齿轮成形磨削淬硬温度场研究-精品文档.docx

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1、齿轮成形磨削淬硬温度场研究摘要:为了真实反映成形磨削淬硬经过中温度、组织分布状态，基于热力学和相变动力学数学模型，根据ABAQUS用户子程序接口DFLUX、USDFLD，根据FORTRAN语法规则编写代码对CAE软件进行二次开发，模拟分析了成形磨削淬硬包括冷却全经过的温度场及组织转变经过，预测工件在不同方向的温度变化及磨削淬硬完成后马氏体组织分布情况，计算工件淬硬层深度，评定其淬透性。结果表明，距表层032mm以上的材料将激活相变，淬硬层深度约为0291mm。仿真模拟对磨削淬硬中控制马氏体转变量具有一定的指导作用。关键词:成形磨削淬硬;ABAQUS二次开发;温度场;相变效应随着当代制造业和科学

2、技术的不断进步，工业生产对机械零件的加工精度、外表质量、寿命以及对其生产率提出了更高的要求。零件通常在热处理后，采用磨削作为最终加工工艺。相比其它机械加工方式，磨削加工切除单位体积材料需要更多的能量输入，这些能量转化为磨削热并集中于工件表层，机械行为与切削热共同作用可能导致已淬硬材料出现热损伤。德国学者考虑将热处理与磨削工序集成起来，提出了磨削淬硬技术，利用磨削热对工件进行外表淬火的新型复合技术。既提高效率，合理利用磨削热，又避免工件热损伤。磨削淬硬技术有着极大的经济与社会效益，国内外学者对其进行了研究。国外的Nguyen和Zhang1对外圆磨削淬硬数值模拟，结果表明进给量对淬硬层深度起决定作

3、用。马占龙，韩正铜2运用有限元分析软件ANSYS建立磨削淬硬温度场，对淬硬层深度进行预测，并由试验验证仿真可靠性。袁威，刘菊东3结合试验与仿真，研究磨削用量对单程磨削淬硬层深度的影响，试验与仿真结果一致，表明淬硬层深度与磨削深度成正比，与工件进给速度成反比。成形法加工齿轮精度、效率高，而由于接触线长，冷却状况差，磨削热量输出高，对表层组织温度场、组织场影响很大。应用传统的实验方法因受制于现有的实验手段，对诸如工件表层马氏体分布，热等参数的研究结果并不尽如人意，因而本文采用仿真的方法来研究成形磨削淬硬温度场、组织场。1成形磨削力计算模型磨削力来自于砂轮磨粒与工件接触后产生的弹塑性变形及系统内部互

4、相摩擦作用。磨削力表征磨削经过，是磨削淬硬经过中能量消耗、热量产生及磨削振动的重要原因，是影响材料去除机制、砂轮磨损以及加工外表质量基本条件4。砂轮与齿面的接触面就像磨削平面时被弯曲，所以成形磨齿能够以为是一种倾斜曲面磨削。根据CGuo的倾斜面磨削理论5，能够把成形磨齿接触面等效为普通平面磨削进行研究，等效模型如图1所示。2磨削淬硬温度场及相变理论21温度场理论模型(1)热流密度模型工件材料磨削淬硬经过消耗大量的功，这些能量几乎全部转化为热，用热流密度q表示。磨削弧区产生的总热流密度能够通过切向磨削力计算得到。22相变理论(1)扩散型转变扩散型转变与温度、时间有关，相变起始时间即孕育期，转变开

5、场到结束即长大经过8。奥氏体转变，珠光体、贝氏体转变皆属于扩散型转变。对于扩散型转变数学模型，Johnson、Avrami等人9-10作了大量工作，相变量可由下式求得。式(4)称为Avrami方程，其中V为转变量，t为等温时间，n和b为变量，与温度相关，是通过转变量为10%和90%的两组方程来确定。Avrami方程描绘的是等温下转变经过，对于磨削淬硬这种连续冷却经过不能直接使用。需要将时间离散，将每一小段时间看成等温转变，并叠加计算孕育率和转变量11。(2)非扩散型转变不同于扩散型转变，非扩散型转变的相变量仅取决于温度，与时间无关。国外学者Koistinen和Mar-bulge12研究提出非扩

6、散型相变动力学模型。3磨削淬硬有限元仿真磨削淬硬数值模拟需要复杂有限元模型数据输入，包括几何模型，热物性材料特性参数，初始条件，边界条件和加载条件等。有限元模型主要特征的扼要描绘如下。31网格划分网格密度通常取决于作用载荷和边界条件。磨削淬硬经过中，磨削区及其附近伴随着高热流输入和高温度梯度，因而，对工件表层1mm进行网格细划分以保证计算精度及收敛性。而模型下部采用比例网格划分技术划分较粗网格，以提高计算效率。针对磨削淬硬温度场仿真，网格划分采用8节点隐式线性热传导单元DC3D8，网格划分如图2所示。32工件材料和磨削参数42CrMo强度、淬透性高，韧性好，广泛应用于齿轮、汽车连杆等制造。磨削

7、淬硬有限元模拟需要输入材料热物性参数。42CrMo的热物性参数如表2所示。磨削淬硬经过是一种高度的非线性经过，工件的热导率、比热既是温度的函数，同时又随着相体积分数的变化而变化。因而，伴随着不同组织间的转变，它们的热物性存在差异，需要采用混合定律，并在ABAQUS中调用场变量实现。33初始和边界条件环境温度可视为工件初始温度，取T(t=0)=25。在磨削淬硬经过中，工件外外表与外界始终存在对流换热，通常由牛顿冷却公式14。34热源加载成形磨削淬硬经过极其复杂，反映在有限元模型上，就是位于磨削弧内的单元既有热流输入又有对流换热作用属于混合边界条件。砂轮磨削工件视为移动热源。切深较小时，矩形移动热

8、源更符合实际，切深较大时，通常采用三角形热源。本文采用矩形移动热源加载。仿真软件ABAQUS本身不能直接加载移动热源，一些文献为解决热源“连续加载问题，将总磨削时间离散设置多个分析步实现，操作费事，精度较低。因而，本文借助ABAQUS提供的子程序DFLUX接口，由二次开发施加磨削移动热源，定义有限元仿真模拟的载荷边界条件。根据FORTRAN语言的语法编写程序代码，需完成必要的定义:磨削区的定义;热源运动的定义;磨削弧热流密度和对流换热的定义。35基于二次开发实现组织转变模拟组织体积分数的计算，是计算模拟相变潜热、相变膨胀、相变应力的基础。CAE软件通常本身都不具备计算组织场功能。通常由二次开发

9、实现。本文通过ABAQUS用户子程序接口USDFLD，运用Fortran语言将相变动力学理论编入代码，并在CAE计算中调用，在线获取任一节点任意时刻组织转变状况。4成形磨削淬硬经过仿真分析本文基于ABAQUS二次开发实现磨削淬硬温度场组织场仿真模拟。整个仿真计算经过分为两个分析步:磨削分析步和冷却分析步，磨削时间，即砂轮磨粒在工件外表作用的时间。41不同深度温度变化磨削淬硬经过中，工件不同深度方向上(z向)温度变化和z向温度梯度曲线如图3和图4，任一时间点，z向的温度梯度都很大。距磨削区外表0262mm以上的工件，在整个磨削淬硬经过中，最大温度均在Ac3(7981)以上，意味着，它们将完全奥氏

10、体化。距磨削区外表0262mm与032mm之间的工件，在整个磨削淬硬经过中，最大温度均在Ac1(7382)与Ac3之间，它们将发生部分奥氏体化。从某一深度层(z032mm)开场，不会激活奥氏体转变。这取决于工件材料特性和磨削条件，包括砂轮转速，磨削深度，冷却速度等。42组织转变曲线42CrMo钢属于亚共析钢，初始组织主要为铁素体加珠光体。珠光体是共析铁素体和共析渗碳体有机结合的混合组织。如图5，当工件材料被加热至Ac1温度时，珠光体首先向奥氏体转变，奥氏体晶核在相界处构成，晶核不断长大并吞噬珠光体，随着温度的继续升高，奥氏体向铁素体中生长，最终转变为细小的奥氏体晶粒。奥氏体转变是一种逆共析经过

11、，属于扩散型转变。磨削淬硬经过，升温速率很快，温度高，奥氏体转变迅速，由于最大温度超过Ac3温度，工件表层已完全奥氏体化，初始组织被转化。马氏体组织最大的特点为高强度，高硬度，又有较好的韧塑性，因而，我们希望磨削淬硬后，齿轮最终组织为马氏体。要想获取更多马氏体，避免发生扩散型相变产生珠光体、贝氏体等组织，必须使工件快速冷却到Ms点。温度场仿真结果显示，工件温度从1000下降至100只需2s，冷速非常快，能够以为只发生非扩散型转变。温度降至Ms，马氏体转变被激活，随着工件表层温度持续降低，马氏体相体积分数不断增加，奥氏体相体积分数不断减少，此时为两相混合态。直至温度到达20，马氏体转变结束，由图

12、5可见，几乎所有奥氏体被转变为马氏体，磨削淬硬经过到达目的。43淬硬层深度计算钢的外表至内部马氏体组织占50%处的距离称为淬硬层深度。淬硬层越深，淬透性就越好。假如淬硬层深度到达心部，则表明该工件全部淬透。工件最大温度节点下方，不同深度层马氏体体积分数由CAE计算后如下表5所示，淬硬层深度约为0291mm。5结论基于ABAQUS提供的子程序接口DFLUX，USD-FLD，进行二次开发模拟仿真成形磨削淬硬经过的温度场，组织场。从仿真结果，可见得出:磨削淬硬工件在磨削、切深方向的温度分布，判定能否激活相变;工件在整个淬硬经过中的组织转变，计算出马氏体转变量;计算淬硬层深度，评定磨削淬硬后工件的淬透

13、性。组织体积分数的计算，是计算模拟相变潜热、相变膨胀、相变应力的基础。温度场、组织场、应力场耦合仿真模拟是今后研究努力的方向。参考文献1ThaiNguyen1，LCZhangRealisationofgrinding-hardeninginworkpiecesofcurvedsurfaces-part1:plungecyclindricalgrindingJInternationalJournalofMachineToolsMan-ufacture，2011，51:3093192马占龙，韩正铜磨削淬硬温度场数值模拟与试验研究J中南大学学报(自然科学版)，2012，43(3):9609653袁威

14、，刘菊东磨削条件对45钢最大磨削淬硬层深度的影响J当代制造工程，2013(1):84874任敬心，华定安磨削原理M北京:电子工业出版社，20115GuoC，Optimationofeontinuousdresscreep-feedformgrind-ingproeessJCIRPAnnalsManufac-turingTechnology2003(52):2592626陈勇平平面磨削力建模及其应用研究D长沙:中南大学，20077RoweWB，MorganMNSimplifiedApproachtocontrolofthermaldamageingrindingJCIRPAnnalsManufa

15、cturingTechnology1996，45(1):2993028牛山延淬火冷却经过三维有限元模拟及工艺参数优化的研究D济南:山东大学，20079AWJohnson，RFMehlReactionsofkineticsinprocessesofnucleationandgrowthJTransactionsoftheAmericanIn-stituteofMining，1939，135:41645810MAvramiKineticsofphasechangeI，generaltheoryJJournalofChemicalPhysics，1939，7:1103111211EScheilSta

16、rtingtimeoftheaustenitetrans-formationJEisenhuttenwes，1935，12:56556712DFKoistien，REMarburgerGeneralequationPreseribingtheextentoftheanstensitetransformationinpureiron-car-bonalloysandPlaincarbonsteelsJActaMetallurgica，1959，7:506013聂振国，石伟应力影响42crMo钢马氏体相变的实验研究C第十次全国热处理大会论文集，201114陶文铨传热学M西安:西北工业大学出版社，2006