基于熱處理模擬仿真的超高強度鋼制復雜零件構型優化與驗證

馬蓼奕, 慈言海, 李世鍵, 楊立新, 劉 剛, 崔 晶

(1. 沈陽飛機工業(集團)有限公司, 遼寧 沈陽 110034;2. 空軍裝備部駐沈陽地區軍事代表局駐沈陽地區第一軍事代表室, 遼寧 沈陽 110034)

熱處理作為最后一道熱加工工序,可調控微觀組織和材料綜合性能。但對于尺寸大、結構復雜、截面尺寸變化急劇的航空零件,熱處理后關鍵部位因內應力作用,畸變量往往難以滿足設計要求。熱處理模擬仿真是在建立熱處理工藝過程中溫度、相變、應力、應變等多因素耦合數學模型基礎上,發展的基于有限元/有限體積/有限差分等算法的數值計算方法[1],隨著計算機技術的發展,廣泛用于熱處理過程研究[2]。近年來,李世鍵等[3]通過數值模擬,總結出航空用接頭零件典型部位熱處理畸變的規律;張增光等[4]對施加淬火夾具的零件進行熱處理過程數值模擬,實現了淬火畸變校正;張嵐等[5]采用有限元模擬結合試驗驗證的方法,研究了AF1410超高強度鋼制造的飛機薄壁板件熱處理畸變問題;王偉等[6]對TC4合金薄板熱處理畸變進行了模擬和試驗,并得出結論:殘余應力是畸變主要原因;沈智等[7]利用Deform有限元軟件對300M鋼飛機起落架進行了數值模擬,得出鍛后最佳熱處理工藝;但是對航空復雜零件通過數值模擬迭代構型,減少熱處理后畸變的方法卻鮮有報道。本文應用SYSWELD大型商業有限元軟件,對A-100鋼復雜結構件真空氣淬過程的溫度場、應力場和畸變場進行了數值模擬,通過反復迭代,優化零件的構型,以期為實際生產提供指導。

1 研究思路

首先,建立零件初始構型的有限元模型,獲得基本畸變規律。隨后,基于模擬結果提出改進的構型并建立有限元模型進行仿真分析,反復優化構型及模擬計算,直至畸變滿足熱處理后尺寸精度要求,獲得優化的構型。最后,對優化的構型進行生產驗證。研究流程圖如圖1所示。

圖1 研究流程圖

2 初始構型分析及有限元模型的建立

2.1 初始構型分析

試驗復雜結構零件的熱處理初始構型如圖2所示。可以看出,零件整體呈大寫字母“A”型,頭部和尾部分別具有兩個對向的開口。零件頭部的開口需與某桿型零件裝配,尺寸精度要求較高;尾部的通孔為某軸類零件的裝配孔,對兩孔的圓度以及同軸度也有較高要求。由于零件各位置厚度不同,淬火冷卻過程中的變化也各不相同,為了直觀地對比不同位置的溫度、應力、畸變特點,方便后續構型修改與迭代優化,在零件上選擇了A～H共8個特征點進行分析。

圖2 初始構型示意圖

2.2 有限元模型的建立

2.2.1 網格劃分

應用SYSWELD軟件進行網格劃分,對拐角、薄壁處的網格進行細化。本次模擬采用四面體網格,共劃分網格291 178個,如圖3所示。劃分后的網格可以較為清晰地表達出整體構形特點,尖銳網格數量較少,具有較高的質量。

圖3 初始構型網格劃分

2.2.2 邊界條件設置

根據初始構型并參考實際生產經驗,選擇用橫桿穿過零件尾部圓孔,將零件懸掛在工裝上。為模擬這一裝爐狀態,在G、H點處建立3個節點的集合充當吊掛平面。設置初始溫度885 ℃,材料選擇A-100鋼[4],淬火介質選擇氬氣,并將壓強控制在0.12 MPa,進行迭代式瞬態計算分析,計算終止時間為5400 s。

3 初始構型計算與分析

3.1 溫度場演化

圖4給出了零件真空氣淬不同階段溫度場的分布情況。從圖4(a)可以看出,零件全部進入氬氣氣氛中冷卻時溫度分布均勻,表面溫度在860 ℃左右;由圖4(b)可知,冷卻過程中存在溫度分布階差,零件從中部帶凹槽長桿最先開始冷卻,對于整體“A”型結構,薄壁處先冷卻,厚壁處后冷卻,這樣的非均勻對稱冷卻順序極易造成零件的畸變。由圖4(c)可知,冷卻到2958 s后,零件基本冷卻到室溫,厚度大的區域溫度稍高。

圖4 初始構型不同時刻的溫度場

為直觀表現零件整體冷卻趨勢,從不同時刻提取零件的最高溫度和最低溫度,并計算出平均溫度,作出各時間點溫度變化曲線,如圖5所示。對平均溫度進行曲線擬合,得出零件溫度變化公式,相關系數R2=0.999。還根據A-100鋼的CCT曲線,畫出了臨界冷卻溫度,表明真空氣淬的冷卻速度大于臨界冷卻速度,可以使零件淬透。可以看出,隨著時間延長,零件整體溫度持續降低,但溫度下降的速率不斷放緩。當零件冷卻至250 ℃左右時,冷卻速度大幅度降低;繼續延長冷卻時間,溫度降低的速度趨于平穩。A-100鋼的Mf點約為-50 ℃[8],因此零件冷卻3000 s后,應及時轉移零件進行深冷處理,促進殘留奧氏體進一步向馬氏體轉變。

圖5 試驗零件溫度場曲線圖

3.2 應力場演化

圖6為零件淬火過程中0.5、10和5400 s的表面Von Mises應力狀態。從圖6(a)可見,淬火開始階段零件表面應力分布均勻,平均應力12.97 MPa;從圖6(b)可見,淬火10 s時,零件表面開始出現應力分布階差,其中尖銳部分以及厚壁部分應力較大,薄壁部分應力相對較小,越是尖銳的部分,應力集中就越明顯,最大應力達到151.73 MPa;從圖6(c)可見,淬火結束時,零件應力完全釋放,表面應力狀態是熱應力與組織應力共同作用的結果,平均應力26.76 MPa。由于零件表面仍然存在殘余應力,零件應在淬火后及時進行冷處理和回火,以穩定尺寸,消除應力。

圖6 初始構型不同時刻的Von Mises應力場

3.3 畸變場演化

圖7為零件淬火5400 s的畸變云圖。圖7(a～d)分別為x、y、z方向畸變和平均畸變。從結果可以看出,零件在y方向的畸變最大,極值達到-2.15 mm,z方向的畸變最小,為-0.08 mm,幾乎可以忽略不計。NormU為3個方向畸變綜合后的結果,最大畸變量約為2.16 mm。零件“A”型頭部開口處和尾部都發生了擴張,主要是由于零件表面先接觸氬氣,發生馬氏體轉變,體積膨脹受壓應力,隨后溫度降低,體積收縮,受拉應力,淬火結束階段,表面相變幾乎完成,心部組織轉變影響到表面應力狀態,最終使零件呈現出頭部擴張、尾部互相遠離的畸變結果。

圖7 初始構型5400 s的畸變場

4 迭代構型計算與分析

4.1 迭代方案一

因零件最大畸變發生在“A”型尾部G、H點處,所以需要通過技術手段控制此處淬火畸變。通過對初始構型分析可知,E、F處內側存在對向凸臺,若延長兩凸臺直至相連,可以起到一定的固化結構效果。修改模型,將零件E、F處對向凸臺進行連接,如圖8所示。

圖8 迭代構型一示意圖

經分析,迭代構型一的溫度場和應力場變化規律與初始構型一致,因此對迭代構型一的畸變場進行詳細分析。

由于構型E、F處已固聯,尾部畸變量會受到連桿的約束。對迭代構型一的畸變場進行數值模擬,其他邊界條件設置相同,模擬結果如圖9所示。可以看出,雖然“A”型尾部G、H點張開,但最大畸變量已從2.16 mm減少至1.12 mm。這說明固化E、F處內側對向凸臺能起到一定的抑制畸變作用,但仍無法滿足設計要求。因此需要對構型進一步迭代優化。

圖9 迭代構型一5400 s的畸變場

4.2 迭代方案二

對模型進一步修改,在尾部通孔G、H點位置增添一根連桿,如圖10所示。

圖10 迭代構型二示意圖

對迭代構型二進行畸變場的數值模擬,結果如圖11 所示。可以看出,x、z方向畸變基本不變,y方向畸變由于連桿的加入,零件尾部G、H點處張開的趨勢得到控制,畸變量降低至0.082～0.326 mm,能夠滿足設計尺寸±1 mm的要求。因此選擇此構型為實際生產構型。

圖11 迭代構型二5400 s的畸變場

5 實際生產驗證

將修改后的模型作為熱處理前零件的供應狀態,如圖12所示,進行實際生產驗證。將實測畸變量與模擬結果做對比,做出A～H共8個特征點的畸變量圖,如圖13所示。從圖13可以看出,未通過結構固聯修改的槽口附近A、B點以及中部薄壁位置淬火畸變較大,結構修改后“A”型尾部位置G、H點附近淬火畸變較小,模擬結果與生產驗證結果基本符合。這證明了所建有限元模型的準確性及模擬仿真技術在熱處理構型狀態優化過程中的有效性。

圖12 優化后零件照片

圖13 優化后零件特征點畸變量

6 結論

1) 應用SYSWELO有限元軟件建立了復雜零件初始構型的有限元模型,對零件真空氣淬條件下的溫度場、應力場和畸變場進行了數值模擬。溫度場結果表明,零件整體冷卻呈先快后慢,上端薄壁處先冷卻,下部厚壁處后冷卻。應力場結果表明,厚壁部分應力較大,薄壁部分應力相對較小,越是尖銳的部分,應力集中就越明顯。畸變場結果表明,零件槽口處和“A”型尾部有明顯的相對遠離的畸變趨勢,“A”型尾部畸變最大,達2.16 mm。

2) 通過對有限元模型反復迭代優化,關鍵部位畸變量模擬結果的最大值從2.16 mm減小至0.90 mm,并將此構型作為熱處理前零件供應狀態。在實際生產驗證中,各特征點實際畸變量均滿足設計要求,與模擬畸變量差值最大值僅為0.04 mm。因此,熱處理模擬仿真技術能夠指導構型優化,是控制零件熱處理畸變的有效手段。