实际钢件淬冷过程仿真与应用.doc

7 实际钢件淬冷温度场计算与应用7.1 问题的提出除轴类、板类和盘类等简单形状的零部件外，实际工程中还常常涉及到复杂异形的工件材质选择及其热处理等问题。复杂异形钢件的热处理就不能采用前面所介绍的模型算法及应用平台处理。近十年来，有限元或有限差分法淬冷温度场191193计算技术的发展为复杂异形钢件的热处理模拟提供了强有力的工具。本章节以淬冷温度场有限元计算为手段，通过几个工程实例来揭示在材料设计或热处理工艺制订过程中的指导作用和意义。7.2钢件淬冷温度场有限元计算法7.2.1淬冷过程热传导方程根据文献192，对于热物性指标呈各向同性的三维复杂形状淬冷钢件而言，其热传导平衡方程在直角坐标下的形式为：(7-1)式中，、c、和Q分别代表钢件材料的密度、比热容、热传导系数和相变潜热，其中，过冷奥氏体转变为铁素体珠光体、贝氏体和马氏体的相变潜热可分别按305MJ/m3 、440MJ/m3和648MJ/m3选取193；钢件材料的密度、比热容c和热传导系数可按文献194,195选择；T和分别代表钢件温度和淬冷时间。就淬火过程而言，c和与钢件的具体温度有关，因此，式(1)为非线性导热方程。钢件淬火时的初始条件为淬火温度，即(7-2)钢件淬火时，边界条件属于对流换热形式：(7-3)其中h 、s和n分别表示表面换热系数、换热边界和换热边界的法向方向，Tw为工件表面温度，Tq为淬火介质温度。钢件水冷和油冷淬火时，其对流换热系数与工件表面温度之间关系可分别按文献102,191选取。除与空气的对流换热外，工件空冷淬火时还应有辐射换热存在。根据文献196，其综合换热系数按下式计算：(7-4)式中，Tw和Tq单位均为绝对温标，K。7.2.2求解步骤1) 简化对象：基于钢件的对称性，将其剖分成N等份，选其中之一作为研究对象以减少计算量。2)对象结构的离散化：将对象划分为e个有限单元，每个单元含p个节点。3)选择插值函数：每一单元内对温度设定一个合适的插值形式Ni(x,y,z)，将单元e中任一位置的温度用各个结点的温度来表示，即(7-5)4)单元矩阵和载荷向量的推导应满足对流边界条件(见式7-3)的导热微分方程在每个单元上的积分形式，整理后所有单元的热平衡方程可集合成系统总的平衡方程组，具体可表示为下列矩阵形式192：(7-6)式中，K为传导矩阵，包含导热系数、对流系数及辐射率等；C、T、和q分别为比热容矩阵、节点温度向量、温度对时间的导数和节点热流率向量(含相变潜热)。采用向后差分将式(7-6)离散化(7-7)应用式(7-7)可以在每一时间段求出所有结点上的温度数值，再由插值函数计算出各单元的温度分布，从而实现钢件三维淬冷温度场的仿真。7.3应用实例7.3.1X38CrMo16模具钢模坯淬冷温度场仿真与参数选择图7-1. X38CrMo16塑模钢模坯淬火裂纹(淬火温度1040)Fig.7-1 The crack occurred in X38CrMo16 plastic mould steel bloom quenched at 1040因具有高的耐腐蚀性能和良好的抛光性能，马氏体型不锈钢X38CrMo16(材料号为DIN1.2316)通过热处理调质(10201050油淬+600650)预硬化处理至3235HRC后主要用于制作要求耐腐蚀的塑料模具，如PVC、再生塑料和橡胶制品挤压模。然而，由于合金化程度高和导热性能较差，大规格X38CrMo16模坯淬冷过程中因油冷时间掌握不当，淬裂(油冷时间过长，见图7-1中所示)或模坯心部未淬硬(油冷时间过短)现象时有发生。故有必要对大型X38CrMo16模坯的淬冷参数进行研究、优化和选择。本实例以X38CrMo16塑料模具钢的连续冷却转变曲线为准则，以瞬态热传导平衡方程为计算工具，在对尺寸为1700mm280mm650mm的模坯在油冷介质条件下的淬冷温度场仿真基础上，分析并确定了其最小淬冷时间和油淬空冷转换时机以及最大许可尺寸，为获得无淬火缺陷的模坯提供了理论依据。1) 模坯淬冷温度场计算过程a) 简化对象：基于长方体模坯的对称性，将其剖分成8等份，见图7-2(a)所示，选其中之一作为研究对象，坐标原点定在模坯的心部中心处。b) 对象结构的离散化：见图7-2(b)中所示。c)按式7-7计算：X38CrMo16模具钢CCT曲线见图7-3中所示，密度=7.870g/cm2197、定压比热容c和热传导系数与温度的关系可近似按3Cr13马氏体不锈钢选取198，计算过程中模坯初始温度(即淬火温度)取1040，淬冷介质油温Tq取30，淬冷时间步长取值范围控制在0.515s以内。图7-4图7-6分别是不同时间油冷时X38CrMo16模坯的瞬态温度场仿真结果；图7-7是模坯角部和心部处的计算冷却曲线。(a)模坯剖分 (a)Separated mould bloom (b)有限元网格 (b)FEM mesh图7-2. X38CrMo16塑模钢模坯剖分及有限元网格示意图(尺寸1700mm280mm650mm)Fig.7-2 The schematic diagram of X38CrMo16 plastic mould steel bloom (Size: 1700mm280mm650mm)图7-3. X38CrMo16塑模钢连续转变(CCT)曲线199(奥氏体化温度1040)Fig.7-3 Time-Temperature-Transformation diagram of X38Cr Mo16 plastic mould steel austenitized at 1040(From document199 )(a)表面 (b)中心横截面(a)Surface (b)Transverse section in center length图7-4. 1700mm280mm650mm X38CrMo16模坯1040油淬2000s时瞬态温度场(单位：)Fig.7-4 The transition temperature field of 1700mm280mm650mm X38CrMo16 mould steel bloom quenched at 1040 in oil for 2000s(Unit :)(a)表面 (b)中心横截面(a)Surface (b)Transverse section in center length图7-5. 1700mm280mm650mm X38CrMo16模坯1040油淬2400s时瞬态温度场(单位：)Fig.7-5 The transition temperature field of 1700mm280mm650mm X38CrMo16 mould steel bloom quenched at 1040 in oil for 2400s(Unit :)(a)表面 (b)中心横截面(a)Surface (b)Transverse section in center length图7-6. 1700mm280mm650mm X38CrMo16模坯1040油淬2800s时瞬态温度场(单位：)Fig.7-66 The transition temperature field of 1700mm280mm650mm X38CrMo16 mould steel bloom quenched at 1040 in oil for 2800s(Unit :)图7-7. 1040油淬时1700mm280mm650mm X38Cr Mo16模坯角部(No.1)和心部(No.2)冷却曲线Fig.7-7 The cooling curves of corner(No.1) and core(No.2) of1700mm280mm650mm X38CrMo16 mould steel bloom quenched at 1040 in oil.2)分析和讨论l 油淬空冷转化时机从图7-47-7所示的淬冷温度场仿真结果来看，1700mm280mm650mm X38CrMo16模坯油中淬火冷却过程中任一瞬间，模坯中心、12个棱边和8个角部的温度依次降低，其中模坯心部冷却速度最慢，与实际热处理情况相符。为保证模具硬度分布均匀和耐腐蚀性要求，X38CrMo16塑料模具钢模坯淬火冷却时其心部冷却速度应大于或等于临界冷却速度以避免心部非淬硬组织珠光体的形成，即在2400s淬冷时间范围内，模坯心部温度应低于或至少等于680(X38CrMo16塑料模具钢C曲线鼻子温度，见图7-3中所示)。当油冷时间为2000s时，模坯最高温度(心部温度)为754，大于鼻子温度680，见图7-4(b) 中所示，说明油冷时间过短；当油冷时间等于2400s时，其心部温度已降至665(稍低于鼻子温度)，表明该种规格的X38Cr Mo16塑料模具钢模坯淬火时心部不出现非淬硬组织的最短油冷时间为2400s；当油冷时间达到2800s时，模坯心部温度降至576(低于鼻子温度，但仍高于贝氏体转变区，见图7-3中所示)，此时模坯出油转空冷可以使随后的贝氏体和马氏体转变在较缓慢的冷却条件下进行，达到降低热应力和组织应力的双重作用。故1700mm280mm650mm X38CrMo16模坯油淬空冷的最佳转换时间可定在24002800s(即4046min)之间。参考热锻模油淬的厚度法和等效厚度(体积/表面积)法经验公式200计算，上述模坯油淬冷却时间计算值分别为5864min和31min，湖北省黄石市黄威模坯厂据此经验值淬冷试验的结果显示，前者易产生淬裂现象，后者常常表现为心部淬火硬度不足，而采纳4045min淬冷时间后，基本上消除了先前常见的模坯淬裂和心部未淬硬缺陷，从而间接地证明了上述温度场仿真结果的合理性和作为淬冷工艺参数设计及选择的可能性。l 模坯最大许可尺寸由以上分析结果可以看出，淬冷过程的计算机仿真不仅提供了工件淬冷温度场在时间和空间上的变化规律及细节，结合具体钢种的CCT曲线，而且可以确定双介质淬火转换时机以及在某种介质淬冷条件下工件心部不出现非淬硬组织的最大许可尺寸(即极限尺寸)等参数。根据图7-3、图7-5和图7-7可以发现，1700mm280mm650mm X38Cr Mo16模坯在油中淬火冷却2400s时，其心部温度已十分接近钢的连续转变C曲线鼻子温度。显然尺寸更大的X38CrMo16模坯油淬难以保证其心部不出现非淬硬的珠光体组织，因此，X38CrMo16模坯在油中淬火的最大许可尺寸为1700 mm280mm650mm，根据淬火工件的长方形截面(尺寸ab)与圆截面(直径为d)等价近似关系30d=2ab/(a+b)，折合成等效直径大约是390mm。3)结论(1) 在对1700mm280mm650mm X38Cr Mo16塑料模具钢模坯油中淬冷温度场仿真的基础上，结合钢的连续冷却曲线，分析并确定了模坯油淬空冷的最佳转换时机和心部不出现非淬硬组织的最大许可尺寸，为消除模坯淬裂和心部未淬硬等缺陷提供了理论依据。(2)采用温度场仿真技术可以实现了工件淬冷过程的预演和工艺参数的虚拟设计，极大地减少了新材料和新产品热处理试验的盲目性，其结果可作为淬冷工艺参数设计和选择的依据之一。7.3.2 60Kg/m级重轨矫直辊淬冷温度场仿真与材料选择攀枝花钢铁公司轨梁厂生产的重轨，轧制冷却后普遍弯曲较大，为达到有关标准或协议要求都必须经过1300八辊悬臂式矫直机进行矫直。该矫直机所用矫直辊通常采用9Cr2Mo和Cr12MoV锻钢生产, 由于该工件几何尺寸较大，内孔变形量要求严格，热处理技术难度较大(难以达到外硬内韧的要求)。矫直辊在使用过程中因其热处理硬度分布控制不当而常常导致早期破坏，见图7-8中所示。因此，选择合适的矫直辊材料，并制订合理的热处理工艺是提高其使用寿命的关键问题。因高淬透性空淬工模具钢具有热处理变形小和淬火内应力不大、且矫直辊内孔容易实施淬火保护等特点，故矫直辊材料应在空冷微变形工模具钢中选取，以获得所需要的淬硬层。为达到这一目的，本文首次对60kg/m级矫直辊铸件空冷淬火温度场进行了计算机仿真计算，据此在四种空淬微变形钢中优选了X63CrMoV51作为矫直辊材料，为最终改善60kg/m级矫直辊使用寿命奠定了理论基础。1)技术要求与工艺分析60kg/m级矫直辊零件图见图7-9中所示，毛坯的生产方式为锻造或铸造，毛坯机械加工前需经过球化退火处理，其硬度控制在210255HB之间。粗加工完毕应进行淬火+回火处理，其辊面淬硬层深度(图7-9中a、b两点之间距离)约100mm左右，且硬度要求控制在5257HRC之间，内孔应采取淬火保护措施，以保证心部的韧性和最小尺寸变形要求。此外矫直辊每次换下修复之前的矫钢量应达到2万吨左右。经研究分析，为了减少矫直辊内孔变形，提高心部韧性，决定选择空冷微变形钢作为矫直辊材料并采纳砂型铸造+机械加工+空淬热处理的工艺路线试制，空淬热处理时在辊子内孔上、下端面加20mm厚盖板，内孔填充石英砂的隔热保护措施。矫直辊铸件淬火后回火时，应先将内孔处石英砂清除以改善其回火效果。(a)变形与梨削沟槽 (a)Deformation and ploughing groove (b)裂纹与剥落 (b)Crack and flake off图7-8 60kg/m级矫直辊主要失效类型Fig.7-8 Failure types of grade 60kg/m straightening roller(a)尺寸 (a)Sizing(b)毛坯形状 (b)Semifinished part shape图7-9 60kg/m级矫直辊零件简图(单位：mm)Fig.7-9 Schematic of grade 60kg/m straightening roller(Unit:mm)2) 空冷微变形钢简介空冷微变形钢大都属于中高合金含量的工模具钢，具有淬火变形小、淬透性高和耐磨性好等特点，被广泛地用来制造承受负荷大、耐磨性要求高、热处理变形要求小和形状复杂的模具或工具201。在空冷微变形钢中，使用较为广泛的当属高碳高铬模具钢X155CrVMo121(相当于国内Cr12MoV)、高碳中铬工具钢X100CrMoV51(相当于美国A2)和中碳中铬热作模具钢X38CrMoV51(相当于美国H11)，而由X38CrMoV51发展变化而来的中碳中铬冷作工具钢X63CrMoV51则在国内较为少用。上述四种工模具钢的名义化学成分见表7-1中所示，图7-10 是这四种工模具钢的连续转变曲线。表7-1 四种空冷微变形钢名义成分(wt%)Tab.7-1 Nominal chemical compositions of four air cooling minor deformation steels序号DIN标准AISI标准CSiMnCrMoV1X63CrMoV51-0.651.10.405.21.40.502X100CrMoV51A21.00.300.505.00.950.203X38CrMoV51H110.381.00.405.31.30.404X155CrVMo121D21.550.300.3512.00.750.90 (a) X63CrMoV51 (b) X100CrMoV51 (c) X38CrMoV51 (d) X155CrVMo121图7-10 四种工模具钢连续转变曲线202,203Fig. 7-10 Continuous-cooling-transformation diagrams for tool & die steels X63CrMoV51, X100CrMoV51, X38CrMoV51 and X155CrVMo121202,2033)计算步骤a)简化对象：基于60kg/m级矫直辊零件的高度对称性，可取任一横截面的上半部分作为研究对象，见图7-11中所示，其中坐标原点定在矫直辊内孔内壁轴向中心处，矫直辊内孔因添充有石英砂而近似作为绝热面处理。b)对象结构的离散化：见图7-11中所示。c)计算过程：四种待选材料的密度均按=7.80g/cm2选取、而比热容c和导热系数与温度的关系统一参照表7-2中所示的合金钢热物性公式进行估算195。图7-11 矫直辊横截面(上半部分)有限元网格示意图Fig.7-11 The schematic diagram of FEM meshed half cross section of straightening roller.表7-2 合金钢热物性参数计算公式195Tab.7-2 The calculation formulations of thermo-physical properties for alloy steels195温度范围T ()T625625T675675T825T825比热容Cp (kJ/kg)温度范围T ()T800T800热传导系数(J/ms) (a)4500s (b)5000s(c)5500s图7-12 1025空冷时不同时间矫直辊横截面的瞬态温度场(单位：)Fig.7-12 The transition temperature field of half cross section of straightening roller quenched at 1025 in air for different times(Unit:)图7-13 1025空冷时矫直辊横截面上a、b两点的冷却曲线Fig.7-13 The cooling curves of position a and position b in half cross section of straightening roller quenched at 1025 in air.(a)磨损形貌 (a)Abrasion appearance (b)局部放大 (b)Local magnification of abrasion appearance图7-14 X63CrMoV51矫直辊辊面磨损情况(重轨矫直量2.4万吨)Fig.7-14 The abrasion appearance of straightening roller made of die steel X63CrMoV51 after pass of 24 million tons of heavy rail.计算过程中矫直辊铸件初始温度(即淬火温度)统一取1025，淬冷介质(空气)温度Tq假定为40，x轴和y轴方向的有限元网格化步长分别取3.37mm和3.45mm(见图7-11所示)，淬冷时间步长取值范围分别控制在130s以内。图7-12是矫直辊铸件空冷淬火过程中不同时间瞬态温度分布的仿真结果；图7-13则为矫直辊a和b两处相应的冷却曲线计算结果。4)分析和讨论由图7-127-13中所示的温度场仿真计算结果可知，当60kg/m级矫直辊经1025奥氏体化空冷淬火至50005500s时，其横截面中a、b两点之间的温度均在650以下，在1025650之间的平均冷却速度分别为Va=0.083/s和Vb=0.069/s。根据图7-10，四种工模具钢的连续转变曲线鼻子温度均在650左右，按理论计算冷速可以确定X63CrMoV51 X100CrMoV51，X38CrMoV51和X155CrVMo121矫直辊b点处空冷淬火硬度分别在(a)HV642(HRC57.5)左右，(b)HV442542(HRC44.551.7)，(c)HV613(HRC55.7)左右和(d)HV435(HRC44)左右。显然，只有X63CrMoV51和X38CrMoV51工模具钢基本上满足60kg/m级矫直辊b点处空冷淬火硬度要求，考虑到回火处理后硬度有可能会降低，为保险起见，60kg/m级矫直辊材料宜选用X63CrMoV51工模具钢制造。采用X63CrMoV51工模具钢和铸造方式试制了8支60kg/m级矫直辊铸件，热处理时采取内孔填充石英砂等隔离措施,并按1025空冷淬火+280回火工艺处理后，硬度检测发现，外圆工作面硬度和内孔处硬度分别在HRC5457和HRC4548之间，且内孔尺寸变化非常小。上述8支矫直辊交付攀枝花钢铁公司轨梁厂现场考核试用过程中发现，矫直辊外圆工作面磨损均匀，表面十分光滑，见图7-14中所示，没有出现9Cr2和Cr12MoV油淬矫直辊中常发生的裂纹和掉块现象，其使用寿命超过技术条件规定的要求，见表7-3中所示。在随后8次换辊车削修复过程中(每次车削加工量在814mm之间)，均未发现外圆工作面有硬度异常现象出现，说明按上述热处理工艺执行后，60kg/m级矫直辊铸件的淬硬层深度基本上满足技术条件要求。表7-3 X63CrMoV51矫直辊使用结果Tab. 7-3 The tryout results of straightening roller made of steel X63CrMoV51矫钢量/吨上辊直径/mm下辊直径/mm12341234147009981000999.51000996998999999.524200997999.5998.5997995997999999注：矫直对象：U71Mn和60kg/m PD3重轨。5)结论运用有限元法仿真技术，获得了60kg/m级矫直辊铸件空冷淬火温度场的详细信息，实现了淬火过程的预演，为正确选择空淬矫直辊铸件材料提供了理论依据。同时通过实践也证明，内孔实施隔离保护措施后，X63CrMoV51矫直辊铸件采用1025空冷淬火工艺是完全可行的，其工作面淬硬层深度基本上可达到100mm的要求，避免了矫直辊油冷淬火所造成的内孔变形和硬度过高等淬火缺陷。空淬X63CrMoV51矫直辊铸件最终使用寿命完全满足技术条件要求。7.3.3经济型空冷淬火钢的成分设计与试验验证由于受材料淬透性、工件形状结构、大小和冶金质量等条件的限制，淬火变形和开裂是铸钢件生产中常见的冶金缺陷。为减缓淬火应力、避免热处理变形和开裂，大型复杂结构的铸钢件不得不采用正火工艺替代常规水或油淬热处理工艺，其结果是铸件的组织和力学性能难以达到预定的热处理要求。选用高淬透性空冷微变形合金钢作为铸钢件材料是避免出现上述缺陷的方法之一，如H11、H13、Cr12MoV、AISI A2和AISI A6等。然而，这类空冷微变形钢中贵重合金元素(如Mo和V等)含量普遍较高，其成本和价格是生产厂家和用户难以接受的。因此，经济实用型空淬钢亟待开发。本章节选用0.450.70C-2.50Cr-1.65Mn-1.25Si-0.20Mo-0.15Ti系铁基合金作为经济型空淬钢的主体成分，利用淬冷温度场有限元计算法和Bhadeshia等建立的奥氏体分解模型分别计算了不同直径钢件空冷曲线和上述主体成分的连续转变曲线(CCT曲线)，通过两者相对位置的对比分析，确定了经济型空淬钢的淬火极限尺寸，并采用试验法进行了相关验证工作，以期为该类材料的开发提供一定的依据。1)合金设计及计算a)化学成分选择CrMnSiMo系合金作为经济型空淬钢的主合金化元素，其作用和含量分别阐明如下：(1)碳 碳是影响钢淬硬性和强韧性的主要元素，具体含量应根据最终热处理硬度和塑、韧性要求确定。一般来讲，碳含量接近钢的共析成分时，由于先共析相数量较少，此时过冷奥氏体具有较高的稳定性，反映其淬透性较好。因此，从强调淬硬性和淬透性角度出发，经济型空淬钢的碳含量上限可取0.70%左右；而从强调塑性和韧性角度出发，该钢的碳含量下限可取0.45%左右。(2)铬 一定数量的铬含量可以使钢的高温珠光体型转变和中温贝氏体型转变区域分开，并较大幅度地提高钢的淬透性。然而，铬含量过高时，由于形成大量铬的碳化物(如M23C6和M7C3)而对钢的淬透性和塑、韧性产生负面影响，同时造成奥氏体化温度提高。故综合考虑这些因素后，所设计的空淬钢中铬的名义含量为2.5%。(3)锰 奥氏体化加热过程中，绝大部分锰能溶于面心立方晶格的奥氏体中，显著推迟高温珠光体型转变和并增强其贝氏体的形成能力。合适的锰含量与钢中铬、钼和硅等配合，可使钢在缓慢的连续冷却条件下获得贝氏体/马氏体复相组织，但过量的锰含量容易导致奥氏体晶粒粗大化和残余奥氏体数量增多。在此设计钢中锰的名义含量取1.65%。(4)硅 硅在钢中起固溶强化作用，可以抑制或减缓过冷奥氏体的碳化物分解，如钢中加入1.01.5%Si中后，贝氏体铁索体条间将出现连续的奥氏体膜，其分布方式可使裂纹分支和纯化，故设计钢钢中硅的名义含量定为1.25%。(5)钼 少量钼就能显著改善钢的淬透性，同时亦可防止淬火钢高温回火脆性的发生。但过高的钼含量不仅会导致钢的生产成本上升，而且由于形成碳化物而使钢的奥氏体温度提高。因此，基于经济性考虑，设计钢钢中钼的名义含量定为0.20%。(5)其它元素 设计钢钢中分别加入0.15%Ti和痕量的硼以起到细化晶粒和提高贝氏体/马氏体淬透性的作用。b)相图与C曲线名义成分为Fe-2.5Cr-1.65Mn-1.25Si-0.20Mo-0.15Ti合金相图见图7-15中所示。根据相图可以确定，碳含量在0.450.70%之间时，950可作为该类合金钢奥氏体化的统一温度。钢中C、Mn、Ni、Si、Cr、Mo和B含量对其过冷奥氏体分解动力学的影响十分复杂，基于热力学和相变动力学原理，Bhadeshia115,204,205图7-15 Fe-2.50Cr-1.65Mn-1.25Si-0.20Mo-0.15Ti合金系相图(Thermo-Calc计算结果) Fig.7-15 Calculated phase diagram for Fe-2.50Cr-1.65Mn-1.25Si-0.20Mo-0.15Ti alloy systemobtained with Thermo-Calc software. (a)0.45C-2.50Cr-1.65Mn-1.25Si-0.2Mo-0.15Ti (b)0.65C-2.50Cr-1.65Mn-1.25Si-0.20Mo-0.15Ti图7-16 根据Bhadeshia模型35确定的连续转变曲线(奥氏体化温度为950)Fig.7-16 Calculated continous-cooling-transformation diagram for economically air-quenching steelaustenitized at 950 from Bhadeshia model35(见式1-92)等提出了奥氏体分解模型并成功地用于预测低合金钢(合金总量小于或等于56%)的等温转变曲线和连续转变曲线，此处利用Bhadeshia模型对上述成分设计钢钢种的连续转变曲线进行了计算，具体结果见图7-16中所示。c)淬冷曲线计算采用非线性有限元热分析法对950奥氏体化后的不同直径钢棒在静止空气(空气温度取为30)冷却过程中表面和心部处的冷却曲线进行了计算。为简化计算，忽略了钢棒轴向热流效应，并采纳了表7-2中合金钢热物性参数计算公式和静止空气中的对流辐射复合换热系数计算公式7-4，部分计算结果见图7-17中所示。(a)80mm (b)100mm(c)120mm (d)140mm图7-17在静止空气中不同直径钢棒表面和心部处的冷却曲线(奥氏体化温度为950)Fig.7-17 Cooling curves of surface and core of steel bars with different diameters in still airobtained with FEM calculation(austenitization temperature: 950)2)分析和讨论a)临界冷却速度根据图7-16中CCT曲线预测结果可知，当设计钢的碳含量在0.45%下限时，高温珠光体转变区域的鼻子处温度和时间分别对应在600和4000s，也就是说，为避免非淬硬珠光体组织的形成，在950奥氏体化温度至600鼻子温度之间获得贝氏体/马氏体复合淬硬组织的临界冷速Vcrit=(950-600)/4000s=0.088/s；当设计钢的碳含量在0.70%上限时，高温珠光体转变区域的鼻子处温度和时间分别对应在580和8000s，同样可以确定在950奥氏体化温度至580鼻子温度之间获得贝氏体/马氏体复合淬硬组织的临界冷速Vcrit=0.046/s。b)空淬极限尺寸考虑到淬火过程中实际工件的质量效应或尺寸效应，为便于淬透性的评价和实际工件的材料选择，在此定义空淬极限尺寸：针对某一具体材料而言，其空淬极限尺寸就是在静止空气冷却过程中工件心部不出现珠光体类非淬硬组织的最大尺寸，也就是说工件心部实际冷速接近或等于获得贝氏体/马氏体复合淬硬组织临界冷速时的实际工件尺寸或直径。由图7-17中不同直径钢棒的冷却曲线可以确定，在950至600温度之间，80mm、100mm、120mm和140mm钢棒心部空冷冷速分别为0.09/s、0.07/s、0.058/s和0.044/s，其中80mm钢棒心部冷速与0.45%C含量设计钢的淬硬临界冷速接近，而140mm钢棒心部冷速与0.70%C含量设计钢的淬硬临界冷速相近，说明这两种空淬钢的理论空淬极限尺寸分别是80mm和140mm，换句话说，该系列经济型空淬钢的理论空淬极限尺寸在80mm140mm之间。3)试验验证为检验上述的预测结果的可靠性，特按经济型空淬钢碳含量上限要求在中频感应电炉中熔炼了一炉试验钢，并浇铸成160mm400mm试棒，其化学成分分析结果见表7-4中所示。试棒经退火软化处理和车外圆加工等工序加工成140表7-4 试验钢化学成分，wt.%Tab.7-4 Composition of experimental steelCCrMnSiMoTiPS0.692.651.661.550.170.210.0390.030图7-18140mm400mm试棒中心横截面硬度(HRC)分布(9504h空冷+3008h炉冷)Fig.7-18. The Rockwell hardness profile of central cross section in140mm400mm tested steel baraustenitized at 950 for 4h and hardened in still air followed by tempered at 300 for 8h(a)表面(a)Surface (b)1/2R处(b)1/2R point (c)心部 (c)Core图7-19 140mm400mm试棒中心横截面不同部位的金相组织Fig.7-19 The microstructures in the differ