高强钢汽车转向节淬火组织转变

为模拟高强钢转向节淬火后的微观组织和硬度分布,使用Jmatpro软件计算了42CrMo钢的热物性参数和等温转变曲线,获得了42CrMo钢的珠光体、贝氏体、马氏体转变动力学模型参数。基于Comsol软件建立了42CrMo钢淬火过程的传热、相变多场耦合有限元分析模型,模拟了转向节在PAG(聚烷撑乙二醇水溶液)中淬火冷却的过程,获得了温度、微观组织和硬度分布。分析了锻件杆部淬火后的硬度和显微组织,并与模拟结果进行对比。模拟结果表明：锻件杆部表面主要为82.1%的马氏体和17.9%的贝氏体,硬度为31.9 HRC,心部主要为15.9%的马氏体、72.5%的贝氏体、9.1%的铁素体和2.5%的珠光体,硬度为26.8 HRC。试验测得的锻件表面硬度最高为32.0 HRC,心部硬度最低为26.4 HRC,表面的组织为短板条状马氏体和部分粒状下贝氏体,心部为针状马氏体、羽毛状上贝氏体和铁素体,模拟结果与试验结果基本吻合,表明建立的多场耦合有限元分析模型能准确预测高强钢转向节锻件淬火微观组织和硬度分布。     

淬火介质对42CrMo钢棒淬火组织及硬度影响的数值模拟及试验验证

基于有限元计算分析了直径为ø40 mm的42CrMo钢圆棒试样分别使用淬火油和PAG水基液淬火后试样不同位置的组织、硬度以及淬火过程中的温度变化,采用硬度检测和显微组织分析对模拟结果进行了验证。结果表明,当使用淬火油淬火时,试样表面由奥氏体向马氏体和贝氏体转变,心部由奥氏体向贝氏体转变;当使用PAG水基液淬火时,试样表层几乎转变成马氏体,心部转变成马氏体和贝氏体;试样经淬火油和PAG水基液淬火后,表面硬度分别为58和55 HRC,均由表面至心部硬度逐渐降低,但使用PAG水基液淬火后试样的心部硬度比用淬火油的高5 HRC,约为50 HRC。     

40Cr钢大断面工件的淬火工艺及淬火组织

设计了40Cr钢的端面淬火工艺,研究了φ110 mm工件断面从表层到心部淬火后的组织,并测试了从表层到心部的硬度分布。结果表明:40Cr最佳淬火工艺为淬火3 min后250℃回火;按照此淬火工艺,φ110 mm工件断面淬火后淬硬层硬度为53~55 HRC,半马氏体深度为5~10 mm。在距表面深度超过15 mm后,马氏体消失,显微组织主要为片层状珠光体+先共析铁素体,硬度下降到表面硬度的1/2。     

柴油机凸轮轴可控气氛渗层的热处理模拟及验证

利用Dante软件对柴油机中关键零部件凸轮轴的渗碳淬火过程进行数值模拟。研究了凸轮轴在渗碳淬火过程中的碳浓度分布规律、组织分布、硬度大小,并进行了试验验证。结果表明,凸轮轴渗碳层由表面向内部,碳浓度逐渐下降呈梯度分布。渗碳层的表层组织为回火马氏体,心部组织为贝氏体。渗碳层的表层硬度较高,心部硬度较低。经试验验证,模拟结果与试验结果相吻合,可以用来指导现场生产。     

合金元素Mn、Cr对SWRCH45K钢组织和性能的影响

研究了Mn、Cr含量对SWRCH45K钢组织和性能的影响。试验钢的淬火温度为860 ℃,分别进行油冷和水冷,同时利用模拟软件对淬火后硬度进行模拟计算。试验结果表明,Mn、Cr含量提高导致试验钢的抗拉强度有所增加;油冷试验钢组织均为铁素体+屈氏体,心部组织中铁素体比例略高;水冷试验钢近表面处组织为马氏体+少量的屈氏体,心部组织中屈氏体随Mn、Cr含量增加而减少。油冷试验钢硬度沿直径方向上的变化较小,0.70%Mn-0.04%Cr试验钢硬度在22~24 HRC之间,且明显低于其它试验钢;水冷试验钢近表面处硬度差异较小,心部硬度下降明显。试验结果与模拟结果对比表明,试验钢近表面处硬度值与模拟结果具有较好相符性。     

65MnCr耐磨钢的淬透性及厚断面工件淬火组织

针对新设计的一种高碳低合金耐磨钢65MnCr,利用末端淬火实验测得了淬透性曲线,研究了该钢的淬透性;分析了该钢Φ130 mm柱状工件淬火后从表层到心部的相变组织,并测得了从表层到心部的硬度分布。结果表明:该钢的淬透层的深度为48 mm,相比65Mn钢,淬透性得到了很大提高。Φ130 mm柱状工件的65MnCr钢淬火后半马氏体深度距表面约为40 mm,淬硬层硬度达到60~61 HRC。在30~40 mm深度,主要为马氏体和索氏体的混合组织,硬度下降到54 HRC左右。心部组织为索氏体+少量贝氏体+少量的马氏体,硬度大约为48 HRC。     

轴类锻件热处理过程数值模拟及实验验证

本文利用热处理数值模拟软件Deform-3D对42Cr Mo+Ni轴类锻件的淬火过程进行了数值模拟,模拟了其温度场、组织转变、应力场的变化,并进行了实验验证,模拟结果与实验结果基本吻合。结果表明:淬火过程中,温度从表面到心部逐渐降低,表面温度下降得最快,心部下降得最慢,最后都降至室温;水冷的温差高于油冷;表面最先开始马氏体转变,心部最晚开始马氏体转变;从表面到心部马氏体含量逐渐减少,贝氏体含量逐渐增多;油冷冷却速度比水冷慢,形成马氏体的时间比水冷慢;在热应力和组织应力的共同作用下,无论水淬还是油淬,淬火初期表面为拉应力,中期为压应力,末期又变为拉应力,最后趋于平缓;心部应力的变化趋势与表面完全相反。从边缘位置到中心的硬度逐渐降低且在同一位置水淬的硬度要高于油淬的。     

基于分段热边界的杆件连续淬火过程的数值模拟

提出了一种针对连续淬火过程数值模拟的分段热边界方法,并得出了模型分段判据。以30CrNi3MoV钢多孔杆件为例,采用MARC软件对其进行了水淬模拟,得到了温度场、应力场、组织分布比例与硬度场。模拟结果表明,分段热边界法较整体热边界淬火模拟更符合实际工况,且工件内部温度随入水深度的增加而降低,工件应力由工件前端向后端衰减;淬火后的表面硬度为51.9~53.7 HRC,心部硬度为36.8 HRC,其与工件实际淬火后的硬度差最大不超过10%;孔偏向中心的畸变量为0.18~0.20 mm,工件长度的畸变量为1.85 mm,孔和工件的畸变量相差在5%以内。该结果验证了分段热边界方法的准确性。     

20CrMnMo齿轮渗碳淬火组织场及硬度场的数值模拟

应用热处理专业模拟软件COSMAP进行了齿轮的渗碳淬火模拟,对一些模拟参数综合考虑了温度、碳含量及相变的影响,并考虑了相变潜热和相变塑性变形的影响因素,模拟了组织场与硬度场.结果表明:齿轮表面马氏体含量高达97.5％,轮齿内部马氏体最低含量为65％,残余奥氏体主要分布在轮齿内部,最高含量为15.8％.齿轮表面硬度值为695 HV,分布均匀,心部硬度最低,为300 HV.     

大直径锻造钢磨球的淬透性

针对直径在120 mm以上的大直径磨球,设计一种高碳低合金锻造磨球用钢,并对该钢所制磨球进行淬火试验以研究其淬透性。通过热膨胀仪测得该钢的临界点温度(Ac1),采用洛氏硬度计测量磨球的硬度并使用光学显微镜观察磨球心部区域的显微组织。结果表明:末端淬火得到的实验结果与Grossmann方法计算所得淬透性结果相吻合;其中,870℃淬火后的磨球具有良好的淬透性,从表面到心部的硬度分布均匀,最大体积硬度可达61.7 HRC;该磨球组织主要由细小的混合马氏体组成,平均晶粒尺寸为15μm,晶粒度级别为8.4级,满足大直径锻造磨球的使用性能要求。     

整体辗钢车轮淬火工艺的数值模拟

利用DEFORM-HT软件结合CL60钢的连续冷却转变曲线(CCT曲线),研究了某840D型车轮在不同淬火工艺下的温度场、应力场以及微观组织变化情况。结果表明:踏面喷水淬火工艺是最优淬火方案,踏面喷水淬火后车轮的最大等效应力(卸载之后的等效应力即为残余应力)为245 MPa,优于其他方案,车轮踏面在淬火过程中发生马氏体转变可以增加车轮的耐磨性,车轮轮辋表面的硬度约为33 HRC,满足企业27~34 HRC的要求。根据实际工况结合CL60钢的CCT曲线建立了车轮喷水淬火的试验方案,观察试样的显微组织并与模拟结果进行对比,证明模拟结果是可靠的。     

马氏体锻球的研制及生产应用

采用攀钢生产的X90方钢材料，通过先进的切割下料、加热、锻造、淬火及低温回火工艺得到锻球，其金相组织袁面为细针状马氏体＋微量残余奥氏体；心部为珠光体＋马氏体＋微量铁素体；锻球淬硬层厚度为20～30mm，淬硬层硬度为59～61HRC，各面之间具有较小的硬度差值1～2HRC，工业性试验表明，平均单耗为0．68kg／t原矿，破碎率〈1％。     

锻造斗齿的热处理工艺及组织性能

以锻造斗齿成品及斗齿用30CrMnSi钢亚温淬火工艺为研究对象,对斗齿成品不同部位的洛氏硬度及显微组织进行了分析;对30CrMnSi钢经不同模拟锻造余热淬火工艺处理后的组织和性能进行了对比研究。结果表明:斗齿成品表面硬度略低于次表层2~3 HRC,齿尖硬度高于齿根硬度5~10 HRC。通过模拟锻造余热分段淬火工艺,30CrMnSi钢在870 ℃水淬时,其冲击韧性最高,为74 J;当淬火温度低于870 ℃时,由于奥氏体化不均匀或较多铁素体的出现会导致冲击韧性降低;当淬火温度高于870 ℃时,由于加热时奥氏体晶粒粗大,淬火后所得马氏体也粗大,冲击韧性降低。建议生产中采用斗齿齿尖、齿根同时入水的整体淬火工艺,以使斗齿整体获得较高的硬度和韧性。     

调心滚子轴承感应淬火工艺与组织性能的数值模拟

基于电磁场-温度场-组织场-应力应变场耦合模型,利用DEFORM软件模拟双列调心滚子轴承内圈感应淬火过程,并提出分段电流密度的淬火工艺,研究了轴承内圈感应淬火过程中温度变化、组织演变以及表层与次表层硬度、残余应力和残留奥氏体等。结果表明:分段电流密度的感应淬火方法能够使轴承内圈淬硬层均匀分布;加热效率随线圈电流密度增加而增大,且尖角位置温度会出现突变;淬火后滚道表面残留奥氏体含量约为6.97%,马氏体含量约为92.3%,表面硬度约为60.9 HRC,滚道淬硬层约为2.97 mm;深冷处理后残留奥氏体含量与残余应力降低,马氏体含量与硬度均提高;残余应力沿内圈中心径向平面对称分布,且次表层残余应力最大;数值模拟结果与试验具有一致性。     

420B不锈钢牙骨凿表面激光淬火的数值模拟与组织性能

为了提高牙骨凿刃口硬度,延长使用寿命,利用ANSYS参数化设计在420B不锈钢牙骨凿表面进行激光淬火数值模拟,在此基础上进行激光淬火试验,并用光学显微镜、显微硬度计对刃口激光淬火后的显微组织和硬度进行分析。结果表明:在激光功率500 W,扫描速度960 mm/min时,仿真模型模拟得出淬火表面最高温度约1070 ℃。此工艺参数下淬火后刃口截面最高硬度达到57.1 HRC,平均硬度达到51.0 HRC,淬火效果较好。     

4Cr13大型模具钢模块喷淬工艺研究

4Cr13模具钢模块在油淬时有容易变形、开裂和组织硬度分布不均匀且厚模块不易淬透等缺陷。利用自制的喷淬系统实施喷水淬火代替油淬,采用ANSYS数值模拟喷淬过程,并根据模拟结果制定喷淬工艺。试验结果表明：可以采用喷水淬火方式对4Cr13模具钢模块进行热处理;喷淬回火后对模块解剖分析发现610mm×300mm规格的4Cr13大模块完全淬透,且表面和心部硬度差仅为2HRC。     

轴承用8Cr4Mo4V钢真空气淬及等温盐浴淬火后的性能对比分析

通过显微组织观察及性能测定,对轴承用8Cr4Mo4V钢真空气淬及等温盐浴淬火处理后的性能进行了对比分析。结果表明,8Cr4Mo4V钢真空气淬后得到马氏体组织,等温盐浴淬火后得到马氏体+贝氏体混合组织。真空气淬后钢的晶界有碳化物析出,腐蚀后晶界特征明显,而等温盐浴淬火后晶界碳化物析出量少,钢的晶界特征不明显。再经回火处理后,钢中析出大量碳化物,与真空气淬相比,等温盐浴淬火钢中析出的碳化物在尺寸和数量上都更大。钢的硬度和耐磨性测试表明,等温盐浴淬火钢的硬度为61.78 HRC,而真空气淬钢的硬度为60.28 HRC,硬度提高了1.5 HRC,等温盐浴淬火钢的摩擦磨损性能比真空气淬钢高。与真空气淬相比,等温盐浴淬火处理后钢的力学性能提升,室温拉伸强度提高了164 MPa,高温拉伸强度提高了50 MPa,冲击吸收能量提高了46.9%,旋转弯曲疲劳强度极限由860 MPa提高至1050 MPa,提高了22%。