CN115029544B - 基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法 - Google Patents

基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法 Download PDF

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Abstract

一种基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法，属于环类零件的热处理技术领域。步骤包括：建立材料数据库，计算界面对流换热系数，装炉方式和机加余量模拟，工装设计和实验验证，机加余量实验验证。结合模拟计算提出淬火工装及机加余量优化方案，在解读热处理变形机理的基础上，考虑经济性和制造效率，实现了如液力变矩器内环增加其薄壁上方的厚度至11mm，能有效减小翘曲变形；主动锥齿轮轴承座增加其内腔厚度至130mm，可有效控制椭圆度；有针对性的提出反变形补偿方案并优化零部件毛坯尺寸，大幅度提高了该类零件的生产合格率，并改善了产品的质量一致性和精度稳定性。

Description

基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法
技术领域
本发明属于环类零件的热处理技术领域，具体涉及一种基于模拟预 测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法，适用于薄壁类、阶梯圆环 类及带翼板圆环类等特殊零件的热处理变形控制。
背景技术
薄壁圆环类零件具有壁薄、径厚比大等特征，在装载、加工、热处 理过程的时候易发生变形和失稳，尤其是热处理变形难以控制，其尺寸 精度无法稳定的满足零件指标要求，进而导致零件的质量一致性差和服 役寿命低。同时，薄壁圆环类零件，因其特殊的使用条件，往往需要在 薄壁的径向平面上拉深出环形凸起轴或大尺寸翼板，这种特殊的薄壁结构在热处理过程中容易出现圆锥变形、椭圆变形等，造成装配及服役过 程中出现失效。因此，合理有效的控制薄壁圆环类零件的热处理畸变， 是各型装备制造过程中亟需解决的难点问题。
薄壁圆环类零件的结构复杂，对尺寸精度要求较高，针对其圆锥变 形、椭圆变形及轴向变形等热处理畸变的控制，通常采用试错法和经验 法，成本高、效率低，且各批次参数调整方案不统一，造成零件的质量 稳定性及精度稳定性较差。薄壁类零件对淬火处理敏感性强，特别是薄 壁面在淬火时温度变化复杂，宽大的换热面和极薄的厚度造成变形机理复杂，零件经淬火后端面跳动达到0.3-0.6mm；同时，受摆放方式的影 响，该类零件热处理过程中易出现椭圆度超差的问题，环形端面椭圆度 高达0.5-0.8mm，导致零件尺寸精度不合格，往往需通过增加投料，挑 选合格产品使用，大幅度增加了制造成本。
发明内容:
本发明的目的是提供一种基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处 理变形控制方法，结合有限元模拟计算，解读复杂异形零件的热处理变 形机理，合理的优化热处理淬火工装，有针对性的控制薄壁圆环类零件 的热处理畸变，具有成本低、预测精度高、定位准、安全可靠、易于实 现、生产效率高、变形量小、适合大批量生产等优点。
为了改变传统的试错法和经验法，本发明结合仿真模拟技术，创新 的提出了一种变形补偿的反变形工装设计和结构补偿方法。通过对材料 的稳态及亚稳态相平衡、热物理及物理性能、机械性能、相转变进行求 解，较为准确地预测材料加热、冷却阶段的物理、热物理性能，基于零 部件加热与冷却过程的性能变化，设计合理的装炉方式和机加方案(包括工装位置、工装模具、结构优化、结构补偿等)，并经批量生产验证 可行。
本发明涉及到同类型结构零件包括但不限于：液力变矩器内环、主 动锥齿轮轴承座等，一般采用17Cr2Ni2MoNbA钢制造。本发明建立了 17Cr2Ni2MoNbA钢材料模型，测定了淬火介质的冷却特性曲线并计算 出换热系数，建立了多种装炉方式和机加余量的有限元模型，能实时准 确的预测热处理畸变的位置及变形量，并有针对性提出反变形补偿改进方案。
本发明的技术方案在于提供一种能够控制薄壁圆环类零件热处理 淬火变形的工装设计和机加方案。薄壁圆环类零件不仅易在淬火过程中 发生椭圆和翘曲，而且与零件的摆放方式有关。本发明通过仿真模拟预 测，分析变形的原因、大小、位置及应力的分布，解读零件变形机理， 并针对性的根据变形超限的部位提出反变形补偿措施，经多次生产验证，可满足零部件的尺寸及性能指标要求。技术方案具体涉及：材料数据库 的建立、换热系数计算、工艺参数的输入、薄壁圆环类零件多种加载工 况模型的建立以及收敛条件判定，通过不同方案仿真计算结果筛选最优 工况验证进而指导生产实践。具体工艺步骤及控制的技术参数如下：
步骤S1：建立材料数据库，所述薄壁圆环类零件可选用 17Cr2Ni2MoVNb钢制造，对所述17Cr2Ni2MoVNb钢的性能参数进行 测定，建立所述17Cr2Ni2MoVNb钢的材料数据库，包括密度、弹性模 量、泊松比、热膨胀系数、热扩散系数、热导率、比热容、相变潜热、应力应变曲线、相膨胀系数、TTT和CCT曲线；
步骤S2：计算界面对流换热系数：测定淬火介质的冷却特性曲线 并通过反传热计算得到界面对流换热系数；即，通过傅里叶定律计算出 表面温度梯度，进而求出热流密度，根据热量守恒定律，由传导到表面 的热量等于环境换热带走的热量，反传热计算得到界面对流换热系数；
步骤S3：装炉方式和机加余量模拟：采用液力变矩器内环和主动 锥齿轮轴承座进行模拟，液力变矩器内环的结构特征包括阶梯轴(1)、 轴承孔(2)、圆盖板(3)；首先对内环和轴承座划分有限元网格，并建立 以不同工装位置和重力加载方式的多种装炉方式和机加余量的仿真模 型，并以前述步骤得到的材料数据库和工艺边界条件进行仿真模拟，得到所述薄壁圆环类零件形变最小的最佳装炉方式和机加余量；
步骤S4：工装设计和实验验证：根据模拟的最佳装炉方式设计工 装和加工制造工装，并开展热处理实验验证；
步骤S5：机加余量实验验证：根据模拟的最佳机加余量开展热处 理和机加工艺验证。
优选的，在步骤S1中，根据GB/T 1423-1996贵金属及合金密度测 试方法对17Cr2Ni2MoNbA钢在不同温度、不同碳含量下的密度进行测 定。
优选的，在步骤S1中，根据GB/T 22315-2008(金属材料弹性模量 和泊松比试验方法)方法对17Cr2Ni2MoNbA钢在不同温度、不同碳含 量下的弹性模量、泊松比进行测定。
优选的，在步骤S1中，根据GB/T 22315-2008方法对 17Cr2Ni2MoNbA钢在不同温度、不同碳含量、不同组织的热膨胀系数、 相膨胀系数进行测定和计算。
优选的，在步骤S1中，根据GB/T 22588-2008方法，采用激光导 热仪对17Cr2Ni2MoNbA钢在不同温度、不同碳含量、不同组织的热导 率进行测定。
优选的，在步骤S1中，利用差热分析仪对17Cr2Ni2MoNbA钢在 不同温度、不同碳含量、不同组织的比热容、相变潜热进行测定。
优选的，在步骤S1中，利用JMatPro软件计算17Cr2Ni2MoNbA钢 在不同温度、不同碳含量、不同组织、不同应变速率的流变应力应变曲 线。
优选的，在步骤S1中，利用JMatPro软件计算17Cr2Ni2MoNbA钢 不同碳含量的TTT、CCT曲线；
优选的，在步骤S1中，确定相变动力学方程，奥氏体化采用JMA 公式、扩散型相变(珠光体、贝氏体)采用Avrami模型、马氏体相变 采用K-M模型。
奥氏体化采用JMA公式：
式中：fA为奥氏体体积分数，Ts、Te为材料奥氏体化开始转变温度和 结束转变温度(℃)，A、D为材料系数，A＝-4，D＝2；
奥氏体向铁素体、珠光体及贝氏体的转变使用Avrami Model方程 求解：
fi＝1-exp[-b(t-t0)n]
式中：fi表示铁素体、珠光体、贝氏体体积分数；t为铁素体转化温度 的转化时间，t0为孕育期；b、n为相变动力学参数，可通过0.1％和99％ 的转变线求出；
马氏体转变是非扩散相变，温度变化对相变起主导作用，但含碳量 对转变温度的影响最大，计算时应考虑不同碳含量下的求解。
fM＝1-exp(-α(Ms-T)
式中：Ms为不同碳含量下马氏体开始转变温度，α是与钢种有关的常 数需要通过实验来确定Ms和α；计算时采用转变量对应的体积分数及 转变温度可求得α；T为实时温度。
优选的，在步骤S1中，确定碳扩散系数、碳传递系数计算公式， 创建渗碳扩散动力学材料库；
碳扩散系数：D＝(0.04+0.08C)exp(-15785.5/T)×102mm2/s；
式中：C为碳浓度，T为绝对温度；
碳传递系数：
β＝0.000185-1.99033×10-4exp[-4.30399×(1.1-Cs)]mm/s；
优选的，在步骤S2中，计算冷却介质换热系数，通过测定冷却介质 对17Cr2Ni2MoNbA钢的温度特性曲线，计算得到冷却介质的换热系数， 其步骤如下：
S21：采用圆柱小试样，并在表面钻孔作为测温点，选用K型热 电偶作为温度传感器，并接在圆柱试样表面的孔里，以高温胶固定。温 度采集设备为ADAM-4018+测温仪(ADAM-4018+是一款16位8通道的 模拟量输入模块)。将温度传感器另一端与测温仪输入端连接。
S22：将试样加热到800℃保温1小时后，用工具将试样从加热炉 中取出，并在冷却介质中淬火，记录温度曲线。待圆柱试样冷却至油温 后，将数据导出并输入反传热模块中计算换热系数。
优选的，在步骤S3中，结合现行工艺及实际生产条件，确定工艺参 数及模型的初始条件和边界条件；
步骤S3中，内环和轴承座有限元网格划分的方法包括：自由网格划 分、自适应网格划分、特征结构偏移、网格映射。
优选的，在步骤S3中，利用Thermal Prophet专业软件建立材料性 能模型，并建立长轴竖放、短轴竖放、横放、吊放等多种装炉方式的有 限元模型和盖板下方加厚、盖板上方加厚等机加余量的有限元模型，加 载重力，采用多场耦合分析方法，每个节点温度收敛容差为0.15，每个节点残余力收敛容差为0.05。
优选的，在步骤S3中，提交任务计算，对温度场、组织场、应力 场、变形场进行耦合求解。
优选的，在步骤S3中，根据计算的应力场和变形场分布情况，分 析应力偏聚和变形机理。
优选的，在步骤S4中，基于零部件的验收指标、服役环境和装配 条件，测量热处理变形量和应力值；
优选的，在步骤S5中，计算结果表明，内环最佳的装炉方式为横 放，最佳机加余量为内环圆盖板φ215mm处的机加余量增加至11mm；主动锥齿轮轴承座最佳的装炉方式为横放且机加余量是在下端面加厚 内环直径，从133mm加厚到130mm，基于模拟结果改变装炉方式或机 加余量调整等措施，提出反变形补偿优化方案，并进行生产验证。
优选的，所述步骤S4中，设计用于所述薄壁圆环类零件淬火的装 炉辅具，所述装炉辅具的立柱(4)、支撑座(5)、底板(6)均采用 ZG40Cr25Ni20Si耐热钢制成。所述底板为长方体且底板上加工镂空的与内环外径相等的圆柱面，所述支撑座上半部分为向下凹陷的半圆环， 所述半圆环的内圆环直径大于或等于所述薄壁圆环类零件的外圆柱面， 所述支撑座的下半部分为长方形立柱且与所述上半部分的半圆环相切， 所述支撑座的半圆环与长方形立柱连接在一起，所述底板与长方形立柱 连接在一起，所述薄壁圆环类零件与所述支撑座的半圆环组合在一起。
所述装炉辅具包括多个支撑座；所述底板上加工镂空出与内环外径 相等的圆柱面；所述装炉辅具的立柱(4)、支撑座(5)、底板(6)均采用 ZG40Cr25Ni20Si耐热钢制成；增加薄圆环类零件液力变矩器内环薄壁 圆盖板(3)上方阶梯轴(1)处的机加余量1～5mm。
拓展薄壁圆环类零件—主动锥齿轮轴承座，模拟出在主动锥齿轮轴 承座最佳的装炉方式为横放且机加余量是在下端面加厚内环直径，从 133mm加厚到130mm，通过装炉方式与机加余量结合的方式有效解决 了薄板圆环类零件变形超标的问题。
本发明结合模拟计算提出淬火工装及机加余量优化方案，在解读热 处理变形机理的基础上，考虑经济性和制造效率，实现了如液力变矩器 内环增加其薄壁上方的厚度至11mm，能有效减小翘曲变形；主动锥齿 轮轴承座增加其内腔厚度至130mm，可有效控制椭圆度。经生产验证， 本方法适用于薄壁圆环类零件的热处理变形控制，通过模拟计算表征变形行为，有针对性的提出反变形补偿方案并优化零部件毛坯尺寸，大幅度提高了该类零件的生产合格率，并改善了产品的质量一致性和精度稳 定性。
本发明专利的优点及有益效果：
1.采用有限元仿真模拟优先的方式，对生产加工方式进行优化。
2.仿真模拟建立在真实有效的材料库上，热处理过程换热系数得到 精确测定，并作为边界条件，使模拟计算的准确度得到进一步提高。
3.减小了人力物力的投入，缩短了攻关周期，提高了生产效率。
4.显著降低了制造成本。
5.本发明方法简单易行，可操作性强。
6.薄壁圆环类零件的变形得到了有效控制，实现了更小翘曲度、更 小椭圆度及更高精度。
附图说明
图1是17Cr2Ni2MoNbA钢密度图。
图2是17Cr2Ni2MoNbA钢不同组织泊松比图。
图3是17Cr2Ni2MoNbA钢不同组织弹性模量图。
图4是17Cr2Ni2MoNbA钢不同组织热导率图。
图5是17Cr2Ni2MoNbA钢不同组织热膨胀系数图。
图6是淬火介质的换热系数图。
图7是本发明的液力变矩器内环结构示意图，其中，阶梯轴1、轴 承孔2、圆盖板3。
图8是本发明的液力变矩器内环装炉方式示意图，其中,立柱4、支 撑座5、底板6。
图9是本发明的液力变矩器内环机加余量示意图。
图10是图9的A-A向图。
图11是本发明的主动锥齿轮轴承座结构示意图。
图12是图11的B-B向图。
图13是本发明的主动锥齿轮轴承座机加余量示意图。
图14是图13的C-C向图。
具体实施方式
下面结合具体实施方式对本发明作进一步说明。应该指出，以下详 细说明都是示例性的，旨在对本申请提供进一步的说明。除非另有指明， 本文使用的所有技术和科学术语具有与本申请所述技术领域的普通技 术人员通常理解的相同含义。
需要注意的是，这里所使用的术语仅是为了描述具体实施方式，而 非意图限制根据本申请的示例性实施方式。如在这里所使用的，除非上 下文另外明确指出，否则单数形式也意图包括复数形式，此外，还应当 理解的是，当在本说明书中使用术语“包含”和/或“包括”时，其指明存在特征、步骤、操作、器件、组件和/或它们的组合。
实施例1
液力变矩器内环采用热轧17Cr2Ni2MoVNb钢棒(化学成分为C: 0.16-0.20％、Si:≤0.37％、Mn:0.50-0.90％、Cr 1.50-1.80％、Ni 1.50-1.70％、 Mo 0.25-0.35％、Nb0.02-0.06％、V 0.01-0.10％、P≤0.010％、S≤0.005％) 进行锻造，正火，粗加工成液力变矩器内环毛坯，随后进行渗碳+淬火 处理。渗碳前，除φ100mm×55mm外圆柱面仅留单边0.3mm机加余量 外，其余部位均留有单边≥0.3mm机加余量；渗碳后，φ215mm圆盖板 钻孔，将预留的机加余量去除至仅剩单边0.3mm精加工量；淬火时， 采用单层横放的方式，淬火设备为可控气氛多用炉，加热参数为 800℃×60min，冷却介质为好富顿HQG淬火油，油温恒定为80℃，此 状态φ215mm处壁厚为8.7mm。
基于图1～图6的基础参数，利用Thermal Prophet专业软件建立的 材料模型及液力变矩器内环模型，建立长轴竖放、短轴竖放、横放、吊 放四种装炉方式的有限元模型，加载重力，采用多场耦合分析方法，每 个节点温度收敛容差为0.15，每个节点残余力收敛容差为0.05，提交任 务进行计算，对温度场、组织场、应力场、变形场进行耦合求解。变形 统计结果如表1。
表1四种装炉方式下淬火后内环各位置尺寸
在表1结果的基础上进行优化，装炉方式为横放时，避免了薄壁轴 端的放置变形；同时薄壁平面竖放，圆盖板竖向摆放与重力方向一致， 重力对翘曲变形的控制实现了最小变形量和翘曲度最小。在表1计算结 果的基础上，提出了一种反变形的变形补偿工装优化设计方案，通过在 热处理淬火时增加一个装炉辅具，如图7所示，兼顾定位和减重，对液 力变矩器内环的外圆柱面进行有效支撑，能有效的减小接触变形、接触 应力和椭圆度。在模拟计算优化的基础上，进行了液力变矩器内环的工业生产验证，结果如表2。
表2液力变矩器内环横放实验下渗碳淬火变形情况
由表2可知，模拟的结果与实际生产结果接近，规律一致，满足产 品指标平面翘曲度≤0.3mm的要求。
同时，在上述装炉方案优化的基础上，本发明结合模拟计算结果， 提出了优化机加余量以控制变形的解决方案。液力变矩器内环在淬火竖 放后，轴端和高度的变形较大，圆盖板的翘曲度超标，结合模拟计算结 果和液力变矩器内环变形的特点，增加内环圆盖板φ215mm处的机加余量至11mm，进行生产验证，结果如表3表示。
表3不同机加方式下淬火后内环各位置尺寸
经验证，圆盖板φ215mm处的机加余量增加至11mm，此处的轴承 孔处热应变和热应力得到明显缓解；薄壁平面的翘曲度减小，并且后续 通过断续切削进一步改善了变形和翘曲度，产品指标满足平面翘曲度 ≤0.3mm的要求。
实施例2
主动锥齿轮轴承座采用热轧17Cr2Ni2MoVNb钢棒(化学成分为C: 0.16-0.20％、Si:≤0.37％、Mn:0.50-0.90％、Cr 1.50-1.80％、Ni 1.50-1.70％、 Mo 0.25-0.35％、Nb0.02-0.06％、V 0.01-0.10％、P≤0.010％、S≤0.005％) 进行锻造，正火，粗加工成主动锥齿轮轴承座毛坯，随后进行渗碳+淬 火处理。
主动锥齿轮轴承座轴线高度77mm，径向宽度205mm，整个轴承 座环形台阶处最厚16.2mm，最薄6.12mm，中间呈过渡态，因此主要 指标为阶梯环型的椭圆度变形控制。针对装炉方式，建立平放有限元模 型，支撑位置为薄板平面底端；建立横吊挂、竖吊挂有限元模型，支撑 位置为轴承座内腔面，加载重力垂直于轴承座内腔面，作用于整个轴承 座，模拟结果如表4所示。
表4主动锥齿轮轴承座不同装炉方式下淬火后各位置尺寸
由表4可知，三种装炉方式椭圆度均＞0.3mm，不符合产品指标要 求，需要结合机加余量调整进行优化设计。借鉴液力变矩器内环的改进 方案，同时结合主动锥齿轮轴承座现有模拟结果，将优化方案改为横吊 挂与机加相结合的方法，在主动锥齿轮轴承座下端面增加内环直径，从 133mm加厚到130mm，建立加厚的仿真有限元模型，加载重力，进行 仿真分析；
从模拟结果来看，加厚之后，主动锥齿轮轴承座内腔面散热更平缓 一些，使得前期的热应变得到明显的改善，同时下端面直径变化较小， 椭圆度得到了有效控制；从结构上来看，吊挂的装炉方式使得薄板方向 与重力一致，降低翘曲变形的趋势，而横向放置能使轴承座左右两边的 重心降低，避免支撑面应力集中。经生产验证，如表5，通过装炉方式与机加余量结合的方式有效解决了薄板环腔变形超标的问题，实现了主 动锥齿轮轴承座椭圆度均≤0.3mm的控制目标。
表5主动锥齿轮轴承座内腔加厚后的变形测量结果
上述实施例仅仅为本发明的一个具体实施方式，并不作为本发明的 限定，对本发明做出的简单替换或采用相近方法的均在本发明的保护范 围内。

Claims (10)

1.一种基于模拟预测的薄壁圆环类零件的热处理变形控制方法，其特征在于，工艺步骤及控制的技术参数如下：
步骤S1：建立材料数据库，薄壁圆环类零件选用17Cr2Ni2MoVNb钢制造，对17Cr2Ni2MoVNb钢的性能参数进行测定，建立17Cr2Ni2MoVNb钢的材料数据库，包括密度、弹性模量、泊松比、热膨胀系数、热扩散系数、热导率、比热容、相变潜热、应力应变曲线、相膨胀系数、TTT和CCT曲线；
步骤S2：计算界面对流换热系数：测定淬火介质的冷却特性曲线并通过反传热计算得到界面对流换热系数；
步骤S3：装炉方式和机加余量模拟：采用液力变矩器内环和主动锥齿轮轴承座进行模拟；首先对内环和轴承座划分有限元网格，并建立以不同工装位置和重力加载方式的多种装炉方式和机加余量的仿真模型，并以前述步骤得到的材料数据库和工艺边界条件进行仿真模拟，得到所述薄壁圆环类零件形变最小的最佳装炉方式和机加余量；
步骤S4：工装设计和实验验证：根据模拟的装炉方式设计工装和加工制造，并开展热处理实验验证；
步骤S5：机加余量实验验证：根据模拟的最佳机加余量开展热处理和机加工艺验证。
2.根据权利要求1所述的热处理变形控制方法，其特征在于，步骤S1中材料数据库的建立是基于Thermal Prophet热处理专业软件，所用热物性参数以温度-碳含量-组织性能参数的函数形式输入。
3.根据权利要求1所述的热处理变形控制方法，其特征在于，在步骤S3中，内环和轴承座有限元网格划分的方法包括：自由网格划分、自适应网格划分、特征结构偏移、网格映射。
4.根据权利要求1所述的热处理变形控制方法，其特征在于，液力变矩器内环的结构包括阶梯轴(1)、轴承孔(2)、圆盖板(3)，步骤S3中，模拟出内环的装炉方式为横放，机加余量为内环圆盖板φ215mm处的机加余量增加至11mm。
5.根据权利要求1所述的热处理变形控制方法，其特征在于，步骤S4中，设计用于所述薄壁圆环类零件淬火的装炉辅具，所述装炉辅具包括：底板及支撑座，底板为长方体，支撑座上半部分为向下凹陷的半圆环，半圆环的内圆环直径大于或等于所述薄壁圆环类零件的外圆柱面，支撑座的下半部分为长方形立柱且与上半部分的半圆环相切，支撑座的半圆环与长方形立柱连接在一起，底板与长方形立柱连接在一起，薄壁圆环类零件与支撑座的半圆环组合在一起。
6.根据权利要求5所述的热处理变形控制方法，其特征在于，所述装炉辅具包括多个支撑座。
7.根据权利要求5所述的的热处理变形控制方法，其特征在于，所述底板上加工镂空出与内环外径相等的圆柱面。
8.根据权利要求5所述的热处理变形控制方法，其特征在于，所述立柱(4)、支撑座(5)、底板(6)均采用ZG40Cr25Ni20Si耐热钢制成。
9.根据权利要求4所述的热处理变形控制方法，其特征在于，增加薄圆环类零件液力变矩器内环薄壁圆盖板(3)上方阶梯轴(1)处的机加余量1～5mm。
10.根据权利要求1所述的热处理变形控制方法，其特征在于，拓展薄壁圆环类零件—主动锥齿轮轴承座，模拟出在主动锥齿轮轴承座最佳的装炉方式为横放且机加余量是在下端面加厚内环直径，从133mm加厚到130mm，通过装炉方式与机加余量结合的方式有效解决了薄板圆环类零件变形超标的问题。
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