D0I:10.13374/i.issnl00113.2007.12.025 第29卷第12期 北京科技大学学报 Vol.29 No.12 2007年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2007 扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 董雷韩庆礼刘国权 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 摘要采用有限元方法模拟了TC4/V/C/N/GCrl5焊后多层材料淬火过程中的温度及应力场，模拟中考虑了轴承钢中马 氏体相变的影响·模拟结果表明：淬火过程中，中间层是应力最为集中的区域，钢中发生的马氏体相变起到了降低应力的作 用：中间C层是剪切应力最为集中的区域：最大剪切应力出现在马氏体相变前铜层外表面处，是引起工件失效的主要原因； 轴承钢层厚度的减小可以明显降低工件中最大剪切应力，但不能从根本上消除引起工件失效的危险因素， 关键词多层材料：扩散焊接：淬火应力；有限元分析：马氏体相变 分类号TG156.34 钛合金与轴承钢之间的扩散焊接一直是焊接工 作者的一个研究重点四.采用V/Cu/Ni复合阻隔 1轴承钢马氏体相变模拟 层扩散连接工艺有效地避免了金属间脆性相生成， 1.1马氏体组织转变模型 获得了具有较好力学性能的焊接接头，但由于各层 马氏体相变是一组织、应力、温度相互耦合的非 材料的热膨胀系数不匹配，在后续的热处理过程中， 线性过程，组织转变伴随着物理性能（膨胀系数、比 界面处将产生较大内应力，这可能会引起材料沿着 热容、导热系数)和力学性能的变化，同时还有相变 中间界面断裂失效，因此，研究在热处理过程中焊 潜热释放，这些是马氏体相变数值模拟的主要内容. 后多层材料热应力和残余应力的分布及变化具有非 轴承钢的淬火马氏体相变属于变温无扩散型相 常重要的现实意义， 变，其转变量∫可以由马氏体变温动力学方程可] 有限元方法是20世纪50年代发展起来的数值 确定： 分析方法，利用有限元模拟，可以对热处理过程中 f=1-exp[-a(Ms-T)] (1) 材料的应力和组织变化及分布进行数值分析，进而 其中，a为常数，决定于钢的成分，在碳钢1.1%C 可以对热处理工艺以及材料的结构和形状进行优化 以下为0.O11;Ms为马氏体相变点；T为瞬时 设计23].但目前的热处理模拟都是对单一材料进 温度， 行研究「)，以多层材料为对象的热处理模拟研究 采用膨胀法测定了Ms点，图1是利用 很少 ADAMEL DT1000淬火膨胀仪，测得GCrl5轴承钢 本文首先采用膨胀法测定出GCr15轴承钢的 在奥氏体化温度为860℃下，无外加应力作用时的 马氏体相变点(Ms),计算出奥氏体、马氏体以及奥 膨胀曲线 氏体向马氏体转变的膨胀系数，建立了轴承钢淬火 0.015 过程的马氏体相变模型.在此基础上，利用有限元 方法模拟了具有马氏体相变的GCrl5/Ni/Cu/V/ 0.010 TC4多层结构材料的淬火过程，分析了在淬火过程 0.005 中材料的应力分布及变化情况：讨论了轴承钢层厚 显 度对工件中最大剪切应力的影响，模拟过程中同时 考虑了各层材料随温度变化的物理和力学性能， 0.005 200 400 600 800 温度℃ 收稿日期：2006-09-19修回日期：2006-12-15 作者简介：董雷(1981一)男，硕士研究生：刘国权(1952一)，男， 图1GC15在奥氏体化温度为860℃，无外应力时的膨胀曲线 教授，博士生导师 Fig.I Dilatation curve of GCr15 steel at an austenitizing tempera- ture of 860C without external stress
扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 董 雷 韩庆礼 刘国权 北京科技大学材料科学与工程学院北京100083 摘 要 采用有限元方法模拟了 TC4／V／Cu／Ni／GCr15焊后多层材料淬火过程中的温度及应力场模拟中考虑了轴承钢中马 氏体相变的影响．模拟结果表明：淬火过程中中间层是应力最为集中的区域钢中发生的马氏体相变起到了降低应力的作 用；中间 Cu 层是剪切应力最为集中的区域；最大剪切应力出现在马氏体相变前铜层外表面处是引起工件失效的主要原因； 轴承钢层厚度的减小可以明显降低工件中最大剪切应力但不能从根本上消除引起工件失效的危险因素． 关键词 多层材料；扩散焊接；淬火应力；有限元分析；马氏体相变 分类号 TG156∙34 收稿日期：2006-09-19 修回日期：2006-12-15 作者简介：董 雷（1981—）男硕士研究生；刘国权（1952—）男 教授博士生导师 钛合金与轴承钢之间的扩散焊接一直是焊接工 作者的一个研究重点［1］．采用 V／Cu／Ni 复合阻隔 层扩散连接工艺有效地避免了金属间脆性相生成 获得了具有较好力学性能的焊接接头．但由于各层 材料的热膨胀系数不匹配在后续的热处理过程中 界面处将产生较大内应力这可能会引起材料沿着 中间界面断裂失效．因此研究在热处理过程中焊 后多层材料热应力和残余应力的分布及变化具有非 常重要的现实意义． 有限元方法是20世纪50年代发展起来的数值 分析方法．利用有限元模拟可以对热处理过程中 材料的应力和组织变化及分布进行数值分析进而 可以对热处理工艺以及材料的结构和形状进行优化 设计［2—3］．但目前的热处理模拟都是对单一材料进 行研究［4］以多层材料为对象的热处理模拟研究 很少． 本文首先采用膨胀法测定出 GCr15轴承钢的 马氏体相变点（ MS ）计算出奥氏体、马氏体以及奥 氏体向马氏体转变的膨胀系数建立了轴承钢淬火 过程的马氏体相变模型．在此基础上利用有限元 方法模拟了具有马氏体相变的 GCr15／Ni／Cu／V／ TC4多层结构材料的淬火过程分析了在淬火过程 中材料的应力分布及变化情况；讨论了轴承钢层厚 度对工件中最大剪切应力的影响．模拟过程中同时 考虑了各层材料随温度变化的物理和力学性能． 1 轴承钢马氏体相变模拟 1∙1 马氏体组织转变模型 马氏体相变是一组织、应力、温度相互耦合的非 线性过程．组织转变伴随着物理性能（膨胀系数、比 热容、导热系数）和力学性能的变化同时还有相变 潜热释放这些是马氏体相变数值模拟的主要内容． 轴承钢的淬火马氏体相变属于变温无扩散型相 变其转变量 f 可以由马氏体变温动力学方程［5］ 确定： f＝1—exp［—α（ MS— T）］ （1） 图1 GCr15在奥氏体化温度为860℃、无外应力时的膨胀曲线 Fig．1 Dilatation curve of GCr15steel at an austenitizing temperature of860℃ without external stress 其中a 为常数决定于钢的成分在碳钢1∙1％ C 以下为 0∙011；MS 为马氏体相变点；T 为瞬时 温度． 采用 膨 胀 法 测 定 了 MS 点．图 1 是 利 用 ADAMEL DT1000淬火膨胀仪测得 GCr15轴承钢 在奥氏体化温度为860℃下无外加应力作用时的 膨胀曲线． 第29卷 第12期 2007年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．12 Dec．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．12．025
第12期 董雷等：扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ,1229 从图1可知，奥氏体化温度为860℃时，轴承钢 (1-f)Cp.A]dT+(1-f)pr (4) 的Ms为156℃.通过对转变前的冷却曲线进行拟 式中，Hm为温度为T时的等效焓值，Jm一3，P和 合计算，获得了奥氏体的线膨胀系数a;结合变温 PM分别是奥氏体和马氏体的密度，kgm-3;Cp,A和 动力学方程，拟合了Ms点以下的冷却曲线，获得马 Cp,M分别是奥氏体和马氏体的比定压热容， 氏体的线膨胀系数α及奥氏体向马氏体转变时的 膨胀系数B,·在GCrl5的淬火过程中，等效线膨胀 Jkg1K-1;Qm是奥氏体转变为马氏体的相变潜 系数a采用下式计算： 热，Jm-3,其值为6.5×108Jm-3[7 在马氏体转变过程中，钢的力学性能参数A 民影+a十e(1-D,1 TZMs (2) (弹性模量E、屈服极限.2等)是马氏体转变量f T≥Ms 的函数，按下式计算8)： 式中，f/T是温度为T时马氏体的转变速率. fA(1-f)AA T<Ms Aef T≥Ms (5) 采用等效热焓值法来处理马氏体相变的相变潜 AA 热Qpr[可： 式中，AA和AM分别是奥氏体和马氏体的某个力 Ha=Ho0CdT+(1-f)Qrr 学性能，如E、oo2等；AH表示钢的该等效参数 (3) 的值 考虑到在相变过程中，钢中马氏体和奥氏体的 GCr15轴承钢的热物理及力学性能列于表1. 量是不断变化的，故式(3)改进为式(4)： 模拟中假设860℃时工件内部温度均匀，应力为零； Hem=Ho+。[fPM Cp,M+ 淬火过程中只考虑马氏体相变. 表1GCr15的热物理和力学性能 Table 1 Mechanical and thermal properties of GCr15 steel 温度， 密度， 热导率， 弹性模量 热膨胀系数， 屈服强度， 热焓值， 泊松比 T/℃ e/(kg'm3) /(Wm.℃- E/GPa a/10-6℃-1 00.2/MPa H/(MJ-m3) 20 7810 0.33 40.1 201.3 -9.8 1410 93.1 50 7810 0.33 34.7 197.8 -17.7 一 249.2 100 7810 0.33 30.2 191.0 -38.4 571.8 150 7810 0.33 19.2 184.8 -74.4 1020 200 7810 0.33 17.2 178.6 23.7 1672 1269 400 7810 0.33 19.2 162.7 23.7 915 2176 600 7810 0.33 21.7 103.4 23.7 221 3205 800 7810 0.33 24.0 86.9 23.7 84 4355 900 7810 0.33 25.1 77.1 23.7 4976 1.2数值模拟及验证 为了验证马氏体转变模型的正确性，利用 ANSYS有限元软件对45mmX20mm的轴承钢件 进行模拟，选用轴对称模型进行计算，几何形状及 有限元网格划分如图2所示，所用热处理工艺为： 奥氏体化温度为860℃，保温30min,油淬至室温 R22.5 mm 27℃.模拟中的表面换热系数由文献[4]提供，有限 元计算采用自动时间步长 图2GC15圆柱体的几何模型及有限元网格划分 采用3mm的热电偶实际测量工件中心点Q Fig.2 Axial sectional geometry and finite element mesh of a GCr15 steel cylinder 处（图2中标明）的冷却曲线，图3是Q点处计算值 与实验值的对比·利用X射线衍射法，在淬火后轴 应力计算值与测量值的对比，考虑到利用X射线法 承钢表面处沿半径方向对残余应力进行测量，采用 测量淬火残余应力时系统误差较大，应力场的计算 的仪器是爱斯特300型X射线应力检测仪.图4为 值与实验测量值之间误差是可以接受的，图3和
从图1可知奥氏体化温度为860℃时轴承钢 的 MS 为156℃．通过对转变前的冷却曲线进行拟 合计算获得了奥氏体的线膨胀系数 αA；结合变温 动力学方程拟合了 MS 点以下的冷却曲线获得马 氏体的线膨胀系数 αM 及奥氏体向马氏体转变时的 膨胀系数 βM．在 GCr15的淬火过程中等效线膨胀 系数 αeff采用下式计算： αeff＝ βM ∂f ∂T ＋αM f＋αA（1— f ） T＜ MS αA T≥ MS （2） 式中∂f／∂T 是温度为 T 时马氏体的转变速率． 采用等效热焓值法来处理马氏体相变的相变潜 热 QPT ［6］： Heff＝ H0＋∫ T 0 ρCd T＋（1— f ） QPT （3） 考虑到在相变过程中钢中马氏体和奥氏体的 量是不断变化的故式（3）改进为式（4）： Heff＝ H0＋∫ T 0 ［ fρM CpM＋ （1— f ）ρA CpA ］d T＋（1— f ）ΩPT （4） 式中Heff为温度为 T 时的等效焓值J·m —3 ；ρA 和 ρM 分别是奥氏体和马氏体的密度kg·m —3 ；CpA和 CpM分 别 是 奥 氏 体 和 马 氏 体 的 比 定 压 热 容 J·kg —1·K —1 ；QPT是奥氏体转变为马氏体的相变潜 热J·m —3其值为6∙5×108 J·m —3［7］． 在马氏体转变过程中钢的力学性能参数 A （弹性模量 E、屈服极限 σ0∙2等）是马氏体转变量 f 的函数按下式计算［8］： Aeff＝ f A M＋（1— f ） A A T＜ MS A A T≥ MS （5） 式中A A 和 A M 分别是奥氏体和马氏体的某个力 学性能如 E、σ0∙2等；Aeff 表示钢的该等效参数 的值． GCr15轴承钢的热物理及力学性能列于表1． 模拟中假设860℃时工件内部温度均匀应力为零； 淬火过程中只考虑马氏体相变． 表1 GCr15的热物理和力学性能 Table1 Mechanical and thermal properties of GCr15steel 温度 T／℃ 密度 ρ／（kg·m —3） 泊松比 热导率 λ／（W·m —1·℃—1） 弹性模量 E／GPa 热膨胀系数 α／10—6℃—1 屈服强度 σ0∙2／MPa 热焓值 H／（MJ·m —3） 20 7810 0∙33 40∙1 201∙3 —9∙8 1410 93∙1 50 7810 0∙33 34∙7 197∙8 —17∙7 — 249∙2 100 7810 0∙33 30∙2 191∙0 —38∙4 — 571∙8 150 7810 0∙33 19∙2 184∙8 —74∙4 — 1020 200 7810 0∙33 17∙2 178∙6 23∙7 1672 1269 400 7810 0∙33 19∙2 162∙7 23∙7 915 2176 600 7810 0∙33 21∙7 103∙4 23∙7 221 3205 800 7810 0∙33 24∙0 86∙9 23∙7 84 4355 900 7810 0∙33 25∙1 77∙1 23∙7 — 4976 1∙2 数值模拟及验证 为了验 证 马 氏 体 转 变 模 型 的 正 确 性利 用 ANSYS有限元软件对 ●45mm×20mm 的轴承钢件 进行模拟．选用轴对称模型进行计算几何形状及 有限元网格划分如图2所示．所用热处理工艺为： 奥氏体化温度为860℃保温30min油淬至室温 27℃．模拟中的表面换热系数由文献［4］提供有限 元计算采用自动时间步长． 采用 ●3mm 的热电偶实际测量工件中心点 Q 处（图2中标明）的冷却曲线图3是 Q 点处计算值 与实验值的对比．利用 X 射线衍射法在淬火后轴 承钢表面处沿半径方向对残余应力进行测量采用 的仪器是爱斯特300型 X 射线应力检测仪．图4为 图2 GCr15圆柱体的几何模型及有限元网格划分 Fig．2 Axial sectional geometry and finite element mesh of a GCr15steel cylinder 应力计算值与测量值的对比．考虑到利用 X 射线法 测量淬火残余应力时系统误差较大应力场的计算 值与实验测量值之间误差是可以接受的．图3和 第12期 董 雷等： 扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ·1229·
.1230 北京科技大学学报 第29卷 图4说明轴承钢淬火过程中马氏体转变模拟是准确 至室温27℃，工件的几何结构及网格划分见图6. 的，采用有限元方法模拟材料淬火过程是可行的， 各层材料的热物理性能如图7一9所示，力学性能见 1000 表29-101 8009 一模拟值 TC4 ·实际测量值 (b) E 600 GCrls 400 TC4 200 CCrl5 0 200 40060080010001200 时间s ◆40mm 图3点Q处温度的计算值与实验值的比较 (a) Fig.3 Comparison of calculated and measured temperatures at point O as labeled in Fig.2 图6模拟工件的几何模型及有限元网格划分.(a)整体图：(b) 中间层 300 Fig.6 Axial sectional geometry and finite element mesh of the sim- 250 ulated workpiece:(a)whole structure;(b)interlayer 200 3 150 20 一模拟值 100 ·实际测量值 18 50 16 --TC4 14 --V 4.59.013.518.022.5 4-Cu 距表面中心点距离mm 12 -Ni 10 图4轴承钢表面残余应力计算值与实验值的比较 200 4001600800 Fig-4 Comparison of calculated and measured residual stresses on 温度/℃ the top surface of the GCr15 workpiece 图7材料的线膨胀系数0) 2多层材料淬火过程模拟 Fig.7 Linear expansibility of materials 图5是焊接接头处多层材料SEM形貌图，从 400 图中可见，各层材料之间的扩散带较小，因此模拟中 300 忽略层与层之间的互扩散层，所用模拟材料的整体 -■-TC4 --y 尺寸为40mm×15mm.其中，TC4厚7.5mm;中 200 -4-Cu --Ni 间依次为钒厚80m,铜厚35m,镍厚60m;其余 100 为轴承钢，选用二维轴对称方法进行模拟，热处理 工艺为：奥氏体化温度为860℃，保温30min,油淬 200 400600 800 温度/℃ 图8材料的导热率 Fig.8 Thermal conductivity of materials 表2材料的力学性能10 TC4V Cu Ni GCr1s Table 2 Mechanical properties of materials 密度， 屈服强度， 弹性模量， 材料 泊松比 /(kgm-3) 60.2/MPa E/GPa TC4 4430 0.33 815.0 148.0 6110 0.37 450.0 138.6 图5多层结构的SEM照片 Cu 8940 0.34 133.3 156.0 Fig.5 SEM microphotograph of multilayers Ni 8890 0.31 59.0 243.0
图4说明轴承钢淬火过程中马氏体转变模拟是准确 的采用有限元方法模拟材料淬火过程是可行的． 图3 点 Q 处温度的计算值与实验值的比较 Fig．3 Comparison of calculated and measured temperatures at point Q as labeled in Fig．2 图4 轴承钢表面残余应力计算值与实验值的比较 Fig．4 Comparison of calculated and measured residual stresses on the top surface of the GCr15workpiece 图5 多层结构的 SEM 照片 Fig．5 SEM microphotograph of multilayers 2 多层材料淬火过程模拟 图5是焊接接头处多层材料 SEM 形貌图．从 图中可见各层材料之间的扩散带较小因此模拟中 忽略层与层之间的互扩散层．所用模拟材料的整体 尺寸为 ●40mm×15mm．其中TC4厚7∙5mm；中 间依次为钒厚80μm铜厚35μm镍厚60μm；其余 为轴承钢．选用二维轴对称方法进行模拟．热处理 工艺为：奥氏体化温度为860℃保温30min油淬 至室温27℃．工件的几何结构及网格划分见图6． 各层材料的热物理性能如图7～9所示力学性能见 表2［9—10］． 图6 模拟工件的几何模型及有限元网格划分．（a） 整体图；（b） 中间层 Fig．6 Axial sectional geometry and finite element mesh of the simulated workpiece： （a） whole structure；（b） interlayer 图7 材料的线膨胀系数［10］ Fig．7 Linear expansibility of materials 图8 材料的导热率［10］ Fig．8 Thermal conductivity of materials 表2 材料的力学性能［10］ Table2 Mechanical properties of materials 材料 密度 ρ／（kg·m —3） 泊松比 屈服强度 σ0∙2／MPa 弹性模量 E／GPa TC4 4430 0∙33 815∙0 148∙0 V 6110 0∙37 450∙0 138∙6 Cu 8940 0∙34 133∙3 156∙0 Ni 8890 0∙31 59∙0 243∙0 ·1230· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第12期 董雷等：扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ,1231 800 而不能自由发展时，就会产生热应力，在本文中，热 --TC4 -V 应力、组织应力以及过渡层区域内由于材料力学性 700 --Ni 能不匹配产生的界面应力的综合作用，使所研究工 600 件的内应力分布变得十分复杂， 500 图12给出了工件淬火中其应力随时间变化情 况，可以看出，中间层是工件淬火过程中一个主要 400 200 400600800 的应力集中区域，这是由各层材料的物理性能不同 温度/℃ 所造成的，在冷却过程中，各层材料的线膨胀系数 图9材料的比热容] 不同，其冷却收缩会受到附近层的约束，因而在中间 Fig-9 Specific heat capacity of materials 层区域产生了较大应力，其中，钢中奥氏体的线膨 胀系数在体系中最大，淬火冷却过程中其收缩也最 3 结果及分析 为剧烈，因而在钢这一侧受到的是拉应力，钛合金则 与之相反 3.1淬火过程中温度及组织变化 从图12还可看出，在100s前，工件内部应力随 图10是模拟工件在淬火过程中表面、内部点温 时间增大而增大，而在100s后工件应力则趋于缓 度变化曲线，图11为工件内马氏体量随时间的变化 和，这是由于在淬火前期，钢中没有发生马氏体相 曲线，可以看出，点A、B和C(在图6中标明)分别 变，应力场主要受到界面应力作用，界面应力是随 在96s、97s和110s时达到Ms,并发生马氏体转变， 着降温幅度增大而变大的，因而此时工件整体应力 到300s后工件的温度分布均匀，轴承钢表面和心部 是增大的，当轴承钢中发生马氏体相变时，由于奥 的马氏体转化率趋于一致 氏体向马氏体转变是一体积膨胀过程，能够有效缓 800 解轴承钢内部由于剧烈收缩引起的拉应力：同时轴 …点A 承钢一侧的体积膨胀也缓解了钛合金和中间层内部 点B 一点C 的压应力，因而，工件内的整体应力随着马氏体相 400 变的进行而趋于减弱.最终工件内部形成了 图12(f)所示的残余应力分布 200 b 0050100150200250300 时间s 图10淬火过程中表面及中心点的冷却曲线 Fig-10 Cooling curves of the simulated workpiece on the surface and at the center point during quenching 0.8 0.6 图12工件淬火过程应力分布(Pa).(a)20s:(b)50s:(c)100 s:(d)150s;(e)360s 0.4 +…点A Fig.12 Stress distribution(Pa)of the simulated workpiece during ·--点B 0.2 quenching:(a)20s;(b)50s;(c)100s:(d)150s:(e)360s 点C 3.3试样失效分析 100 150 200 250 .300 时间s 由于多层材料性能的不连续变化，会在界面处 出现应力集中的现象，当应力值超过工件强度后， 图11马氏体转变量与淬火时间的关系 将引起工件的断裂失效，对于多层材料而言，界面 Fig-11 Curves of martensite volume fraction to quenching time 处存在较大剪切应力是工件失效的原因之一， 3.2淬火过程中应力场分析 在淬火整个过程中，中间界面附近始终是应力 材料具有热胀冷缩性，在温度变化时会引起体 集中区域，其中以侧表面应力变化最为剧烈，此外， 积变化，即产生热应变.当结构的热应变受到约束 界面是工件强度的一个薄弱环节，断裂往往是从界
图9 材料的比热容［9］ Fig．9 Specific heat capacity of materials 3 结果及分析 3∙1 淬火过程中温度及组织变化 图10是模拟工件在淬火过程中表面、内部点温 度变化曲线图11为工件内马氏体量随时间的变化 曲线．可以看出点 A、B 和 C（在图6中标明）分别 在96s、97s 和110s 时达到 MS并发生马氏体转变 到300s 后工件的温度分布均匀轴承钢表面和心部 的马氏体转化率趋于一致． 图10 淬火过程中表面及中心点的冷却曲线 Fig．10 Cooling curves of the simulated workpiece on the surface and at the center point during quenching 图11 马氏体转变量与淬火时间的关系 Fig．11 Curves of martensite volume fraction to quenching time 3∙2 淬火过程中应力场分析 材料具有热胀冷缩性在温度变化时会引起体 积变化即产生热应变．当结构的热应变受到约束 而不能自由发展时就会产生热应力．在本文中热 应力、组织应力以及过渡层区域内由于材料力学性 能不匹配产生的界面应力的综合作用使所研究工 件的内应力分布变得十分复杂． 图12给出了工件淬火中其应力随时间变化情 况．可以看出中间层是工件淬火过程中一个主要 的应力集中区域．这是由各层材料的物理性能不同 所造成的．在冷却过程中各层材料的线膨胀系数 不同其冷却收缩会受到附近层的约束因而在中间 层区域产生了较大应力．其中钢中奥氏体的线膨 胀系数在体系中最大淬火冷却过程中其收缩也最 为剧烈因而在钢这一侧受到的是拉应力钛合金则 与之相反． 从图12还可看出在100s 前工件内部应力随 时间增大而增大而在100s 后工件应力则趋于缓 和．这是由于在淬火前期钢中没有发生马氏体相 变应力场主要受到界面应力作用．界面应力是随 着降温幅度增大而变大的因而此时工件整体应力 是增大的．当轴承钢中发生马氏体相变时由于奥 氏体向马氏体转变是一体积膨胀过程能够有效缓 解轴承钢内部由于剧烈收缩引起的拉应力；同时轴 承钢一侧的体积膨胀也缓解了钛合金和中间层内部 的压应力．因而工件内的整体应力随着马氏体相 变的 进 行 而 趋 于 减 弱．最 终 工 件 内 部 形 成 了 图12（f）所示的残余应力分布． 图12 工件淬火过程应力分布（Pa）．（a）20s；（b）50s；（c）100 s；（d）150s；（e）360s Fig．12 Stress distribution（Pa） of the simulated workpiece during quenching： （a）20s；（b）50s；（c）100s；（d）150s；（e）360s 3∙3 试样失效分析 由于多层材料性能的不连续变化会在界面处 出现应力集中的现象．当应力值超过工件强度后 将引起工件的断裂失效．对于多层材料而言界面 处存在较大剪切应力是工件失效的原因之一． 在淬火整个过程中中间界面附近始终是应力 集中区域其中以侧表面应力变化最为剧烈．此外 界面是工件强度的一个薄弱环节断裂往往是从界 第12期 董 雷等： 扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ·1231·
.1232 北京科技大学学报 第29卷 面开始的，图13给出各个界面在侧表面处剪切应 应力最为集中的区域，淬火过程中仍然受到高达约 力随时间的变化情况，从中可以看出界面处剪切应 230MPa的剪切应力作用，这说明铜层依然是工件 力的变化规律与工件整体应力的变化规律具有一致 在淬火过程中最危险的区域，改变GCrl5层厚度并 性：马氏体相变前，界面处剪切应力是不断增加的； 不能从根本上消除引起工件失效的危险因素， 马氏体相变则起到了降低应力的作用，同时还可以 看出铜层是剪切应力集中的区域.这是两个因素共 350 同作用的结果：一是铜层的膨胀系数与相邻两层的 300 膨胀系数相差较大，二是铜层厚度较薄.两者的综 250 --TC4-V 合作用使得铜层成为剪切应力集中区，铜层在整个 --V-Cu 200 --Cu-Ni 过渡区是属于强度较小的区域，在淬火过程中又受 --Ni-GCr15 到了较大的剪切应力作用，因而可以判断工件在铜 0 4 6 层中发生失效.通过对实际工件断裂面的观测分 GCr15层厚度mm 析，发现样品开裂部位处于铜层，这与模拟的情况 图14各个界面处最大剪切应力随GC15厚度的变化 相符， Fig.14 Change in maximum shear stress on interfaces with GCr15 400 steel thickness -TC4-V 300 -.-V-Cu -Cu-Ni 400 --Ni-GCrl5 200 --7.5mm 300 --5mm -4-2.5mm 100 --1mm 200 -*-0.5mm 100 50100150200250300350 时间s 50100150200250300350 图13各界面侧表面处剪切应力随淬火时间变化 时间s Fig.13 Change in shear stress at the edge of interfaces with quenching time 图15不同GCrl5厚度下Cu/W界面处剪切应力变化 Fig.15 Change in shear stress at the Cu/V interface with GCr15 3.4轴承钢厚度对应力场的影响 steel thickness 工件结构对内部应力场分布有着重要影响，合 理的结构分布可以有效地缓解应力，考虑到钛合金 4结论 为工件基体，尺寸受到零件整体形状限制；中间层则 采用ANSYS有限元软件模拟了具有马氏体相 是起到阻挡Fe、C与钛合金互扩散的功能，两者的 变的GCrl5/Ni/Cu/V/TC4多层结构材料的淬火过 尺寸变化均不可过大，而小幅度变化则对整个工件 程，直观给出了工件在淬火过程中温度场和应力场 应力场的影响不大，因而只考虑轴承钢尺寸变化对 的变化情况，对模拟结果的分析表明：在马氏体相 工件应力场的影响， 变前，工件内部应力是随时间增加而提高的，而轴承 为了研究GCrl5钢厚度对工件应力场的影响， 钢中发生的马氏体相变则具有热应力缓和行为，铜 模拟钢厚度分别为7.5,5,2.5,1和0.5mm的工 层是工件在淬火过程中剪切应力最集中的区域，工 件应力场，图14给出了GCr15厚度对各个界面处 件最大剪切应力发生在马氏体相变前、铜层的外表 最大剪切应力的影响，可以看出，随着GCrl5厚度 面处，它是引起工件失效的主要因素，轴承钢层厚 的减小，各个界面最大剪切应力显著降低，其中以 度减小可以明显降低工件中最大剪切应力，但不能 TC4/V界面最为明显，幅度可达到44%.图15则 从根本上消除引起工件失效的危险因素， 显示钢层厚度对C/V界面处剪切应力变化的影 响.图14和15说明钢层厚度减小对工件剪切应力 参考文献 有明显的缓和作用 [1]宋敏霞，赵熹华，郭伟，等.钛合金与其它金属材料扩散连接研 还可以看出，虽然GCrl5厚度减小可以使工件 究现状与发展.焊接，2005(1)：5 [2]秦子然，刘国权，宋月鹏，等。45产钢零件感应热处理过程温度 整体剪切应力明显减小，但铜层依旧是工件中剪切
面开始的．图13给出各个界面在侧表面处剪切应 力随时间的变化情况．从中可以看出界面处剪切应 力的变化规律与工件整体应力的变化规律具有一致 性：马氏体相变前界面处剪切应力是不断增加的； 马氏体相变则起到了降低应力的作用．同时还可以 看出铜层是剪切应力集中的区域．这是两个因素共 同作用的结果：一是铜层的膨胀系数与相邻两层的 膨胀系数相差较大二是铜层厚度较薄．两者的综 合作用使得铜层成为剪切应力集中区．铜层在整个 过渡区是属于强度较小的区域在淬火过程中又受 到了较大的剪切应力作用因而可以判断工件在铜 层中发生失效．通过对实际工件断裂面的观测分 析发现样品开裂部位处于铜层．这与模拟的情况 相符． 图13 各界面侧表面处剪切应力随淬火时间变化 Fig．13 Change in shear stress at the edge of interfaces with quenching time 3∙4 轴承钢厚度对应力场的影响 工件结构对内部应力场分布有着重要影响合 理的结构分布可以有效地缓解应力．考虑到钛合金 为工件基体尺寸受到零件整体形状限制；中间层则 是起到阻挡 Fe、C 与钛合金互扩散的功能两者的 尺寸变化均不可过大而小幅度变化则对整个工件 应力场的影响不大．因而只考虑轴承钢尺寸变化对 工件应力场的影响． 为了研究 GCr15钢厚度对工件应力场的影响 模拟钢厚度分别为7∙552∙51和0∙5mm 的工 件应力场．图14给出了 GCr15厚度对各个界面处 最大剪切应力的影响．可以看出随着 GCr15厚度 的减小各个界面最大剪切应力显著降低其中以 TC4／V 界面最为明显幅度可达到44％．图15则 显示钢层厚度对 Cu／V 界面处剪切应力变化的影 响．图14和15说明钢层厚度减小对工件剪切应力 有明显的缓和作用． 还可以看出虽然 GCr15厚度减小可以使工件 整体剪切应力明显减小但铜层依旧是工件中剪切 应力最为集中的区域淬火过程中仍然受到高达约 230MPa 的剪切应力作用．这说明铜层依然是工件 在淬火过程中最危险的区域改变 GCr15层厚度并 不能从根本上消除引起工件失效的危险因素． 图14 各个界面处最大剪切应力随 GCr15厚度的变化 Fig．14 Change in maximum shear stress on interfaces with GCr15 steel thickness 图15 不同 GCr15厚度下 Cu／V 界面处剪切应力变化 Fig．15 Change in shear stress at the Cu／V interface with GCr15 steel thickness 4 结论 采用 ANSYS 有限元软件模拟了具有马氏体相 变的 GCr15／Ni／Cu／V／TC4多层结构材料的淬火过 程直观给出了工件在淬火过程中温度场和应力场 的变化情况．对模拟结果的分析表明：在马氏体相 变前工件内部应力是随时间增加而提高的而轴承 钢中发生的马氏体相变则具有热应力缓和行为．铜 层是工件在淬火过程中剪切应力最集中的区域工 件最大剪切应力发生在马氏体相变前、铜层的外表 面处它是引起工件失效的主要因素．轴承钢层厚 度减小可以明显降低工件中最大剪切应力但不能 从根本上消除引起工件失效的危险因素． 参 考 文 献 ［1］ 宋敏霞赵熹华郭伟等．钛合金与其它金属材料扩散连接研 究现状与发展．焊接2005（1）：5 ［2］ 秦子然刘国权宋月鹏等．45＃钢零件感应热处理过程温度 ·1232· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第12期 董雷等：扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ,1233. 场的有限元模拟及组织研究.北京科技大学学报，2006,28 [7]Buchmayr B.Kirkaldy JS.Modeling of the temperature field. (7):630 transformation behavior,hardness and mechanical response of low [3]Liu CC,Xu X J.Liu Z.A FEM modeling of quenching and tem- alloy steels during cooling from the austenite region.Heat Treat. pering and its application in industrial engineering.Finite Flem 1990(8):127 Anal Des,2003,39:1053 [8]刘庄，吴竟之，张毅热处理过程的数值模拟，北京：科学出版 [4]姚新，顾剑锋，胡明娟，等.空心圆柱体GC15钢淬火过程的计 社，1996：113 算机模拟.材料热处理学报，2003,24(1)：78 [9]师昌绪，李恒德，周廉.材料科学与工程手册：北京：化学工业 [5]Entwisle A R.The kinetics of martensite formation in steel.Met- 出版社，2004：6 all Trans,1971(2):2395 [10]刘光启，马连湘，刘杰.化学化工物性数据手册（无机卷），北 [6们]杨全，张真.金属凝固与铸造过程数值模拟浙江：浙江大学 京：化学工业出版社，2005：325 出版社，1996：38 FEM analysis of quenching process for multi-layer diffusion bonding materials DONG Lei,HAN Qingli,LIU Guoquan Materials Science and Engineering School.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China ABSTRACI The finite element technique was used to simulate the temperature field and stress field of multi- layer diffusion bonding materials TC4/V/Cu/Ni/GCr15 occurring during oil quenching.The effect of marten- sitic transformation was considered during the simulation.It is shown that stress concentration appears on the adjacent place of interlayer;martensitic transformation in steel layer can alleviate the stress generated in the heat treatment process;the maximal shear stress appears at the edge of Cu layer before the quenching temperature reaching Ms.The reduction in thickness of bearing steel layer can decrease the maximal shear stress in the workpiece,but it cannot eliminate the fundamental source of failure of the workpiece. KEY WORDS multilayer materials;diffusion bonding:quenching stress:finite element analysis:martensitic transformation
场的有限元模拟及组织研究．北京科技大学学报200628 （7）：630 ［3］ Liu C CXu X JLiu Z．A FEM modeling of quenching and tempering and its application in industrial engineering．Finite Elem Anal Des200339：1053 ［4］ 姚新顾剑锋胡明娟等．空心圆柱体 GCr15钢淬火过程的计 算机模拟．材料热处理学报200324（1）：78 ［5］ Entwisle A R．The kinetics of martensite formation in steel．Metall Trans1971（2）：2395 ［6］ 杨全张真．金属凝固与铸造过程数值模拟．浙江：浙江大学 出版社1996：38 ［7］ Buchmayr BKirkaldy J S．Modeling of the temperature field transformation behaviorhardness and mechanical response of low alloy steels during cooling from the austenite region．Heat Treat 1990（8）：127 ［8］ 刘庄吴竟之张毅．热处理过程的数值模拟．北京：科学出版 社1996：113 ［9］ 师昌绪李恒德周廉．材料科学与工程手册．北京：化学工业 出版社2004：6 ［10］ 刘光启马连湘刘杰．化学化工物性数据手册（无机卷）．北 京：化学工业出版社2005：325 FEM analysis of quenching process for mult-i layer diffusion bonding materials DONG LeiHA N QingliLIU Guoquan Materials Science and Engineering SchoolUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT The finite element technique was used to simulate the temperature field and stress field of multilayer diffusion bonding materials TC4／V／Cu／Ni／GCr15occurring during oil quenching．The effect of martensitic transformation was considered during the simulation．It is shown that stress concentration appears on the adjacent place of interlayer；martensitic transformation in steel layer can alleviate the stress generated in the heat treatment process；the maximal shear stress appears at the edge of Cu layer before the quenching temperature reaching MS．The reduction in thickness of bearing steel layer can decrease the maximal shear stress in the workpiecebut it cannot eliminate the fundamental source of failure of the workpiece． KEY WORDS multilayer materials；diffusion bonding；quenching stress；finite element analysis；martensitic transformation 第12期 董 雷等： 扩散焊接多层材料淬火过程的有限元分析 ·1233·