蔣志鵬, 陳 浩, 吳曉春

(上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點實驗室, 上海 200072)

為滿足環(huán)境保護(hù)和節(jié)能減排要求,汽車輕量化己成為一種趨勢[1]。隨著新能源汽車產(chǎn)業(yè)的推動,輕量化壓鑄零件的需求進(jìn)入爆發(fā)期,車身框架中鋁壓鑄件越來越多,設(shè)計方案更為復(fù)雜、表面要求更高[2],同時尺寸也由小的鋁壓鑄零部件向大型框架鋁壓鑄件發(fā)展,從而使得傳統(tǒng)的熱作模具鋼由于其淬透性不足而不能滿足目前市場對大截面壓鑄模的使用要求[3]。為了解決壓鑄模向大型化發(fā)展這一問題,近年來國內(nèi)外研究者在H13鋼基礎(chǔ)上開發(fā)出了滿足當(dāng)前大型壓鑄模使用要求的大截面壓鑄模具鋼模塊[4]。

然而,對于如此大的截面模塊,心部能否淬透對是否能提高模塊性能起著至關(guān)重要的作用[5]。由于模塊尺寸較大,在淬火冷卻過程中模塊表面和內(nèi)部的冷卻情況差異明顯,導(dǎo)致心表溫度和組織變化不同步,無法精確掌控[6]。近年來,真空高壓氣淬技術(shù)備受關(guān)注,相比于傳統(tǒng)的淬火過程(油冷、水冷等),真空高壓氣淬具有諸多優(yōu)點[7],例如淬火過程中介質(zhì)不會發(fā)生相變,工件的冷卻速率較為均勻,內(nèi)部應(yīng)力小,加熱過程中零件表面氧化程度很小、冷速可控、氣淬后的工件表面光潔,省去了清洗工序,淬火過程中不排放污染物,不會對操作人員的健康造成損害等。

為了保證大模塊心部能夠盡量淬成馬氏體或下貝氏體,同時在高溫段不析出碳化物,本文研究了3種不同氣體壓力條件下的真空氣淬過程,然而,淬火過程并不是簡單的溫度變化過程,而是一個溫度場、應(yīng)力場和組織場相互耦合的復(fù)雜物理過程[8],在冷卻過程中熱傳導(dǎo)、相變和應(yīng)力的變化均不能直接觀測[9]。計算機數(shù)值模擬能夠直觀反映模塊內(nèi)任意部位、在任意時刻的溫度、應(yīng)力/應(yīng)變及組織分布變化情況,既可節(jié)省物力和時間,也可達(dá)到精確控制的目的[10]。因此,本工作借助計算機輔助數(shù)值研究方法研究氣淬冷卻過程中溫度場、組織場和應(yīng)力場分布規(guī)律,同時進(jìn)行試驗驗證。顧劍鋒等[11]對9Cr2Mo鋼冷軋輥加熱過程瞬時溫度場和奧氏體化進(jìn)程進(jìn)行了模擬,模擬結(jié)果與實際結(jié)果吻合較好,并根據(jù)模擬結(jié)果優(yōu)化了冷軋輥的加熱工藝,縮短了冷軋輥的加熱時間。陳旭陽等[12]計算了高壓氣體淬火過程的溫度場和組織轉(zhuǎn)變,預(yù)測了淬火后的相分布和溫度分布。湯磊磊等[13]對SDC99鋼淬火過程中應(yīng)力和組織演變進(jìn)行了有限元模擬,發(fā)現(xiàn)淬火過程中溫度場及殘余應(yīng)力的分布與模擬結(jié)果吻合較好。

基于以上研究現(xiàn)狀,本工作以SDDVA壓鑄模具鋼大模塊為研究對象,建立溫度、組織和應(yīng)力場耦合的數(shù)值分析模型,對大模塊氣淬冷卻過程進(jìn)行數(shù)值模擬,研究氣淬冷卻過程中溫度、應(yīng)力和組織的演變過程及其分布規(guī)律,同時,通過生產(chǎn)試驗驗證了數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,給出最合適的淬火工藝用于指導(dǎo)實際生產(chǎn),并從理論上預(yù)測了模塊可生產(chǎn)的最大規(guī)格,以期為大截面模塊的生產(chǎn)提供技術(shù)支持和借鑒。

1 理論模型

1.1 溫度場

溫度場是模擬熱處理過程的重要參量,考慮物體溫度隨時間不斷變化和內(nèi)熱源對溫度場的影響,根據(jù)Fourier定律可推導(dǎo)出直角坐標(biāo)系下瞬態(tài)非線性熱傳導(dǎo)方程[14]:

(1)

式中:x、y、z為坐標(biāo)方向;T、t分別為溫度和時間;ρ、c、λ分別為密度、比熱容和熱導(dǎo)率;Q為內(nèi)熱源(淬火冷卻過程中的相變潛熱)。

初始條件是工件的初始溫度分布情況,本研究中假設(shè)工件各部位的初始溫度均勻分布,即:

T(x,y,z)|t=0=T0(x,y,z)

(2)

工件與介質(zhì)之間的對流換熱屬于第三類邊界條件,可描述為:

(3)

式中:n、H分別為工件的表面外法線方向和表面換熱系數(shù);TS、TE分別為工件表面與介質(zhì)溫度。

1.2 組織場

在本研究中,SDDVA鋼被看作由奧氏體、珠光體、貝氏體和馬氏體各相復(fù)合而成,各相的熱膨脹系數(shù)及奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)槠渌嗟南嘧儩摕峋∽晕墨I(xiàn)[15]。氣淬冷卻過程是連續(xù)冷卻過程,依據(jù)不同冷速,鋼中奧氏體可轉(zhuǎn)化為鐵素體、珠光體、貝氏體和馬氏體等不同組織。在組織場模擬中,本研究運用TTT曲線并結(jié)合Scheil疊加原則建立相變計算模型[16]。對于擴散型相變,組織轉(zhuǎn)變量與時間的關(guān)系可用JMAK方程[17]表示:

ξ=1-exp(-btn)

(4)

式中:ξ、t分別為轉(zhuǎn)變量和時間;b、n分別為新相形核系數(shù)和長大系數(shù),是材料成分、應(yīng)力狀態(tài)和溫度的函數(shù),b和n可從等溫轉(zhuǎn)變曲線對應(yīng)某一溫度T的兩個等溫時間t1、t2以及轉(zhuǎn)變量ξ1、ξ2求得:

(5)

(6)

在計算這兩個參數(shù)時,因在測定等溫轉(zhuǎn)變曲線上的轉(zhuǎn)變開始點和轉(zhuǎn)變終了點時存在一定誤差,故常選取轉(zhuǎn)變量為10%和90%及它們對應(yīng)的等溫轉(zhuǎn)變時間代入公式(4)～(6)進(jìn)行計算。非擴散型馬氏體相變采用Inoue等[18]修正后的公式進(jìn)行計算:

(7)

1.3 應(yīng)力/應(yīng)變場

采用熱彈塑性模型,任一網(wǎng)格劃分單元隨時間變化可能處于3種應(yīng)力狀態(tài)[19]:彈性區(qū)、塑性區(qū)和彈塑性混合區(qū)。在任意時刻,某一單元具體屬于哪種應(yīng)力狀態(tài),依賴于試樣材料性能、溫度及相變過程。淬火冷卻過程總應(yīng)變速率可采用式(8)進(jìn)行計算:

(8)

2 試驗材料及方案

2.1 材料及其物性參數(shù)

本研究所用試驗鋼SDDVA是本課題組在H13鋼基礎(chǔ)上進(jìn)行成分設(shè)計和優(yōu)化后的壓鑄模具專用鋼,其成分如表1所示,研究對象為經(jīng)電渣重熔的鍛制SDDVA壓鑄模具鋼大模塊,其尺寸為500 mm×500 mm×500 mm。

表1 SDDVA鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

首先,利用JmatPro模擬軟件對熱作模具鋼材料的比熱容、導(dǎo)熱性能、相變特性等關(guān)鍵性能進(jìn)行了計算,為數(shù)值模擬時制定工件的物性參數(shù)提供關(guān)鍵條件,如圖1所示。SDDVA鋼大模塊真空熱處理工藝的制定依賴于鋼的相變特性,本文所用的連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變(Continuous cooling transformation,CCT)曲線來源于文獻(xiàn)[20]。

圖1 SDDVA鋼的熱物性參數(shù)

2.2 真空氣淬工藝

本工作研究了在3種不同的壓力條件下真空氣淬時SDDVA鋼大模塊的冷卻行為,即氮氣壓力為0.4、0.6和0.9 MPa,其工藝曲線如圖2所示。通過對比分析3種氣淬壓力條件下冷卻的溫差、冷速、組織、應(yīng)力的異同,評估其開裂風(fēng)險,尋求不同條件下能獲得馬氏體的最大模塊厚度用于指導(dǎo)生產(chǎn)。3種工藝的奧氏體化溫度為1030 ℃,計算時默認(rèn)初始溫度均勻,最終冷卻至大模塊心部為200 ℃后出爐,隨即進(jìn)回火爐回火至規(guī)定硬度。

圖2 模塊真空氣淬工藝曲線

2.3 試驗驗證

本研究從溫度和組織兩方面考慮,驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。在模塊3個位置處鉆孔,放入熱電偶測量溫度變化曲線,同時,為了研究氣淬冷卻后模塊不同位置處的性能和組織變化規(guī)律,將模塊剖開后在3個位置處鉆方孔,放入沖擊試樣和金相試樣,再將模塊拼合完整后進(jìn)行熱處理,縫隙位置使用石棉封填緊密防止淬火氣體進(jìn)入,如圖3所示。

圖3 試驗現(xiàn)場模塊照片

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元計算模型

采用DEFORM?有限元軟件選取SDDVA鋼大模塊的1/8進(jìn)行建模,其1/8三維立體有限元計算模型如圖4所示。對模塊1/8模型進(jìn)行四面體網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格數(shù)量為32 000個,節(jié)點數(shù)為41 927個。在模擬過程中,環(huán)境溫度設(shè)為30 ℃。為了便于研究模塊在冷卻過程中溫度、組織及應(yīng)力的演變及分布規(guī)律,根據(jù)其幾何對稱性在該1/8模塊上選取3個特征點進(jìn)行分析,依次為P1、P2和P3,如圖4所示。其中,P1點位于模塊的幾何中心位置,P2點位于1/8模塊的幾何中心位置,即位于距大模塊表面1/4處,P3點位于外表面上,P3點距離前表面和右表面各20 mm。

圖4 1/8模塊三維有限元計算模型

3.2 熱交換邊界條件

大模塊在氣淬冷卻過程中所涉及到的熱交換邊界條件包括冷卻介質(zhì)和模塊的熱物性參數(shù),冷卻過程中的冷卻介質(zhì)為氮氣,本文利用熱電偶實際測量了模塊冷卻過程中各點的溫度變化曲線。圖5(a)是3種淬火壓力條件下,實際測量的模塊表面的溫度隨時間變化曲線。采用反算法計算了3種淬火壓力下模塊表面換熱系數(shù),結(jié)果如圖5(b)所示?？梢钥闯?隨著淬火壓力的升高,大模塊表面的換熱系數(shù)也升高,同時,隨著模塊溫度的下降,模塊表面的換熱系數(shù)大小呈現(xiàn)先升后降的趨勢,其中,溫度在900～1030 ℃時,表面換熱系數(shù)較小的原因是由于高溫下氮氣的運動粘度大,無法有效帶走模塊表面的熱量,在0～400 ℃時換熱系數(shù)較小的原因則是因為此時模塊表面溫度較低,與氮氣的熱量交換沒有高溫下劇烈。

圖5 不同淬火壓力條件下模塊表面冷卻曲線(a)及換熱系數(shù)(b)

為了驗證反算法計算表面換熱系數(shù)的準(zhǔn)確性,需要將模擬值與實際測量值進(jìn)行對比,選取兩種典型工況下的試驗結(jié)果作為驗證,圖6(a,b)分別為在0.4 MPa壓力條件下模塊表面冷卻曲線和0.9 MPa壓力條件下模塊心部冷卻曲線計算值與測量值的對比圖。從圖6(a)可以看出,兩條曲線在前半段基本吻合,后半段最大相對誤差僅為6%,在誤差允許范圍之內(nèi)。其原因是在實際冷卻過程中,冷卻介質(zhì)溫度會上升,造成換熱能力下降,而模擬時認(rèn)為環(huán)境溫度不變。同時,從圖6(b)可以看出,由于模塊心部不與冷卻介質(zhì)直接接觸,溫度模擬值與實際測量值基本吻合,數(shù)值模擬結(jié)果符合試驗測量。

圖6 不同淬火壓力條件下模塊表面(a)及心部(b)冷卻曲線計算值與測量值對比

4 結(jié)果與分析

4.1 溫度的演變

本文所采用的3種氣淬工藝的不同之處在于冷卻時的氣體壓力不同,因此,為了研究3種冷卻過程溫度的變化規(guī)律,圖7給出了3種壓力條件下淬火60 min后模塊1/8模型的溫度分布云圖。

圖7 不同壓力下淬火60 min后模塊1/8模型的溫度分布云圖

從圖7可以看出,0.9 MPa條件下模塊心部溫度已經(jīng)低于600 ℃,而0.4 MPa和0.6 MPa條件下還在700 ℃以上?？梢园l(fā)現(xiàn),從心部往外,0.9 MPa壓力條件下模塊的溫度分布比其他兩種壓力條件下的相對低,說明從冷卻角度考慮,0.9 MPa淬火壓力條件的效率比0.4 MPa和0.6 MPa效率更高。然而,在0.9 MPa壓力條件下,大模塊表面的換熱系數(shù)始終高于0.4 MPa和0.6 MPa條件下,因此,模塊表面溫度的下降速度也顯著提高,心表溫差也較大。心表溫差過大將導(dǎo)致模塊內(nèi)外膨脹量不同而產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力,容易造成模塊在冷卻過程中開裂。

為了評估3種冷卻方式由熱應(yīng)力引起開裂的風(fēng)險程度,分析了3種工藝?yán)鋮s過程中模塊的最大心表溫差,如圖8所示。隨著淬火壓力的升高,模塊在冷卻過程中的最大心表溫差也呈上升趨勢,0.4、0.6和0.9 MPa條件下的最大心表溫差分別為120、160和190 ℃?？傮w而言,0.4 MPa淬火壓力條件下最大心表溫差較0.9 MPa淬火壓力條件降低約70 ℃,但是,3種工藝條件下的模塊心表溫差均在200 ℃以下,對大模塊在冷卻過程中引起開裂的影響較小。

圖8 不同淬火壓力條件下模塊心表最大溫差對比

在本研究中,模塊尺寸較大,在冷卻時心部與表面冷卻速度存在較大差異。由于心部冷速最小,不容易控制其冷速以保證得到所需要的組織轉(zhuǎn)變,是需要重點關(guān)注的部位。因此,對比分析了3種冷卻方式下模塊心部的冷速變化規(guī)律。如圖9所示,在3種工藝條件下,模塊心部的冷速(Vcore)隨著溫度的下降,變化趨勢大致相同,都是先升高再降低,可以看出3種工藝下模塊在高溫段(800～500 ℃)時的心部冷卻速度均在0.1 ℃/s 以上。當(dāng)淬火氣壓為0.9 MPa時,心部冷速先是隨著溫度的下降快速增大,在750 ℃左右出現(xiàn)冷速最大值(約0.2 ℃/s),隨著溫度的繼續(xù)降低,心部冷速逐漸降低,且相比前半程,降低幅度要小一些。當(dāng)冷卻到300 ℃左右時,心部冷速的變化趨于平緩,基本維持在0.05 ℃/s左右。

圖9 不同淬火壓力下冷卻過程中模塊心部的冷卻速率變化曲線

從顯微組織結(jié)果來看,即使在0.9 MPa條件下淬火,模塊心部也有先共析碳化物沿晶析出現(xiàn)象,如圖10所示,因此,SDDVA鋼在冷卻過程中避免先共析碳化物沿晶析出的臨界冷速至少應(yīng)大于0.2 ℃/s。

圖10 0.9 MPa淬火壓力下模塊不同位置處的SEM圖

圖11為不同淬火壓力下模塊心部的CCT曲線。圖11中紅色虛線是根據(jù)試驗結(jié)果作出的先共析碳化物析出線,可以看出,模塊心部一直處于連續(xù)冷卻狀態(tài),3種條件下,模塊心部最終形成貝氏體、馬氏體和碳化物構(gòu)成的混合組織。顯然,500 mm厚度的大模塊在這3種壓力條件下氣淬后,不能保證材料高的組織均勻性和優(yōu)良的強韌性,因此,需要進(jìn)一步研究不同工藝條件下,模塊心部冷速能夠避開先共析碳化物析出的最大厚度。

圖11 不同淬火壓力下模塊心部的CCT曲線

4.2 組織的演變

為了進(jìn)一步研究3種冷卻方式對于大模塊淬火后最終組織的影響,對1/8模塊的整個冷卻過程進(jìn)行了組織場的數(shù)值模擬與分析。圖12給出了3種冷卻過程中模塊各點的組織演變曲線,從模塊各點奧氏體、馬氏體和貝氏體組織含量(ξA、ξM、ξB、)隨冷卻時間的變化趨勢看,由于淬火壓力的升高,模塊心部最終200 ℃時獲得的殘留奧氏體和貝氏體減少,同時,隨著淬火壓力從0.4 MPa升高到0.9 MPa,馬氏體含量也從約51%升高到了約62%。

圖12 不同淬火壓力冷卻過程中模塊不同位置處的組織演變曲線

為了驗證組織場數(shù)值計算的準(zhǔn)確性,本文利用X射線衍射法實際測量了0.6 MPa淬火條件下心部試樣的殘留奧氏體含量,如圖13所示,根據(jù)衍射譜中的峰強計算得出淬火后殘留奧氏體含量約為4.85%,與室溫下的模擬值吻合。

圖13 0.6 MPa氣淬后模塊心部的XRD圖譜

為了直觀展示大模塊淬火組織演變的規(guī)律,圖14為0.9 MPa 壓力條件下,淬火結(jié)束后1/8模塊的組織分布云圖,從模塊馬氏體、奧氏體和貝氏體組織的分布云圖看,當(dāng)心部溫度達(dá)到200 ℃時,模塊表面只有30 ℃ 左右,因此表面已轉(zhuǎn)變成100%馬氏體組織,且由表及里,隨著溫度的升高,馬氏體含量逐漸降低,如圖14(a)所示。當(dāng)心部溫度達(dá)到200 ℃時,奧氏體體積分?jǐn)?shù)最高可達(dá)28%,這主要是與該處溫度高于馬氏體轉(zhuǎn)變結(jié)束溫度(Mf)有關(guān),奧氏體還未完全轉(zhuǎn)變成馬氏體,如圖14(b)所示。如圖14(c)所示,只有溫度較高的模塊心部區(qū)域存在貝氏體組織,其體積分?jǐn)?shù)為8%左右。

圖14 0.9 MPa氣淬后模塊1/8模型的組織分布云圖

圖15是模塊不同位置在0.9 MPa條件下淬火后的顯微組織,可以看出模塊表面已經(jīng)全部淬成了馬氏體,而心部則是貝氏體和馬氏體的混合組織。

圖15 0.9 MPa氣淬后模塊不同位置處的顯微組織

綜上所述,從組織演變角度考慮,3種工藝所采用的不同淬火壓力對模塊組織的演變具有明顯的影響,其中,從獲得馬氏體和貝氏體的體積分?jǐn)?shù)來看,0.9 MPa 壓力條件下淬火能使模塊獲得較多的馬氏體和較少的貝氏體。因此,從組織演變角度看,0.9 MPa壓力條件下淬火具有最好的效果。

4.3 應(yīng)力的演變

應(yīng)力是模塊在淬火冷卻過程中發(fā)生開裂的主要原因,模塊在冷卻過程中的應(yīng)力主要是心表溫差引起的熱應(yīng)力和組織轉(zhuǎn)變的不同步性造成的組織應(yīng)力的綜合表現(xiàn)。分析模塊應(yīng)力中熱應(yīng)力和組織應(yīng)力的同時作用有助于從溫度或組織控制兩方面采取相應(yīng)措施解決模塊應(yīng)力過大的問題。為了研究不同氣壓條件下淬火的開裂風(fēng)險,對3種淬火壓力下熱應(yīng)力和相變應(yīng)力同時作用的等效應(yīng)力進(jìn)行了計算與分析。

圖16為3種工藝?yán)鋮s過程中模塊各點的等效應(yīng)力演變曲線。隨著冷卻時間的延長,3種工藝下的等效應(yīng)力(σmp)的變化趨勢基本相似。由于模塊表面冷卻最快,P3點先達(dá)到最大應(yīng)力,此時模塊表面主要為熱應(yīng)力,P2點較P3點降溫稍慢,因此最大熱應(yīng)力達(dá)到時間晚于P3點,當(dāng)P1點和P2點發(fā)生馬氏體和貝氏體相變時,由于相變潛熱的釋放,總應(yīng)力下降,P1點總應(yīng)力在60～160 min內(nèi)相對其他2點都最高,因此,P1點相對其他2點是最有可能先出現(xiàn)開裂的位置,應(yīng)主要考慮P1點。通過對比可以發(fā)現(xiàn),在3種工藝條件下,模塊P1位置處的淬火應(yīng)力都隨著淬火壓力的升高而升高,最大等效應(yīng)力約為500 MPa,因此,從應(yīng)力角度考慮,在0.4、0.6和0.9 MPa淬火壓力條件下氣淬可避免模塊的開裂風(fēng)險。

圖16 不同氣淬壓力冷卻過程中模塊各點的應(yīng)力演變曲線

5 模塊最大生產(chǎn)厚度的理論預(yù)測

為了提高大截面模塊的經(jīng)濟效益,需要在一定條件下盡可能提高模塊的尺寸規(guī)格。圖17為150～650 mm厚模塊在0.4、0.6和0.9 MPa淬火壓力條件下的心部冷速圖。由圖17可知,隨著模塊厚度的增加,模塊心部的最大冷速逐漸減小,模塊厚度越大,心部冷速差異越小,結(jié)合0.9 MPa氣淬條件下的顯微組織,考慮冷卻速度至少應(yīng)大于0.2 ℃/s才能避免沿晶碳化物析出。對于380 mm厚的SDDVA鋼模塊,0.9 MPa氣淬條件下最大等效應(yīng)力為350 MPa,可避免冷卻開裂,并且心部貝氏體含量僅為1%。因此,結(jié)合冷卻速度和開裂風(fēng)險,可以預(yù)測SDDVA模塊真空高壓氣淬在0.4、0.6和0.9 MPa壓力條件下可生產(chǎn)的理論最大厚度分別為280、320和380 mm。

圖17 3種氣淬壓力下不同厚度SDDVA鋼模塊心部冷速

為了驗證淬火冷卻速度至少應(yīng)大于0.2 ℃/s能夠避免碳化物沿晶析出,從而提高鋼的力學(xué)性能這一結(jié)論,本文利用DIL8505A型熱膨脹儀對尺寸為φ4 mm×10 mm的圓柱狀試樣進(jìn)行模擬淬火,在1030 ℃保溫15 min 后,以0.25 ℃/s的冷卻速度冷卻,再通過掃描電鏡觀察顯微組織,結(jié)果如圖18所示,可以看出,試樣在0.25 ℃/s 的冷卻速度下淬火,可以避開碳化物沿晶析出。

圖18 0.25 ℃/s冷速下淬火后SDDVA鋼的顯微組織

6 結(jié)論

1) 通過組織場的模擬和試驗結(jié)果可知,3種淬火壓力對500 mm厚度SDDVA鋼模塊組織的演變具有明顯的影響。從獲得馬氏體和貝氏體的體積分?jǐn)?shù)來看,0.9 MPa壓力條件下淬火,模塊可獲得較多的馬氏體和較少的貝氏體,分別為62%和6.5%。

2) 500 mm厚度的大模塊在3種壓力下氣淬后,心部冷速均不能避開先共析碳化物的析出。模塊在高溫段(800～500 ℃)的冷速應(yīng)不小于0.25 ℃/s才可避免先共析碳化物沿晶析出,從而保證材料優(yōu)良的綜合性能。

3) 3種壓力氣淬工藝下,SDDVA鋼模塊的溫度場和應(yīng)力場模擬結(jié)果和試驗結(jié)果表明,0.9 MPa壓力氣淬條件下冷卻可有效提高模塊冷卻過程心部的冷卻速度,并且最大心表溫差為180 ℃,最大等效應(yīng)力小于SDDVA鋼的抗拉強度,可避免開裂的風(fēng)險。因此在本研究中,0.9 MPa壓力條件下淬火相比于0.4、0.6 MPa具有更好的淬火能力。

4) 隨著模塊厚度的增加,模塊心部的最大冷速逐漸降低,結(jié)合冷速和開裂風(fēng)險因素考慮,SDDVA鋼模塊真空高壓氣淬后要能避免先共析碳化物析出,在0.4、0.6和0.9 MPa壓力條件下的最大理論可生產(chǎn)厚度分別為280、320和380 mm。