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1、压力淬火工艺的钢板建模Cedric Lequesnea, Olivier Pensisb, Michel Renardb,Serge Vanderheydenb and Anne Marie Habrakena,caUniversity of Liege, Dept. ArGEnCo, Allee des Chevreuils, 1, Liege,4000, Belgium bDrever International S.A., Allee des Noisetiers, 15,Angleur, 4031, Belgium cF.R.S.-FNRS, rue dEgmont, 5, Bruxe
2、lles,1000, Belgium,摘要：在这项研究中，压力淬火过程是滚子上的低合金钢板的应用厚度显著，目的是为 了获得高强度马氏体钢，而无需修改平整度。为了优化该过程参数，建立了有限元模型。 综合分析了力学，热学和冶金领域。该模型提供了有关的最终显微组织，残余应力和平整 度的结果，以及冷却的过程。可以发现，一个二维平面应变模型是不准确的，因为它不能 预测钢体横向残余应力。三维模型提高了骤冷过程中的钢板厚度变化计算结果的准确性。关键字：有限元模拟，相变，水淬，钢板，残余应力。PACS: 02.70.Dh, 64.70.kd, 81.40.Gh, 65.40.De简介压力淬火设备的使用，低合金
3、钢板上厚度显著，以获得高强度水平。在顶部和底部的 板面喷洒大量的水进行退火操作后，得到100%的奥氏体。钢的化学成分和冷却条件-在 冷却速度的定义下以产生一个主要的而不在表层上的铁素体相的马氏体组织。这个过程不 会影响钢表面的平整度，不会产生显著的残余应力。这些制约因素说明数值计算是在发展 的工具，可以优化工艺参数。列日大学开发的 LAGAMINE 的拉格朗日有限元素代码1，可以执行分析耦合力学，热 交换和冶金转换的功能。执行二维和三维淬火模拟低合金钢板。板的温度曲线通过工业性实验，数值计算和验证。数值模 拟可以提供大量加工条件下，微观结构量化，板的平整度和残余应力的评估。结构方法冶金法冶金法
4、进行时体积分数YK （构成）的定量。Johnson-Melh的Avrami （JMA）方法来模拟的扩散等温变换2。在不等温转变中，LAGAMINE 代码分别计算潜伏期和成长阶段。冷却曲线被划分成一系列的等温步骤，并且 应用了 “加性原理”潜伏期的组成部分K表Scheil的总和达到统一。马氏体相变模拟的Koistinen是马伯格的方法3。扩散阶段的应力增长和马氏体相变取决于应力状态时的开始温度。这是考虑到描述依 赖关系4 。机械法应变速率，可以分为5步在耦合的情况下进行的热交换和冶金变换。（1）弹性应变速率，由著名虎克定律可知取决于杨氏模量E,并与泊松比V有关。计算塑性应变率，用经典的塑性理论，
5、Von Mises屈服准则和流动法则。塑性流动 的控制由一个各向同性的线性硬化规则，取决于一种塑料的切线模量E和一个初始屈服应 力o。参数E，V，工Y和E取决于温度和金相的混合物。热应变速率 ，计算如下：a k是构成的热膨胀系数，I是恒等的张量。应变速率 ,（扩张与转型相关的奥氏体成分K表）的计算方法如下:膨胀系数，采取在0C的奥氏体相。冶金引起应变转换，相界面之间不兼容的外部载荷转换过程中产生塑性应变。丹尼斯在工作中提出了许多的模型在4。其一般形式是以下之一:其中C（y）是一个与相位相关的函数，和。是偏应力张量的一部分。有限元建模过程描述厚钢板的进展速度，由水喷洒在板的顶部和底部，几何形状板
6、是图1 中所示。研究了厚度T为25毫米。实际板的尺寸减小避免过长的计算时间（L= 100毫米，W=100毫米）。图1 几何形状的钢板模拟淬火Drever已开发有限差分热分析，通过实验测试验证。有限元的代码，LAGAMINE,执 行基于强加的节点温度场的数值计算的冷却模块德雷弗冶金变换的机械耦合分析。该温度 场模拟的淬火。淬火均匀性通过横向方向，在顶部和底部的表面层被假定完美（冷却速率 只取决于垂直和纵向位置）。材料数据所研究的钢种化学成分被定义为：0.17C-1.54Mn-0.09Cr-0.71Ni-0.04Mo。JMA的参 数柯卡尔迪的公式5。相位变换参数的调整，求逆方法，以减少一个可用的实
7、验 CCT 之 间的差异和预测建计算出的LAGAMINE代码6。该程序是在7Koistinen马伯格参数16MND5等级的卡瓦洛实验中发现的（化学成分接近研究钢级）8。 机械参数在Coret的实验结果中发现16MND5等级9。泊松比和应变硬化常数分别确定 42CD4 钢种的 BLe的 bouffioux 10 和11 。在这一步应力张量不影响冶金变换。二维仿真平面应变模型模拟了一个纵截面的板的中心，如图2所示的冷却。通过对称，只有一 半的厚度为模拟。在核心的所有节点都是固定在厚度方向。采用8节点等参板连接单元模 拟，cpl2d 12 4个积分点。所有的边缘约束节点相同的位移按纵向（结合函数法元
8、 素）见图 1 模拟无限板。图2 a）二维和b）的三维有限元建模图3描述的核心和表面施加的冷却速率变化过程，相对时间，T*,是时间和总的冷却时间之间的比率。图3 在中等长度的核心温度和表面温度变化过程表 1 显示了在核心的相体积比和表面。主要阶段的核心和表面的贝氏体（表 1 ）。表 面有 30%马氏体。核心铁素体显著的增长。表 1 相体积分数在淬火过程LocationFerrite ratioBilinite ratioMartensite ratioCore8 %77%15幣Skin0%秒o纵向和横向的应力变化（在长度的中段的核心和皮肤），可以被解释为如下（图 4）：1、表面在拉伸状态冷却速
9、度快于核心在压缩状态下的平衡保护。2、表面生成贝氏体和马氏体，在表面的应力下降，核心增加。3、核心（拉伸状态）冷却速度快于表面（压缩状态）。4、铁氧体的增长和芯中的应力降低 。5、贝氏体的增长和芯中的应力降低。6、马氏体的增长和芯中的应力降低。7、板芯继续冷却速度比表面快。板芯是在拉伸状态，表面的应力是压缩。 在冷却过程结束时，皮肤和核心之间产生的残余应力的热梯度。由于冶金转换，这些 残余应力显着减少。 横向应力的增加，在结束的过程中没有达到物理值（应变状态导致僵硬模型）。在实际情况中，动能的转换在耦合应力状态下进行。因此，相体积分数影响了应力张量的计算精度 为了获得更精确的结果，可以考虑 3
10、D 模型。6 AM 2亠哥立7 SSNfflupn-CT石I图4 a）纵向和横向应力b）在二维模拟中的长度三维仿真由于板的对称性，只有四分之一是三维模型。如图2 所示，根据位于中间宽度 的厚度方向上的所有节点被固定在位于板芯所述横向方向。模拟无限大平板和避免 边界效应，所有边缘节点进行约束，根据纵向等效位移（此约束的元素结合函数方 法的应用）。板由 8 个节点的混合耦合单元 BWD3T 一个积分点建模13。图 5 显示了，在冷却结束时，板的变形形状。中间厚度比边缘薄。如图 6所示，在三维仿真中，仍然在类似的纵向应力和横向应力情况下，长度 的中段纵向和横向应力的变化和在中间纵向应力值与二维模拟结
11、果相似。图5冷端（位移X50） 个中长切割，变形后的形状。图6 a）纵向b）在三维模拟中横向和纵向应力的变化结论LAGAMINE 代码可以被用于预测钢板淬火模拟的最终的显微组织残余应力，钢板平整度。二维模型不能充分准确的预测横向应力，因此，最好使用三维模型。在下一个步骤中，力学上的金相变动应力张量的影响将予以考虑。致谢作者要感谢比利时瓦隆地区资金支持（ DOC RPQFlat 的第一篇文章中， N816778）。A.M.Habraken基金，对科学研究（FNRS，比利时）的支持。参考文献1. S. Cescotto and H. Grober, Calibration and Applicat
12、ion of an elastic viscoplastic constitutive equation for steels in hot rolling conditions, Engineering Computations, 2 (2), 1985, pp. 101-106.2. J. W. Christian, Formal Theory of Transformation Kinetics, 2002, Pergamon: Oxford. pp. 529-552.3. D. P. Koistinen and R. E. Marburger, A general equation p
13、rescribing extent of the austenite-martensite transformation response of low alloys steel during cooling from austenite region in puer Fe-C alloys and plain carbon steels, Acta metallurgica, 7, 1959, pp. 59-60.4. S. Denis, E. Gautier, A. Simon and G. Beck, Stress-phase-transformation interactions -
14、basic principles, modeling and calculation of internal stresses, Material Science and Technology, 1, 1985, pp. 805-814.5. J. S. Kirkaldy and B. Burchmays, Modeling of temperature field, transformation behavior hardness and mechanical responseof low alloys steel during cooling from the austenite regi
15、on, Journal heat treatment, 8, 1990, pp. 127-136.6. U. Lotter, Aufstellung von Regressionsgleichungen zur Beschreibung des Umwandlungsverhaltens beim thermomechanischen Walzen, Kommission der Europaischen Gemeinschaften Forschungvertrag, Nr 7210-EA/123, 1990.7. A. El Bartali, L. Zhang, L. Studer and A. Habraken. Validation dun calcul thermique metallurgique, in Colloque national MECAMAT 2009, Aussois, France. 2009.8. N. Cavallo, Contribution a la validation experimentale de modules decrivant la Z.A.
