(shí)，由于表面發(fā)生奧氏體相變，致密度增大，體積縮小，組織應(yīng)力為拉應(yīng)力，在組織應(yīng)力和等溫階段熱應(yīng)力的共同作用下，齒輪軸表面壓應(yīng)力迅速減小，并轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，從圖6中可以看到，應(yīng)力上升的斜率大于前兩個(gè)等溫階段的應(yīng)力上升斜率。當(dāng)表面全部奧氏體化以后，在高溫保溫過(guò)程中，組織應(yīng)力和熱應(yīng)力逐漸降低，當(dāng)保溫溫度從840℃向820℃降低時(shí)，由于齒輪軸內(nèi)部溫度高于表面溫度，使得表面因溫度升高而產(chǎn)生壓應(yīng)力，即圖6中看到的第22 h～27 h階段的壓力區(qū)，待齒輪軸在820℃均溫后，齒輪軸整體殘余應(yīng)力趨于0。

齒輪軸心部X、Y、Z三個(gè)方向的應(yīng)力變化規(guī)律與表面和心部的溫差變化規(guī)律相同，表面和心部溫差增加則心部拉應(yīng)力增大，表面和心部溫差減少則心部拉應(yīng)力減小。X和Y方向的變化幅度相同，Z方向應(yīng)力的變化幅度較大。剛開(kāi)始加熱時(shí)，表面膨脹受壓應(yīng)力，心部則為拉應(yīng)力，加熱過(guò)程中表面和心部的溫差增大，心部的拉應(yīng)力逐漸增加，在等溫階段時(shí)，表面的壓應(yīng)力逐漸減小，相應(yīng)的心部拉應(yīng)力逐漸降低，當(dāng)加熱至奧氏體相變時(shí)，雖然表面和心部的溫差在逐漸減小，但由于奧氏體相變體積減小造成的組織應(yīng)力為拉應(yīng)力，從而使齒輪軸心部整體拉應(yīng)力上升，由于此時(shí)熱應(yīng)力向減小方向進(jìn)行，兩者綜合作用下，使齒輪軸心部的殘余應(yīng)力整體增加，但增加的速度較慢，曲線斜率較小。

17Cr2Ni2Mo材料的高溫拉伸性能計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7。從圖7中看到，材料在700～800℃之間的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均高于加熱過(guò)程中表面和心部最大拉應(yīng)力，因此加熱過(guò)程中，齒輪軸存在的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)較小，熱處理工藝的加熱速度合理。

圖7 齒輪軸高溫屈服強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果Figure 7 The calculated results of high temperature yield strength of gear shaft

2.2 冷卻過(guò)程的溫度場(chǎng)模擬

齒輪軸油冷過(guò)程中各個(gè)測(cè)溫點(diǎn)溫度變化的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖8。從整體上看，模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果接近，模擬結(jié)果可以反映實(shí)際產(chǎn)品的冷卻過(guò)程。但從局部看，表面位置和表面以下92 mm位置模擬冷卻速度小于實(shí)測(cè)結(jié)果，表面以下150 mm位置的高溫段模擬冷卻速度大于實(shí)測(cè)結(jié)果，表面以下220 mm位置低溫階段的模擬冷卻速度高于實(shí)測(cè)結(jié)果，表面以下330 mm位置和心部位置500～700℃溫度范圍，模擬冷卻速度低于實(shí)測(cè)結(jié)果。

冷卻過(guò)程溫度場(chǎng)模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果出現(xiàn)偏差的原因主要有以下四點(diǎn)：

(1)軟件在計(jì)算冷卻過(guò)程時(shí)，無(wú)法考慮冷卻介質(zhì)的流場(chǎng)。

(2)每個(gè)單位使用淬火油的換熱系數(shù)不一致。

(3)冷卻測(cè)溫過(guò)程中，接熱電偶的孔洞中可能侵入了油，導(dǎo)致鍛件內(nèi)部傳熱時(shí)，不僅僅是金屬的傳導(dǎo)，還有油的傳熱。

(4)材料比熱容、導(dǎo)熱率和相變潛熱的測(cè)試精度。

2.3 淬火后組織分布模擬結(jié)果

按照?qǐng)D4所示模型進(jìn)行淬火模擬后，齒根位置和心部位置的組織模擬結(jié)果見(jiàn)圖9。從圖9中看到，齒輪軸齒根位置冷卻速度較快，主要發(fā)生貝氏體相變和馬氏體相變，同時(shí)有少量的鐵素體形成。轉(zhuǎn)變完成后，齒根位置的馬氏體含量為0.66，貝氏體含量為0.30，鐵素體含量為0.4。齒輪軸心部位置主要形成貝氏體、鐵素體和少量珠光體，其中貝氏體含量為0.48，鐵素體含量為0.40，珠光體含量為0.09，馬氏體含量為0.03。

(a)表面(b)92mm(c)150mm(d)220mm(e)330mm(f)心部

圖8 齒輪軸不同位置冷卻過(guò)程中溫度模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Figure 8 The comparison of temperature simulation results and measured results of different positions of gear shaft during cooling

圖9 淬火后齒輪軸心部位置和齒根位置的組織模擬結(jié)果Figure 9 The simulated results of microstructure at core position and tooth root position of gear shaft after quenching

圖10 齒輪軸齒根位置和心部位置套料棒的金相分析結(jié)果

Figure 10 The metallographic analysis results of test bars at tooth root position and core position of gear shaft

實(shí)際位置套料棒的金相檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖10。從模擬結(jié)果與實(shí)際檢測(cè)結(jié)果對(duì)比來(lái)看，表面位置和心部位置的組織比例比較吻合，組織模擬結(jié)果、溫度場(chǎng)模擬結(jié)果結(jié)合CCT曲線對(duì)工藝的改進(jìn)有比較強(qiáng)的指導(dǎo)意義。

2.4 淬火后應(yīng)力變化模擬結(jié)果

冷卻后，齒輪軸各個(gè)方向的應(yīng)力分布規(guī)律見(jiàn)圖11。從圖11可以看到，齒輪軸淬火后，軸的中心位置和傳動(dòng)齒的心部位置均存在較大的拉應(yīng)力，因此齒輪軸容易在這兩個(gè)應(yīng)力集中的位置發(fā)生斷裂。淬火后冷卻過(guò)程中齒輪軸的應(yīng)力隨溫度組織的變化規(guī)律見(jiàn)圖12。從圖12中可以看到，齒輪淬火過(guò)程中心部的拉應(yīng)力變化分為5個(gè)階段。第一階段是冷卻后30 min，此階段的應(yīng)力上升主要是截面溫差引起的。第二個(gè)階段是冷卻后30 min～40 min之間，該階段淬火應(yīng)力有所下降，主要原因是大量鐵素體的生成以及少量的珠光體的生成形成的組織應(yīng)力，從而抵消部分熱應(yīng)力，導(dǎo)致應(yīng)力降低。第三階段為冷卻后40 min～55 min之間，此時(shí)，貝氏體相變量較少，不足以抵消因截面溫差形成的熱應(yīng)力，導(dǎo)致應(yīng)力上升。第四階段為冷卻55 min～71 min之間，此時(shí)由于大量的貝氏體形成，產(chǎn)生的組織應(yīng)力抵消了大部分熱應(yīng)力，從而使得整體熱應(yīng)力水平降低。第五個(gè)階段是冷卻71 min～160 min，此時(shí)由于齒輪軸心部溫度已經(jīng)降低至彈性變形階段，并且組織無(wú)相變，因此應(yīng)力迅速上升，達(dá)到596 MPa。淬火冷卻結(jié)束后，各個(gè)方向的應(yīng)力對(duì)比見(jiàn)表1。對(duì)比圖7中材料不同溫度下的屈服強(qiáng)度，淬火后的殘余應(yīng)力沒(méi)有超過(guò)對(duì)應(yīng)溫度的屈服強(qiáng)度，但已經(jīng)十分接近，存在較大的風(fēng)險(xiǎn)。為了保持齒輪軸表面的硬度，其回火溫度在180～220℃之間，此溫度范圍只能改善齒輪軸殘余應(yīng)力中的第二類和第三類應(yīng)力，對(duì)整體應(yīng)

圖11 淬火冷卻后齒輪軸截面各個(gè)方向的應(yīng)力分布規(guī)律Figure 11 The distribution rule of stress in all directions on cross section of gear shaft after cooling of quenching process

圖12 齒輪軸淬火過(guò)程中應(yīng)力隨溫度組織的變化規(guī)律Figure 12 The change rule of stress with temperature and microstructure during quenching of gear shaft表1 齒輪軸淬火后，心部位置各個(gè)方向的應(yīng)力分布Table 1 The distribution of stress in all directions at core position after quenching of gear shaft

溫度/℃應(yīng)力/MPa心部表面X方向Y方向Z方向9885472471596

力的降低作用十分有限，齒輪軸在如此高的殘余應(yīng)力下工作，開(kāi)裂的可能性極大。

3 結(jié)論

(1)采用Deform熱處理模塊計(jì)算齒輪軸加熱過(guò)程的溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合很好，對(duì)于產(chǎn)品熱處理工藝的制定具有很好的指導(dǎo)作用。

(2)采用Deform熱處理模塊計(jì)算齒輪軸油冷過(guò)程的溫度場(chǎng)與實(shí)測(cè)結(jié)果存在一定的偏差，但組織模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，說(shuō)明該偏差是可以接受的。

(3)齒輪軸淬火后，在中心位置和驅(qū)動(dòng)齒部位的中心位置存在較大的應(yīng)力，因此實(shí)際工藝必須在實(shí)驗(yàn)工藝的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，防止齒輪軸發(fā)生斷裂。

(4)齒輪軸淬火過(guò)程中心部的組織應(yīng)力可以抵消部分熱應(yīng)力，因此通過(guò)微調(diào)成分，增加低溫階段的組織轉(zhuǎn)變量來(lái)降低淬火后的殘余應(yīng)力是一種十分有效的方式。

編輯 陳秀娟

Research on Numerical Simulation ofQuenching Process for 17Cr2Ni2Mo Gear Shaft

Li Qi, Yang Yunming, Tao Fengyun, Jiang Xinliang

The temperature field, the microstructure field and the stress field of 17Cr2Ni2Mo gear shaft during the heating and cooling procedure of quenching process have been simulated by Deform heat treatment module. The changes of temperature, microstructure and stress during the heating procedure and the stress risk during the heating and cooling procedure of quenching process have been analyzed. Meanwhile, the temperature measuring experiment during the heating and cooling procedure of quenching process has been performed by using the gear shaft moulds with equal proportion. The metallurgical structure analysis has been performed with the specimens taken from the root position of tooth and the center position of gear shaft. The results show that the computer simulated results of temperature and microstructure of gear shaft during heating and cooling procedure agree well with the actual measured results, and the simulated results have a good guiding function on the preparation of manufacturing process for products.

Deform heat treatment module; quenching for gear shaft; numerical simulation; heat treatment stress

2016—10—08

TG156.3

A