微合金化高性能結構鋼開發及其在半掛車車橋上的應用

黃利 馮毅, 黃光杰 高國璨 汪開忠 李先鵬

（1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.重慶大學，重慶 400044；3.安徽馬鋼和菱實業有限公司，馬鞍山 243000；4.馬鞍山鋼鐵股份有限公司，馬鞍山 243011；5.江蘇常寶鋼管股份有限公司，常州 215217）

1 前言

21 世紀以來，中國汽車產業一直呈高速、穩步發展趨勢，而近年來受國內宏觀經濟形勢及日益嚴峻的能源及環境壓力影響，使重型載貨車輛市場發展遭遇瓶頸，行業競爭愈發的激烈[1-3]。隨著國內汽車領域能源及環保相關法規政策的相繼出臺，對重型載貨汽車提出了更高的安全性及輕量化要求。對于國內廣大重型載貨車輛及其配件生產廠商而言，從原材料、產品結構、制造工藝等方面入手，通過技術進步，在保證安全性條件下實現關鍵零件產品減重，是降低能耗及排放，提高產品競爭力的關鍵舉措。

車橋是掛車承載和制動的重要組成部分，車軸在車橋總成中占重要質量百分比，車軸質量對車橋總成服役性能至關重要[4-5]。在正常運行時，應確保其不會發生永久塑性變形，此外在足夠承載強度的前提下還應具備較高的工藝性能（焊接性）和較高的尺寸精度，在實際服役環境下還應具備優異的抗疲勞及碰撞吸能能力。當前隨著我國重型載貨車輛的高功率、高轉速、高承載、長壽命和輕量化發展趨勢，對重型載貨車輛軸管提出了更高的綜合服役性能要求。車軸件的性能主要取決于原材料，傳統鋼種有LZ20Mn2、LZ27Mn2 等，其力學性能已難以滿足更高承載強度條件下對車軸件的輕量化設計開發需求，因此迫切需要開發出具有更高強度及更為優異韌塑性的車軸管制造用鋼。成分是決定零件強度及韌性的關鍵因素，近年來微合金化工業用鋼領域發展迅猛，通過在原有鋼材的基體中加入微合金化元素Nb、V、Ti等，借助這些元素在鋼中的固溶、偏聚和沉淀效應，通過其與碳、氮的交互作用，產生晶粒細化、沉淀強化、再結晶控制及夾雜物改性等作用，在不顯著增加工藝難度及生產成本基礎上，全面提升鋼材的強韌性，滿足相關零件對承載及疲勞等綜合性能要求，并實現零件輕量化，已成為當前及未來新一代高質量工業用鋼的主流發展趨勢之一[6-8]。

基于上述背景，基于某車橋企業13 噸掛車車橋的輕量化和性能提升需求，在傳統掛車車橋用鋼LZ27Mn2 牌號基礎上通過微合金化設計，開發了性能更加優異的鋼種。基于新開發鋼種，成功開發出相應的掛車車軸產品，并開展了相應的綜合服役性能（剛度、強度、疲勞壽命）測評驗證。

2 新鋼種開發

開發新鋼種的基礎鋼種為傳統的LZ27Mn2，在原鋼種相關指標檢測基礎上，提出新鋼種開發的基本目標是通過優化相關鋼材成分元素，確保鋼材具有更高的屈服強度及較高的延伸率（≥15%），基于此首先采用兩種技術路線，一是基于現有鋼種成分組成進行局部調整；二是添加相應的微合金元素增強材料強塑性，具體思路如下。

a.考慮到元素體系調整后帶來的強度提升導致的焊接性問題，將C 元素含量從原0.29%水平做適當降低，調整為0.27%。

b.基于一定含量范圍內Si、Mn 元素變化對鋼材強塑性的影響規律，適當提高Si、Mn 含量，增強固熔強化效果、并保證塑性。

c.在不改變現有成分體系基礎上，適當提升Mn、Cr 含量，彌補C 含量降低帶來的淬透性降低影響（不能一味提高Mn 以提高淬透性，因為Mn 偏高影響鑄坯質量，并不利于保證焊接性），并有利于提升鋼材綜合力學性能。

d.在改變現有成分體系基礎上，添加一定量的V、Nb 元素，同時利用二者的沉淀強化（碳氮化合物粒子析出）、細晶強化效應，起到提升鋼材強塑性的良好作用。其中，針對V 元素，基于零件降低重量10%以上項目目標考慮進行粗略預估新材料屈服強度應至少提升≥100 MPa，根據國內外現有參考數據表明每增加0.01%V 屈服強度可增加約10 MPa 左右，預估需要添加的V 元素含量約為0.05%~0.1%左右。針對Nb 元素，參照當前國內外經驗，0.02%~0.05%Nb 被廣泛認為是合理的成分值，起到細化晶粒提升韌性作用。此外為促進V的析出強化效應，考慮進行增氮處理（根據經驗設計同時考慮強化效應與對連鑄質量的影響兩方面），通過適當增氮可降低V、Nb 含量，保證鋼材成本在合理的范圍。

基于上述分析，設計了多種可能的鋼材成分，應用JMATPRO 材料性能分析軟件對不同成分對應的材料在平衡狀態下的力學性能范圍進行了大致的預估（圖1），在此基礎上確定了微合金成分方案，如表1 所示。

表1 新鋼種的化學成分（質量分數）%

圖1 新鋼種力學性能理論計算示例（JMATPRO）

在成分設計基礎上，采用“電爐冶煉→LF 爐+RH 爐精煉→連鑄→軋制”工藝流程，完成了指定規格（基于車橋產品需求而定）新鋼種的小批量量產制備，見圖2。

圖2 新開發鋼種工業化量產過程示例

3 車軸用無縫鋼管坯料制備

在完成新鋼種工業化量產基礎上，進一步開展了車軸產品用無縫鋼管的制備工藝研究及樣件試制。管坯制備流程為：管坯切鋸→加熱→穿孔→軋管→（空冷卻至500 ℃入爐）→常化正火（910 ℃）→張減→切鋸→表面檢驗→渦流探傷→梨花性能檢驗→EMA 探傷→稱重→噴標→打包入庫。具體管坯尺寸、外觀如表2 及圖3。

表2 管坯尺寸規格要求

圖3 新鋼種無縫鋼管試制過程及樣件外觀示例

對工業化量產條件下得到的新鋼種坯料及其無縫鋼管坯料進行了組織性能檢測。首先，如圖4可以看出：低倍條件下的夾雜物數量極少，尺寸小，無聚集現象出現，說明冶金質量良好；高倍腐蝕條件下基體為鐵素體+珠光體。管坯件的基體晶粒度≥10 級，這既是穿管熱軋過程中高溫和成形力雙重作用下基體發生動態再結晶所導致的結果，又與添加的Nb 元素所形成碳化物第二相在高溫條件下（≤1 150 ℃）呈析出狀態，可阻止奧氏體晶粒長大，從而起到細化組織、提升組織均勻性有關。

圖4 新鋼種無縫鋼管基體組織特性示例

對新鋼種無縫鋼管坯料進行了取樣準靜態拉伸和沖擊試驗，通過Nb和V微合金化成分設計、結合合理的制備工藝實施，使得管坯獲得了更加細化的基體組織，從而有利于保證調質前管坯具有良好強塑性，屈服強度≥480 MPa、抗拉強度≥700 MPa、延伸率≥30%。

4 新鋼種車軸件設計及工藝優化

4.1 車軸輕量化設計

針對目標車軸，基于制造性分析，考慮到外部裝配壓要求的局限性設定，對近軸肩非裝配部位進行局部形貌調整，以滿足軸肩部位的壁厚需求。此外參照13 t 減重10%計，結合對原車軸管坯下料尺寸規格及質量，加工過程及加機余量質量等進行計算分析，理論得出當無縫管坯壁厚在約9.0～9.5 mm 范圍內時，可滿足減重要求（原車軸管坯壁厚約為10.0～11.0 mm 范圍）。然而，考慮到車軸軸承裝配根部為疲勞敏感處，根據應用方前期研究得出：在降低壁厚條件下必須保證該部位壁厚值（從根部部位中心點沿法線方向的壁厚）≥23 mm。按此要求進行了原車軸結構優化設計。首先，基于裝配約束及制造可行性分析，該車軸從軸頭部位至軸承部位段、軸身加載部位至中部等部位均為不可更改部位，因此僅可對圖5a 所示部位進行局部結構調整，根據應用方前期研究結果表明：該部位兩端的過渡尺寸設計將影響到軸承裝配處的壁厚變化，增大該部位的過渡尺寸梯度，將可能增加該部位壁厚。基于此，對該部位進行了過渡尺寸調整（圖5b）。按照調整后結構重新研制了匹配新結構的軋輥，以滿足新結構車軸件試制需求。

圖5 車軸結構設計

對上述目標車軸局部結構調整進行了模擬性驗證，試制了壁厚約9.0～9.5 mm 的無縫管坯，取短樣在舊、新軋輥條件下進行了目標車軸模擬樣件試制（僅包括車軸端部），針對試制得到的2 種樣件，通過沿車軸縱向對稱剖切，檢測軸承部位處的壁厚值。結果如圖5c 可以看出在新結構軋輥，9.0～9.5 mm 管壁條件下車軸軸肩部位壁厚均大于23.0 mm，且新結構條件下軸承部位的壁厚值更高，從而初步驗證了采用9.0～9.5 mm 壁厚、且對軸承部位結構進行局部調整是具有一定合理性的。

4.2 車軸熱處理工藝優化

針對新鋼材調質處理的目標在保持延伸率較高水平條件下，實現基體屈服強度的提升。研究過程如下：影響調質效果的主要因素有淬火保溫溫度，淬火保溫時間，回火溫度，回火時間4 個參量。其中溫度為主要因素，時間為次要因素。對實際車軸零件熱處理工況進行分析認為：針對淬火保溫和回火時間而言由于實驗室階段僅能針對小樣進行研究，對于車軸而言，將其置于空間相對巨大的加熱爐空間內加熱至指定溫度值并獲得組織性能方面的穩定性應需要更長的時間因此針對時間值進行研究得出的最佳時間點未必適用于車軸件，而滿足車軸件熱處理的時間值則必定滿足小樣，因此，設定淬火和回火時間均沿用目前車軸的實際熱處理參數值（淬火保溫時間為45 min，回火時間為2.5 h），僅考察淬火溫度和回火溫度變化即可。

首先，針對淬火溫度，參照原車軸熱處理參數，設定了870 ℃，890 ℃，910 ℃，930 ℃，950 ℃5個溫度點。每個溫度點下重復淬火樣品為3 件。為模擬實際熱處理工況，設定每件樣品到溫保時出爐后空冷45 s 后入水淬火。淬火后將樣品加工成標準的A50 試樣進行拉伸，并進行硬度測試。結果表明：870 ℃淬火時樣品力學性能較低，隨著淬火溫度鑄件提高，強度提升，但溫度超過910 ℃后直至950 ℃力學性能基本不變，說明此時淬火溫度對性能影響不大，考慮到溫度偏高后可能帶來的晶粒粗化及設備能力、能耗等因素，910～930 ℃為適宜淬火溫度范圍。

進一步在設定最佳淬火溫度條件下（930 ℃保溫45 min 淬火）進行回火工藝研究。參照原車軸件工藝參數，設定460 ℃，490 ℃，520 ℃，550 ℃，580 ℃，610 ℃及640 ℃，回火時間統一為2.5 h。每個溫度點下重復樣品為3 件。回火后將樣品加工成標準的A50 試樣進行拉伸，并進行硬度測試。結果表明，隨著回火溫度提高，樣品的屈服強度及抗拉強度總體呈逐漸降低趨勢，但是降低幅度并不明顯，而斷后延伸率提高，分析認為這主要是由于添加的V 在調質回火過程中析出，起到沉淀強化，從而保持了材料的強度能夠在既定回火溫度范圍內得到保持的原因。延伸率隨回火溫度升高逐漸提升，在約550～580 ℃范圍內接近20%水平。

綜上所述，本項目新開發鋼種無縫鋼管坯料在約淬火溫度910～930℃、淬火保溫時間45 min、回火溫度550～580 ℃、回火保溫時間2.5 min 調質工藝條件下，可實現最佳的強塑性、強韌性匹配（屈服強度≥800 MPa、抗拉強度≥860 MPa、延伸率≥18%、常溫沖擊功≥130 J、-20 ℃沖擊功≥100 J。圖6 為新開發鋼種在相對合理的淬火+回火工藝下的金相組織。

圖6 最佳熱處理工藝下的組織

4.3 車軸服役性能仿真驗證

在上述設計基礎上，采用有限元方法，對新材質、結構車軸安全性能進行對比仿真。仿真依據依舊以靜態彎曲剛度、靜態極限強度為準，以驗證采用新鋼種、新結構設計的車軸是否滿足使用需求。針對目標車軸件的結構優化仿真分析具體步驟如下：

a.建立目標車軸整體結構的CAD 模型及有限元加載CAE 模型（圖7）。

圖7 目標車軸仿真相關模型

b.模擬新鋼種、新結構條件下車軸件在1 倍滿載載荷（模擬靜態條件下的服役工況）、2.5 倍滿載荷（參照QC/T 533、QC/T 534 要求，模擬實際道路顛簸條件下的動態載荷）、極限載荷（對應車軸安全系數）工況下各部位的應力、位移分布狀態，理論分析是否滿足服役剛強度要求，從承載角度評估新開發車軸件的安全性能優勢性。

車軸彎曲加載工況如下，名義滿彎曲載荷力為P=127.4 kN，實際載荷力按取1 倍、2.5 倍、極限倍數而異。仿真工況與實際服役工況一致，載荷力對稱均勻施加在左右兩個板簧座上（每個板簧座載荷力為1/2 倍設定載荷力），此外輪距為1 840 mm、彈簧座間距950 mm、兩端加載部位的板簧寬度為90 mm。此外按照實際承載工況，確定了加載約束條件（圖8），其中，在兩端軸頭部位處按照裝配要求添加了對應的軸承約束（約束面積按照實際軸承規格設定）。

圖8 車軸彎曲性能加載工況示意

如前所述，每種狀態條件下的仿真分析加載工況分別為：1 倍滿載荷、2.5 倍滿載荷、極限條件下的載荷值。1 倍數滿載荷考察車軸在靜態條件下是否滿足其對應噸位半掛車產品的加載需求。2.5 倍滿載荷考察車軸在一般路面顛簸沖擊條件下的承載能力。極限載荷考察車軸在假設車輛超載條件下能夠承受的最大載荷水平。

針對1 倍、2.5 倍滿載荷，通過分析獲取車軸各部位的應力值，以此作為評價其能否滿足一般承載需求的依據。具體是否滿足承載需求的判定標準是車軸各部位的應力值是否超過材料的屈服強度值。針對極限滿載荷值的判定，本次分析考慮兩種情況。從理論層面來說，什么時候車軸各部位的應力值達到了材料的屈服強度，即可認為達到了車軸的安全極限值。但是在實際車軸安全性能測試過程中往往無法沿用應力作為判定值，而是采用測試車軸在一定載荷加載并卸載后的最大殘余變形量進行判定。通常試驗工況條件下由于采用的殘余變形測量儀器的精度均為0.1 mm，因此本次分析也采用此方法進行判定，即仿真得出不同加載并卸載后車軸不同部位的最大殘余變形量值，若其超過0.1 mm 則認為車軸已經屈服，作為極限安全系數的判定依據。

如圖9，為基于新材料+輕量化+新結構軋輥得到的目標車軸在1 倍滿載荷條件下的應力分布情況。可以看出：車軸最大應力為301 MPa，出現在車軸上半部分接觸部位處，滿足靜態加載工況需求。如圖10 為與上小節近相同壁厚條件下，基于新材料+新軋輥結構制備車軸在2.5 倍滿載荷條件下的應力分布情況。可以看出：車軸最大應力為653 MPa，依舊出現在車軸上半部分接觸部位處，低于材料屈服強度，滿足一般顛簸路面沖擊載荷工況需求。如圖11 為基于新材料+新軋輥結構制備車軸在6.5 倍滿載荷條件下的應力分布情況。可以看出：車軸經加載并卸載后，最大殘余變形量已經達到了0.1 mm，可認為已失效。

圖9 1.0倍滿載荷條件下的車軸件應力分布

圖10 2.5倍滿載荷條件下的車軸件應力分布

圖11 6.5倍極限載荷條件下的車軸件經卸載后的殘余位移量分布

綜上所述，基于全新鋼種、結構設計的車軸的極限安全系數為6.5 倍滿載荷，滿足性能需求。此外優化前后車軸件的質量由約95 kg 降低至約83 kg，減重幅度達12.6%，輕量化成效顯著。

4.4 車軸的表面強化處理

車軸在實際服役過程中的疲勞性能一直備受關注，為了提升車軸的疲勞壽命除了進行結構優化、材質改進外，當下國內外行業應用最為廣泛的技術方法就是對車軸進行表面強力噴丸處理，以在零件表面形成一定量的殘余壓應力，從而提升疲勞壽命，基于此，進行了強力噴丸工藝的探索試驗。如表3 為最終確定的合理噴丸工藝參數。

表3 強力噴丸工藝參數

如圖12 為試驗樣品（熱處理態車軸取樣）經噴丸處理后的微觀組織形貌情況，結果表明,現有噴丸工藝條件下在材料表面形成了明顯不同于基體的微觀組織形貌，具體體現為組織更加細化。如圖13 為本試驗樣品（5 件）從表面噴丸層→過渡層→基體層的顯微硬度變化情況。結果表明：經測量出現最大硬度值點與表面間的距離基本在0.7 mm 位置處，這也與行業已有經驗數據相符合。說明噴丸強度、彈丸材質及規格、噴丸流量、噴丸速率等參數設定基本上是合理的。

圖12 噴丸后材料不同部位的基體組織特征示例

圖13 經拋丸處理后的樣品從表面自心部的顯微硬度變化

對噴丸處理對車軸表面的殘余壓應力值進行了檢測。檢測設備為D/max 2500PC 型XRD 分析儀。結果表明經過噴丸處理后，在樣品表層形成了約30~40 MPa 的殘余壓應力。毫無疑問，這對于提升車軸的疲勞壽命是有利的[9]。

5 新鋼種車軸件試制及性能試驗驗證

基于上述一系列新鋼種開發、新結構設計成果，進行了目標車軸試制及臺架試驗驗證。圖14為小批量量產的基于新鋼種的目標車軸樣件。進行了新開發車軸的臺架安全性能驗證試驗，試驗結果如表4～表6。可以看出，在同等加載工況條件下，新開發車軸軸身最大變形量（垂直于車軸體方向）為1.35 mm，小于原車軸的1.75 mm 水平，表明剛度提升，極限安全系數也滿足≥6.0 要求。此外，新開發車軸滿足循環加載120 萬次不開裂要求，同樣滿足產品開發相關技術要求。此外，相關臺架試驗要求按照QCT 533 和QCT 534 執行。

表4 新開發13 t車軸垂直彎曲靜剛度

表5 新開發13 t車軸垂直彎曲靜強度

表6 新開發13 t車軸垂直彎曲疲勞壽命

圖14 新材質輕量化車軸樣件

6 結論

a.在傳統鋼種基礎上，開發出微合金化的高強韌掛車車軸鋼種，該鋼種在熱軋管坯條件下屈服強度≥480 MPa、抗拉強度≥700 MPa、延伸率≥30%；調質態屈服強度≥800 MPa、抗拉強度≥860 MPa、延伸率≥18%、常溫沖擊功≥130 J、-20 ℃沖擊功≥100 J。

b.研究了噴丸強化處理對車軸耐久性能的影響，結果表明通過一定的噴丸強化，使車軸表面形成一定的殘余壓應力，可實現車軸耐久性能的有效提升。

c.在新鋼種開發基礎上，通過合理的輕量化結構優化設計，開發出了減重13.2%，且安全服役性能能夠保證甚至更具優勢的13 t 車軸產品，滿足QCT 533 和QCT 534 行標中提出的靜剛、強度（極限安全系數≥6.0）要求，且在指定設計應力條件下疲勞試驗120 萬次無失效，取得了良好的輕量化成效。