基于数值模拟的718塑料模具钢大模块淬火新工艺设计百Word文档下载推荐.docx
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211 温度场的分析
三维温度场传热控制偏微分方程:
9
9x（k
9T
9x+
9y（k
9y+
9z（k
9z+q=Θcp
9t（1式中 k——热导率,J（m・s・℃;
Θ——密度,kgm3;
cp——比热容,J（kg・℃;
q——材料内热源强度,它源于淬火过程中发生相变时潜热的释放,与相变的类型和
①收修日期:
2003209223;
联系人:
宋冬利,博士研究生,winter_song@sjtu1edu1cn
相变量有关。
淬火过程传热通常是第三类边界条件,如式（2:
h2（Tw-Tc=-
Κ9T9n
（2
式中 h2——总的表面换热系数,W（m2・K。
h2由对流换热系数hc和辐射换热系数hr两项组成,而且它们都是时间和淬火模块表面温度的函数,本文中它们的计算方法如下:
hr=ΡΕ（T2w+T2
c（Tw+Tc
（3hc=2156×
4
（Tc-Tw
（4
式中 Tw——模块表面温度,K;
Tc——介质的温度,K;
Ρ——Stefan2Boltzmann常数,其值为
51768×
10-8W（m2・K4;
Ε——工件表面辐射率,文中取为016。
采用Galerkin有限元方法求解导热偏微分方程式（1,经过单元剖分,边界条件引入并化成弱形式后,可以得到整个模块的温度场求解的总平衡方程组:
[K]{T}+[C]{
9t
}={F}（5
采用向后差分格式处理温度T对时间t的微分,式（5可化为:
（[k]+
1
∃t
[C]{T}t=
[C]{T}t-
+F（6
212 组织转变计算
实际淬火过程是连续冷却的过程。
为了采用TTT曲线进行相变量计算,通常对淬火过程进行时间离散,连续冷却过程可近似转化为多个阶梯状的极短时间段的等温冷却过程的综合。
对于扩散相变,F1M1B1Fernades和A1Simon、S1Denis
[3~5]
等认为包括形核和长大两个过程,
Scheil叠加法则可解决阶梯等温作用的孕育期和相
变量叠加问题。
孕育期计算采用Scheil逐温孕育成核相加理论,即
6
n
i=1
∃ti
iIt
=1（7
式中 ∃ΣiIt——短暂等温时间,s;
ΣiIt——某一阶梯冷却温度区的中点温度下
等温转变的孕育期,s。
扩散型相变（珠光体、贝氏体的相变量计算采用Avrami方程:
f=1-exp（-btn（8
式中b,n——取决于等温温度的系数,它们与钢的
成分及奥氏体化条件有关。
非扩散型相变（马氏体转变量决定于温度而与时间无关,采用Koistinen2Marburger公式进行计算:
f=1-
exp（-Α（Ms-T（9
式中 Ms——马氏体开始转变的温度,℃;
T——温度,℃;
Α——与钢材有关的常数,对大多数钢而言Α
=01011。
3 模拟的实现
本文以非线性有限元软件MSC2MARC为平台,开发相关的适用于淬火模拟的用户子程序来实现新型718塑料模具钢淬火过程温度场和组织场的
耦合。
新型718塑料模具钢成分如表1所示,模拟过程中所用到的材料性能数据如表2所示。
为使模拟结果准确可靠,本文所使用的奥氏体等温转变曲线（TTT曲线是通过实验实测而得。
本文所模拟的718钢大模块是某钢厂生产的长方体模块,其尺寸为1000mm×
800mm×
510mm（图1（a。
由于长方体模块的对称性,有限元分析选取八分之一模块,网格划分为三维八节点单元,见图1（b。
表1 718钢的化学成分
Table1 Chemicalcompositionof718steel
%
CMnSiPSCrMoNiCu0135
0175
0140
01012
01007
1175
1114
0111
4 模拟结果及分析
通过对不同种淬火工艺的反复模拟计算,得到最终的淬火工艺,即加热到930℃保温使之完全奥氏体化,然后直接出炉、在空气中冷却到室温。
对模拟的结果及实验验证分析讨论如下。
411 温度场与组织转变模拟结果
图2所示为中截面ABCD（图1z轴方向上各点C→E→D温度随时间变化的曲线,图3是淬火17730s时大模块内部的温度场分布云图。
图4所示分别是表面和心部组织随时间的变化。
从图2可知,采用930℃奥氏体化后直接在空气中冷却的淬火工艺,可使如此大的模块的表面和心部的温差较小,在临界点A1（730℃之下,表心温差小于100℃,因此大大地减小了淬火开裂的危险。
从图2的冷却曲线还可知,无论是模块表面还是
・
56・第9期 宋冬利等:
基于数值模拟的718塑料模具钢大模块淬火新工艺设计
表2 718钢的材料性能参数
Table2 Materialpropertyparametersof718steel
密度
kg・m-3
比热容J・（kg・℃-1
导热系数J・（m・s・℃-1
各相的热焓108J・m-3
20℃200℃
400℃FPBM7800
460
2910
2915
3110
519
610
612
61
5
图1 模块尺寸及有限元网格划分
Fig11 SizeofthemoduleandFEMmesh
（a模块形状及尺寸;
（b
模块的网格划分形式
图2 模块中截面上各点的冷却曲线
Fig12 Coolingcurvesofpointsatthe
middlesectionofthemodu
le
图3 淬火到17730s时大模块
内部的温度分布云图
Fig13 Temperaturecontouroflargemodule
afterquenchingfor17730
s
图4 模块表面和心部的组织转变
Fig14 Microstructureevolutionofpointsatsurfaceandincenterofthemodule
（a表面的点D;
（b心部的点C
・66・钢 铁 第39卷
心部均在420℃左右出现了一个温度平台,这是由于相变过程产生的潜热所引起的。
而这个温度范围属于贝氏体相变区,因此模块表面和心部应该均生成了贝氏体组织。
从图4也可以看出淬火结束后模块表面和心部都得到了100%贝氏体组织,在整个空冷淬火过程中没有发生先共析铁素体、珠光体相变。
这可从该钢种的淬透性上得到解释,由于新型718塑料模具钢中加入提高钢淬透性的合金元素Cr、Ni,从而使TTT曲线向右移,在最不稳定的“鼻子”转变温度650℃,孕育期也达到46min,所以即使是缓慢的空冷也不会发生先共析铁素体、珠光体相变。
过冷奥氏体继续冷却下来发生了贝氏体相变,使得整个模块均获得贝氏体组织,从而保证了整个模块硬度分布均匀一致。
412 实验验证
为了检验模拟结果的准确性,在现场对尺寸为1000mm×
800mm×
510mm的大模块采用模拟设计的淬火工艺进行淬火。
为了保证在加热过程中不会引起热裂纹,采用的加热工艺为:
以≤80℃h的速度加热到650℃,保温3h后,再以≤80℃h的速度加热到930℃,保温1215h,使模块完全奥氏体化。
然后出炉空冷淬火,最后截取模块的中截面ABCD,用HR-1500T型电动洛氏硬度计测试硬度。
表3、4分别是淬火后,试样中截面上沿厚度（z轴:
C→E→D及宽度（y轴:
C→B方向从表面到心部的硬度值。
从表3、4可以看出,模块经过空冷淬火后,整个截面的硬度很均匀,最大差值为215HRC。
从硬度的分布来看,硬度差不是由于各处获得不同组织所引起的,因为硬度分布并不是呈逐渐变化的趋势,而是以跳动的形式变化。
分析出现这种现象的原因,一方面可能是由于原始组织不均匀,局部有偏析;
另一方面也可能是人为或仪器误差引起的。
总之,空冷淬火后的硬度分布能达到均匀一致,同一截面的最大差小于3HRC的要求。
因为大模块最后的交货状态是回火状态,所以对淬火后的试样进一步采用如下工艺进行回火处理。
回火工艺为加热到350℃,保温3h,接着加热到580℃,保温14h,然后加热到600℃,保温6h,最后空冷。
表5是模块经回火处理后中截面宽度（y轴:
C→B方向的硬度值。
从表5可以看出,回火处理后整个模块的硬度都降低了,但硬度分布仍保持均匀一致,在3110~3115的范围内。
由此可见该淬火工艺能够满足718塑料模具钢预硬化处理后硬度在29~35HRC范围内,同一截面内硬度差小于3HRC的要求。
表3 淬火后大模块中截面上沿厚度
方向的硬度值（C→E→D
Table3 Hardnessdistributionatthemiddle
sectionofquenchedlargemodulealongthe
thickness（C→E→D
离表面
距离mm
硬度
（HRC
（HRC10411019041103704010
30411521040153904010
504110*********04015
70411525041104304110
90411027041154504110
110411529040154704115
130********1104904110
150********1105004110
17041103504010
表4 淬火后大模块中截面上沿宽度方向
的硬度值（C→B
Table4 Hardnessdistributionatthemiddlesection
ofquenchedlargemodulealongthewidth（C→B
离表面的
（HRC10391515039102904015
30401017040103104015
504010************10
70401021040103504015
90401023040103604110
11040102503915
130********015
表5 回火后大模块中截面上沿宽度方向
Table5 Hardnessdistributionatthemiddlesectionoftemperedlargemodulealongthewidth（C→B
（HRC10311011031152103110
30311013031152303110
503115*********03110
70311517031152903110
90311519031103503110
图5为回火后大模块表面D点和心部C点的金相照片,进一步证实模块整个截面上均获得贝氏体组织,也充分证明了图4中所得的微观组织模拟结果,这正是硬度均匀的根本原因。
由于塑料模具在使用中承受的冲击载荷较小,所以对模块冲击韧性要求较低。
经930℃奥氏体化处理晶粒尺寸比常规860℃淬火情况有所长大,但
7
第9期 宋冬利等:
不会影响模具钢的使用。
图6为718塑料模具钢930℃奥氏体化后直接水淬获得的晶粒尺寸,从图6中可以看出晶粒度为7级,有轻微混晶。
因此本文提出的工艺完全可以满足塑料模具钢热处理的要求。
5 结论
（1采用非线性有限元法对淬火过程的温度场
和组织场进行了耦合数值模拟,为新型718塑料模具钢大模块设计了一种新的淬火工艺,
即加热到
图5 模块不同位置的金相组织
Fig15 Microstructureatdifferentpositionofthemodule
（a模块表面（D点;
（b模块心部（C点
图6 718塑料模具钢930℃奥氏体化后直接
水淬获得的晶粒尺寸
Fig16 Grainsizeof718steelquencheddirectly
inwaterafteraustenitizedat930℃
930℃奥氏体化后直接空冷。
（2计算机模拟结果表明,采用该工艺进行淬
火处理能够使大模块表面和心部温差很小,减小因淬火应力而导致淬火裂纹的可能性,并可使整个模块均获得贝氏体组织。
（3对采用该淬火工艺预硬化处理的大模块的硬度分布和金相组织进行实验测试,测试结果和计算机模拟的结果吻合得很好。
参 考 文 献
1 陈 千1预硬化718塑料模具钢试制1四川冶金,2000,1:
27~301
2 刘宗昌,高占勇,马党参,等1718塑料模具钢的组织和预硬化处理1特殊钢,2002,2（23:
43~4513 FernandesFMB,DenisS,SimonA1MathematicalModelCouplingPhaseTransformationandTemperature
EvolutionduringQuenchingofSteels1MaterialScienceandTechnology,1985,1（10:
838
~84414 DenisS,Egautier,SimonA,etal11Stress2phaseTransformationInteractionsBasicPrinciples,Modelingand
CalculationofInternalStresses1MaterialsScienceandTechnology,1985,1（10:
805
~81515 DenisS,SjostromS,SimonA1CoupledTemperature,Stress,Phase2transformationCalculationModelNumericalIllustrationofInternalStressEvolutionduringCoolingofaEutectoidCarbonSteelCylinder1Metall
Trans,1987,18A（7:
1203
~12111（上接第63页
化区深度可达到2mm。
（2经激光相变强化处理后的轧辊钢存在明显的硬化现象,硬化区内硬度可以在800HV012以上,硬度最高峰值可达932HV012。
（3激光熔凝强化处理是有效提高轧辊过钢量
的一种方法,同时也能有效地节约生产成本,提高生产效率。
感谢涟源钢铁集团公司梁明和肖上工等同志的大力支持和帮助。
1 GuanYH,ChenTL,WangHGetal.
1ThePredictionoftheMechanicalPropertiesofMetalduringLaser
Quenching1JournalofMaterialsProcessingTechnology,1997,63,614
~61812 王 贵,王建国,周新初,等1轧辊钢激光熔凝处理组织及性能研究1金属热处理,2001,3:
35~371
・86・钢 铁 第39卷
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