125MN拉伸機軌道的熱處理畸變及控制

張 沛， 林乙丑， 石如星， 席志永， 聶新林， 元亞莎

(1. 洛陽中重鑄鍛有限責(zé)任公司， 河南 洛陽 471003；2. 河南省大型鑄鍛件工程技術(shù)研究中心， 河南 洛陽 471003)

125 MN拉伸機軌道是大飛機項目鋁板拉伸機滑行軌道的重要組成部分，常用材質(zhì)為U71MnSiCu鋼，軌道的功能在于引導(dǎo)拉伸機裝置中車輪的前進(jìn)，為車輪提高連續(xù)、平順和阻力最小的滾動表面[1]，相對于常規(guī)的軌道，125 MN拉伸機軌道具有更寬的外形輪廓，承載量更大。

軌道是生產(chǎn)鋁板的125 MN拉伸機常用的消耗備件，承載著較大負(fù)荷，耐磨性要求較高，通常需要經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理獲得優(yōu)良的綜合力學(xué)性能[2]。軌道長度大、寬度大、厚度小的外形特征，導(dǎo)致其調(diào)質(zhì)處理后極易發(fā)生翹曲畸變，給后期的機械加工帶來了極大的困難，為了能夠加工出圖紙要求的產(chǎn)品，就不得不將制作毛坯過程的厚度余量放大，使其大于畸變量，造成材料的嚴(yán)重浪費，同時零件的畸變會導(dǎo)致后續(xù)各處加工量不同，進(jìn)而影響軌道工作面硬度的均勻性，最終影響其使用性能。

分析125 MN拉伸機軌道熱處理畸變的成因，獲取其畸變原理，對解決軌道熱處理中的畸變問題至關(guān)重要，進(jìn)而對推動大型飛機的制造有著重大的意義。

1 軌道原熱處理過程

1.1 裝爐及淬火方式

拉伸機軌道的材質(zhì)為U71MnSiCu鋼，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為(0.65～0.77)C、(0.7～1.1)Si、(0.8～1.2)Mn、(0.1～0.4)Cu。軌道因其外形一般在臺車爐進(jìn)行調(diào)質(zhì)處理，采用并排擺放的裝爐方式，如圖1所示。為獲得細(xì)針狀馬氏體組織，選用790～800 ℃保溫油冷后在470～480 ℃回火的熱處理工藝[3-4]，冷卻時采用工裝將軌道平直放入淬火油中。

圖1 軌道裝爐示意圖Fig.1 Schematic diagram of track charging

1.2 熱后測量

調(diào)質(zhì)處理后進(jìn)行畸變測量，表1是軌道調(diào)質(zhì)后以中心線為基準(zhǔn)測量長度方向的畸變情況。跟蹤實際生產(chǎn)及表1數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，調(diào)質(zhì)工藝完成后，所有軌道長度方向均發(fā)生翹曲畸變，相對于裝爐方向，大多數(shù)軌道畸變呈上拱式，少數(shù)呈下塌式。經(jīng)測量，不論上拱式畸變還是下塌式畸變，最大處畸變量在15～20 mm，多數(shù)大于厚度方向留量，即無法滿足后續(xù)加工要求。

表1 軌道調(diào)質(zhì)后長度方向畸變結(jié)果(mm)

在測量長度方向畸變量的同時，測量其橫截面厚度尺寸變化，表2是軌道熱處理后橫截面厚度尺寸的變化結(jié)果，可以看出，凡是呈上拱式畸變的軌道，相對于熱處理前尺寸，橫截面厚度方向均變大約1～2 mm；凡是下塌式畸變的軌道，相對于熱處理前尺寸，橫截面厚度方向均減小約1～2 mm。

表2 軌道調(diào)質(zhì)后橫截面厚度變化結(jié)果(mm)

2 熱畸變原因分析

熱處理后通過對軌道截面厚度方向的測量可以發(fā)現(xiàn)，上拱式畸變的軌道整體發(fā)生了脹大，這表明冷卻時組織轉(zhuǎn)變比容的增大對畸變占主導(dǎo)作用；下塌式畸變的軌道整體發(fā)生了縮小，說明在冷卻時體積收縮對畸變占主導(dǎo)作用。

軌道的淬火方式為整體入油冷卻，其主要塑性變形發(fā)生在冷卻時期。因軌道淬火冷卻時為厚度方向豎直入油，理論上，可將軌道沿中心劃分為上下兩個區(qū)域，軌道入油冷卻時，下部位先冷卻位置和上部位后冷卻的位置，溫度場有明顯差異。冷卻過程中，體積收縮主要發(fā)生在冷卻初期，而組織轉(zhuǎn)變引起的體積膨脹主要發(fā)生在冷卻至Ms點以下的馬氏體轉(zhuǎn)變期，冷熱收縮和組織轉(zhuǎn)變具有不等時性[5-6]。所以可從熱應(yīng)力和組織應(yīng)力兩方面分別進(jìn)行分析。

2.1 熱應(yīng)力分析

軌道冷卻開始后，豎直方向(厚度方向)上，下部迅速冷卻，與上部產(chǎn)生了溫度差，按照熱脹冷縮的規(guī)律，下部會先收縮，而上部阻礙下部向內(nèi)自由收縮，從而形成了下部受拉、上部受壓的熱應(yīng)力。隨著下、上溫差的不斷增加，上述熱應(yīng)力也相應(yīng)增大，直至溫差達(dá)到最大值后趨于減小。但由于在溫度較高時產(chǎn)生的上述熱應(yīng)力會引起一定的塑性變形，所以當(dāng)溫差還明顯存在時，下部受拉、上部受壓的熱應(yīng)力已趨于零。繼續(xù)冷卻時，上部要繼續(xù)收縮，結(jié)果使應(yīng)力反向，形成了下部受壓、上部受拉的熱應(yīng)力，如圖2所示。當(dāng)軌道冷透后，下部為較大壓應(yīng)力，上部為拉應(yīng)力。

圖2 軌道冷卻過程中熱應(yīng)力變化趨勢Fig.2 Change trend of thermal stress of the track during cooling

而應(yīng)力的產(chǎn)生本身是由上下溫度場的差異造成，軌道長度方向兩側(cè)相對于中間蓄熱量小，冷卻較中間快，溫度場差異相對小，產(chǎn)生此應(yīng)力分布的傾向較中間小，故中間下部所受壓應(yīng)力最大，向兩側(cè)延伸逐漸變小，最終應(yīng)力由塑性變形的形式釋放出來，結(jié)合表2的測量結(jié)果，下塌式畸變的軌道橫截面厚度減小，熱應(yīng)力占據(jù)主導(dǎo)作用，因此產(chǎn)生下塌式的畸變結(jié)果，如圖3所示。

圖3 下塌式畸變軌道應(yīng)力及畸變示意圖Fig.3 Schematic diagram of stress and distortion of the collapsing distortion track

2.2 組織應(yīng)力分析

工件在淬火時的冷卻速度必須達(dá)到鋼的臨界冷卻速度才能轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，組織轉(zhuǎn)變的不一致，會引起明顯的組織應(yīng)力。冷卻開始后，豎直(厚度)方向上，下部迅速冷卻，當(dāng)軌道下部的冷速大于臨界冷卻速度，而上部由于冷卻較慢而達(dá)不到臨界冷卻速度時，淬火后下部優(yōu)先得到比容最大的馬氏體，體積膨脹受到來自上部的阻礙，此時產(chǎn)生下部受壓、上部受拉的組織應(yīng)力。隨著冷卻的進(jìn)行，上述組織應(yīng)力達(dá)到最大值后開始降低，直至過零而反向，上部得到馬氏體時，體積膨脹受到來自下部的阻礙，此時產(chǎn)生下部受拉、上部受壓的組織應(yīng)力[7]，如圖4所示。所以當(dāng)軌道冷透后，下部為殘余拉應(yīng)力，上部為殘余壓應(yīng)力，最終呈上拱式畸變。

圖4 軌道冷卻過程中組織應(yīng)力變化趨勢Fig.4 Change trend of microstructure stress of the track during cooling

同樣，組織應(yīng)力的產(chǎn)生本身是由上下溫度場的差異造成，軌道長度方向兩側(cè)相對于中間蓄熱量小，冷卻較中間快，溫度場差異相對較小，產(chǎn)生此應(yīng)力分布的傾向較中間小，故中間下部所受拉應(yīng)力最大，向兩側(cè)延伸逐漸變小，最終應(yīng)力由塑性變形的形式釋放出來，結(jié)合表2的測量結(jié)果，上拱式畸變的軌道橫截面厚度增大，組織應(yīng)力占據(jù)主導(dǎo)作用，因此其產(chǎn)生上拱式的畸變結(jié)果，如圖5所示。

圖5 上拱式畸變軌道應(yīng)力及畸變示意圖Fig.5 Schematic diagram of stress and distortion of the upper arched distortion track

2.3 模擬分析

熱處理后，少數(shù)軌道呈下塌式畸變屬離散現(xiàn)象，大多數(shù)軌道畸變呈上拱式畸變?yōu)槠毡楝F(xiàn)象，針對這一現(xiàn)象按照熱處理各參數(shù)，使用Deform軟件進(jìn)行三向應(yīng)力模擬分析。

2.3.1Y向(豎直向)

如圖6所示，當(dāng)軌道冷卻結(jié)束后，豎直方向上，下部為殘余拉應(yīng)力，上部為殘余壓應(yīng)力，印證了之前的分析結(jié)果，最終大多數(shù)軌道呈上拱式畸變。

圖6 軌道熱處理后模擬Y向應(yīng)力分布Fig.6 Simulated Y-direction stress distribution of the track after heat treatment

2.3.2Z向(長軸向)

如圖7所示，當(dāng)軌道冷卻結(jié)束后，長軸方向上，上平面兩端均為殘余拉應(yīng)力，兩端拉應(yīng)力小，向中間趨向于增大，使最終大多數(shù)軌道呈上拱式畸變。

圖7 軌道熱處理后模擬Z向應(yīng)力分布Fig.7 Simulated Z-direction stress distribution of the track after heat treatment

2.3.3X向(寬度向)

如圖8所示，當(dāng)軌道冷卻結(jié)束后，寬度方向上，上平面兩端均為殘余拉應(yīng)力，相對來說，兩端拉應(yīng)力較小，向中間趨向于增大，同樣對最終大多數(shù)軌道的上拱式畸變有促進(jìn)作用。

圖8 軌道熱處理后模擬X向應(yīng)力分布Fig.8 Simulated X-direction stress distribution of the track after heat treatment

2.4 成分分析

U71MnSiCu鋼平均C含量約為0.71%，屬高碳鋼種，有較好的淬硬性，Mn含量在1%左右，可以進(jìn)一步增強其淬透性和耐磨性，Si元素可細(xì)化晶粒，此外添加適量的Cu元素可以起到自潤滑的作用，從而增強其耐磨性。另外，軌道厚度較小加上其外形輪廓特點，在一定程度上進(jìn)一步增加其淬硬性，良好的淬硬性使其油冷時獲得馬氏體的能力較強，組織轉(zhuǎn)變帶來的膨脹傾向性較大，故而多數(shù)軌道呈上拱式畸變。

3 畸變控制措施及效果

3.1 改進(jìn)淬火冷卻入油方式

熱處理后畸變的活件，常用的控制措施有畸變后增加校正工序、對軌道在爐內(nèi)重新加熱等，針對上拱式畸變，在活件中部拱起處放置重物，依靠加熱保溫階段的重物重力下壓起到校正作用。為使校正后不降低其調(diào)質(zhì)硬度，校正時加熱溫度不得高于之前調(diào)質(zhì)階段回火溫度，通常小于470 ℃，加熱溫度未達(dá)到塑性變形區(qū)，在此溫度段材料主要發(fā)生彈性變形，校正完成后無法穩(wěn)定形狀，且回彈現(xiàn)象明顯。因此該控制方法在實踐中并不理想。

如圖9所示，因軌道的外形輪廓為薄板型，原始的厚度h1較小，在熱應(yīng)力或組織應(yīng)力主導(dǎo)作用下發(fā)生的上拱式或下塌式畸變，在厚度方向豎直入油的淬火方式下，此作用最為明顯。若軌道淬火時使其截面傾斜，改變其入油方向，可間接增加軌道入油的厚度至h2，增加變形抗力，削弱其畸變傾向[8]，因此設(shè)計優(yōu)化起吊工裝方式改變其入油方向即可有效緩解畸變。

圖9 淬火入油方式對比Fig.9 Comparison of the way into the quenching oil

3.2 改進(jìn)淬火入油方式后長度方向畸變

選取改進(jìn)入油方式后的軌道，熱處理后測量長度方向畸變量，表3是該批軌道調(diào)質(zhì)后以中心線為基準(zhǔn)測量長度方向的畸變情況，可以得出，不論上拱式畸變還是下塌式畸變，最大處畸變量在3～5 mm，小于厚度方向余量，可完全滿足后續(xù)加工要求。

表3 改進(jìn)淬火入油方式后軌道長度方向畸變結(jié)果(mm)

4 結(jié)論

1) 軌道的翹曲主要發(fā)生在淬火冷卻時期，由熱應(yīng)力與組織應(yīng)力共同作用所致。

2) 呈上拱式畸變的軌道，冷卻時組織應(yīng)力為畸變主導(dǎo)因素；呈下塌式畸變的軌道，冷卻時熱應(yīng)力為畸變主導(dǎo)因素。

3) 軌道的熱處理畸變分析同樣適用于形狀類似的長薄板類產(chǎn)品。改變軌道淬火時的入油方向，即可有效改善翹曲畸變。