軸類大鍛件鍛后余熱熱處理工藝研究

摘要：為提高鍛件熱處理組織力學(xué)性能并達(dá)到提高熱處理效率、降低生產(chǎn)成本、節(jié)能的目的，根據(jù)某船用大鍛件的力學(xué)性能要求，提出一種大型鍛件余熱熱處理工藝方法，該工藝方法由余熱正火和普通調(diào)質(zhì)處理兩部分組成；基于有限元數(shù)值模擬軟件DEFORM-3D，對(duì)該鍛件的余熱正火、調(diào)質(zhì)熱處理過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了鍛件余熱熱處理過(guò)程中的溫度、等效應(yīng)力及組織變化規(guī)律。結(jié)果表明，相對(duì)常規(guī)熱處理工藝而言，在確保鍛件具有理想的熱處理組織及良好的綜合力學(xué)性能前提下，采用余熱熱處理工藝能有效地縮短熱處理加熱時(shí)間。

關(guān)鍵詞：軸類大鍛件；余熱正火；調(diào)質(zhì)；數(shù)值模擬

Abstract: A kind of heat treatment process for afterheat utilization for long-shaft heavy forgings, including normalization with afterheat utilization as well as conventional thermal refining, is put forward to improve the microstructure and mechanical properties after heat treatment and the productivity effect and to decrease the production cost and energy consumption. The process is simulated based on the FEA software DEFORM-3D and the variation rules of temperature, equivalent stress and metallographic structure during heat-treatment are obtained. It shows that comparing with the conventional heat treatment, under the condition that the desired metallographic structure and comprehensive mechanical properties are guaranteed satisfactorily, the heating hours can be shorten greatly by adopting the heat treatment process for afterheat utilization.

Key words: Long-shaft heavy forging; Heat treatment for afterheat utilization; Thermal refining; Numerical simulation

1引言

大型鍛件鍛后性能、組織極不均勻，須通過(guò)熱處理進(jìn)行改善[1]。相對(duì)于常規(guī)熱處理而言，余熱熱處理工藝毋須將鍛件重新加熱到奧氏體化，可節(jié)省大量的能源，且其對(duì)現(xiàn)有生產(chǎn)線也無(wú)較大改造[2]。

采用數(shù)值模擬方法既可以研究熱處理過(guò)程的溫度、組織和應(yīng)力分布，又可節(jié)省現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的費(fèi)用、時(shí)間和精力，還能對(duì)熱處理工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，能在實(shí)際生產(chǎn)中起到很好的指導(dǎo)作用。

本文根據(jù)某鍛件力學(xué)性能要求制定出合理可行的余熱熱處理工藝,采用有限元數(shù)值模擬軟件DEFORM- 3D對(duì)該鍛件在余熱熱處理過(guò)程的溫度變化、組織轉(zhuǎn)變和應(yīng)力分布情況進(jìn)行了研究。

2余熱熱處理工藝的制定

某船用中間軸鍛件材料為35CrMo合金結(jié)構(gòu)鋼，其實(shí)際尺寸如圖1所示，熱處理后力學(xué)性能要求如表1所示。含碳量0.25%～0.6%的合金結(jié)構(gòu)鋼鍛后一般都要進(jìn)行正火或正火加高溫回火，經(jīng)機(jī)加工后進(jìn)行調(diào)質(zhì)處理。為此，制定出的35CrMo大鍛件熱處理工藝包括以下兩個(gè)階段：第一階段為熱處理預(yù)先工藝，即鍛造后的余熱正火；第二階段為最終熱處理工藝，即調(diào)質(zhì)處理。

單位：mm

圖1某船用中間軸鍛件圖

表1某船用中間軸力學(xué)性能要求

在熱處理過(guò)程中，鍛件內(nèi)部溫度場(chǎng)的變化很大程度上取決于鍛件直徑，而軸向長(zhǎng)度對(duì)溫度變化影響不大[2]；本文研究的船用大鍛件的長(zhǎng)徑比遠(yuǎn)大于3，故可忽略兩端的影響[3]。為降低試驗(yàn)成本，采用如圖2所示的一端帶法蘭的長(zhǎng)軸類鍛件（長(zhǎng)徑比約3.5）進(jìn)行模型試驗(yàn)。

單位：mm

圖2模型試驗(yàn)鍛件尺寸

2.1 余熱正火工藝規(guī)范的制定

為充分利用鍛后余熱、降低能耗，并有效避免鍛件心部在回爐正火加熱過(guò)程中晶粒顯著長(zhǎng)大現(xiàn)象，在余熱正火加熱之前，須將鍛件空冷一段時(shí)間，待鍛件心部溫度降至正火溫度以下（880oC）時(shí)再進(jìn)行回爐正火，隨后出爐空冷。為此制定出如圖3所示的大鍛件余熱正火工藝規(guī)范：鍛件鍛后空冷至600oC左右，此時(shí)心部溫度在860oC左右；隨即將紅熱鍛件放入爐中加熱，并于正火溫度（880oC）保溫一段時(shí)間，其保溫時(shí)間一般為傳統(tǒng)工藝時(shí)間的60%~80% [4]，然后出爐空冷。

圖3余熱正火工藝規(guī)范

2.2調(diào)質(zhì)工藝規(guī)范的制定

2.2.1淬火

35CrMo屬中碳合金鋼，其淬火加熱溫度為840oC~860oC [5]，為使負(fù)偏析區(qū)在加熱時(shí)達(dá)到淬火溫度，取最終淬火溫度為860oC；淬火加熱方式采用大鍛件熱處理常見(jiàn)的階梯式加熱。

由于35CrMo合金鋼材料中添加了一些合金元素，淬火時(shí)需采取相對(duì)碳素鋼更長(zhǎng)的加熱時(shí)間以均勻鍛件內(nèi)部碳化物[6]。該鍛件橫截面較大（直徑約280 mm），其吸熱量也較大，需進(jìn)行階段保溫使大鍛件表面到心部的溫度進(jìn)一步均勻化，同時(shí)完成預(yù)期的組織轉(zhuǎn)變。中碳低合金鋼工件的保溫時(shí)間按0.8 h/100 mm（鍛件厚度）計(jì)算[7]；該船用大鍛件的有效截面直徑為階梯軸最大截面直徑，即280 mm，因此保溫時(shí)間（包括均溫時(shí)間）確定為4.5 h。

2.2.2回火

回火溫度往往由鍛件最終硬度或最終屈服點(diǎn)要求決定。該船用大鍛件熱處理后的強(qiáng)度和硬度要求不高、而塑性和韌性要求較高（如表1所示），因此須適當(dāng)提高回火溫度，由文獻(xiàn)[8]可確定其最佳回火溫度為650oC。在生產(chǎn)中保溫時(shí)間一般按100 mm有限厚度保溫2 h計(jì)算，計(jì)算得出該大型鍛件的保溫時(shí)間約為8 h[8]。對(duì)于無(wú)高溫回火脆性的35CrMo鋼而言，本次回火采用空冷進(jìn)行冷卻[5]。

2.2.3調(diào)質(zhì)熱處理工藝規(guī)范的制定

根據(jù)以上分析，制定出如圖4所示的某船用中間軸大鍛件鍛后熱處理工藝規(guī)范：分別在淬火階段的650oC、 860oC保溫2 h和4.5 h；回火階段，在650oC保溫8 h，保溫階段結(jié)束后直接出爐空冷。

圖4調(diào)質(zhì)熱處理工藝規(guī)范

3有限元數(shù)值模擬及分析

為直觀地了解鍛件熱處理過(guò)程中的溫度、組織和應(yīng)力變化情況，在鍛件上選取如圖5所示的4個(gè)有代表性的點(diǎn)進(jìn)行分析。其中P1是鍛件法蘭部位表面的點(diǎn)、P2是鍛件法蘭部位心部的點(diǎn)、P3是鍛件軸身部位表面的點(diǎn)、P4是鍛件軸身部位心部的點(diǎn)。

圖5代表點(diǎn)的選取

3.1余熱正火

3.1.1鍛后空冷

圖6所示為長(zhǎng)軸類大鍛件鍛后空冷的溫度及組織變化情況。由圖可知，鍛造成形后經(jīng)空冷40min，鍛件心部溫度已經(jīng)低于880oC，此后再進(jìn)行正火處理可避免鍛件在高溫下晶粒顯著長(zhǎng)大；法蘭表面P1及軸身表面P3奧氏體轉(zhuǎn)變分別為20%和10%，心部P2和P4還未發(fā)生奧氏體轉(zhuǎn)變，這是由于心部溫度仍在AC3以上。

（a）溫度變化

（b）奧氏體組織變化

圖6鍛后空冷過(guò)程代表點(diǎn)溫度及組織變化

3.1.2 正火加熱

圖7所示為正火過(guò)程鍛件各代表點(diǎn)的溫度及組織變化曲線圖。由圖可見(jiàn)，加熱開(kāi)始后，鍛件法蘭表面P1和軸身表面P3溫度不斷升高；鍛件法蘭心部P2和軸身心部P4溫度繼續(xù)下降并分別在10 min和5 min后開(kāi)始升溫，在80 min后鍛件整體達(dá)到880oC后開(kāi)始保溫。加熱過(guò)程中，法蘭心部P2和軸身心部P4幾乎沒(méi)有發(fā)生組織轉(zhuǎn)變；加熱開(kāi)始時(shí)法蘭表面P1處溫度仍在AC3以下，該處奧氏體轉(zhuǎn)變?nèi)栽谶M(jìn)行，并于5 min后開(kāi)始轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體組織；軸身表面P3與法蘭表面P1的組織轉(zhuǎn)變趨勢(shì)類似，加熱30 min后鍛件整體奧氏體化。根據(jù)鍛件材料及截面大小制定出的常規(guī)正火工藝規(guī)范為：分別在650oC和860oC時(shí)保溫2 h和4.5 h，回火階段在650oC時(shí)保溫8 h[9]。由圖3可見(jiàn)，余熱正火工藝的加熱時(shí)間比常規(guī)正火工藝規(guī)范減少了58%。

（a）溫度變化

（b）奧氏體組織變化

圖7加熱過(guò)程代表點(diǎn)溫度、應(yīng)力和組織轉(zhuǎn)變

3.1.3正火冷卻

圖8所示為鍛件各代表點(diǎn)在空冷過(guò)程的溫度及組織變化情況。由圖可知，高溫階段鍛件傳熱系數(shù)較大，熱量傳遞比較快，使得冷卻速度也較快；鍛件法蘭圓角部分和軸端部圓角部分溫度最低，溫度在60oC左右，越往鍛件軸向中部，溫度分布越均勻；鍛件法蘭周圍溫度分布不均，是正火冷卻時(shí)最易出現(xiàn)變形的部位。由于空冷冷速未達(dá)到生成馬氏體的極限速度，鍛件只發(fā)生珠光體和鐵素體相變。鍛件于冷卻60 min時(shí)完全轉(zhuǎn)化為珠光體和鐵素體。

（a）溫度變化(b) 冷卻終了鍛件溫度分布

(c) 珠光體和鐵素體組織變化

圖8正火冷卻過(guò)程溫度及組織變化情況

3.2淬火

3.2.1加熱階段

圖9所示為淬火加熱過(guò)程中鍛件各代表點(diǎn)溫度及組織變化曲線。由圖可知，在加熱過(guò)程的第一、二次升溫階段，鍛件表面與心部間共出現(xiàn)兩次最大溫差（分別為180oC和120oC）。由此可見(jiàn)，階梯加熱由于存在中間保溫過(guò)程，能通過(guò)降低鍛件表面與心部溫差，從而有效避免鍛件開(kāi)裂。由于鍛件表面比心部升溫快，表面的奧氏體形成速率也比心部快。鍛件表面及心部分別在加熱時(shí)間約為295min 和330min時(shí)開(kāi)始形成奧氏體組織。

（a）溫度變化 (b)奧氏體組織變化

圖9淬火加熱過(guò)程代表點(diǎn)溫度及組織變化曲線

3.2.2淬冷

圖10所示為淬火冷卻過(guò)程中鍛件各代表點(diǎn)的溫度及應(yīng)力變化情況。由圖可見(jiàn)，大鍛件進(jìn)行淬冷時(shí)其表面心部的溫度相差很大，這是由于鍛件直徑較大，心部熱傳遞較慢：當(dāng)表面溫度達(dá)到81.2oC時(shí)，心部溫度還在860oC。鍛件淬冷后，表面已經(jīng)接近30oC、心部仍有180oC。此外，淬冷過(guò)程中鍛件表面和心部的奧氏體轉(zhuǎn)變釋放相變潛熱也造成鍛件心冷卻速度減慢。鍛件在淬火過(guò)程中，等效應(yīng)力始終小于屈服極限，因此鍛件在淬火過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)塑性變形現(xiàn)象。

(a)代表點(diǎn)的溫度變化(b)最大等效應(yīng)力與屈服極限

圖10淬火冷卻過(guò)程溫度及應(yīng)力變化情況

3.3回火

3.3.1回火加熱

圖11所示為回火過(guò)程鍛件上各代表點(diǎn)的溫度、應(yīng)力變化曲線。由圖可知，淬火后即刻對(duì)鍛件進(jìn)行回火處理時(shí)其心部還殘留余溫，因而加熱開(kāi)始后鍛件表面溫度不斷升高而心部溫度先下降、后升高；當(dāng)加熱390 min時(shí)鍛件整體達(dá)到回火溫度（560oC）進(jìn)行保溫。加熱過(guò)程中，法蘭表面P1、鍛件軸身表面P3、法蘭心部P2和軸身心部P4溫度將依次達(dá)到200oC以上開(kāi)始由馬氏體組織相變生成回火索氏體組織?；鼗鸨亻_(kāi)始后淬火殘余內(nèi)應(yīng)力迅速降低，隨著保溫時(shí)間的延長(zhǎng)，等效應(yīng)力消除逐步減慢，當(dāng)保溫時(shí)間達(dá)到6 h后，應(yīng)力變化趨向穩(wěn)定，延長(zhǎng)保溫時(shí)間收效甚微。

（a）溫度變化（b）等效應(yīng)力變化

圖11回火加熱過(guò)程代表點(diǎn)溫度、應(yīng)力變化情況

3.3.2空冷

圖12所示為鍛件心部在回火空冷過(guò)程中的溫度、組織及等效應(yīng)力分布情況。由圖可見(jiàn)，軸的中間段心部溫度最高、端部溫度最低，溫度沿軸向從端部往中間部遞增。這是由于鍛件端部散熱較快、軸身心部散熱較慢所致。

圖12回火鍛件心部軸向的溫度分布

圖13所示為鍛件回火后的組織分布情況。由圖可見(jiàn)，鍛件表面為回火索氏體組織、次表面為貝氏體組織、心部為珠光體和鐵素體組織。由此可見(jiàn)，鍛件所采用的加熱時(shí)間和加熱溫度能使熱處理所需要的溫度和組織達(dá)到要求，使鍛件具有良好的綜合機(jī)械性能、較高的屈強(qiáng)比以及沖擊韌性。

（ a）索氏體（b）貝氏體 （c）珠光體和鐵素體

圖13鍛件回火后的組織分布

4結(jié)論

1）提出了一種大型鍛件余熱熱處理工藝方法，該工藝方法由余熱正火和普通調(diào)質(zhì)處理兩部分組成。在余熱正火加熱之前，須將鍛件空冷一段時(shí)間，待鍛件表面溫度冷卻至550oC~600oC、心部溫度降至正火溫度以下（880oC）時(shí)再進(jìn)行回爐正火，隨后出爐空冷。

2）正火空冷過(guò)程中鍛件法蘭表面應(yīng)力變化最大，也是最易變形和開(kāi)裂的部位。從降低應(yīng)力和組織轉(zhuǎn)變的角度考慮，正火加熱時(shí)間約需3~4 h。相對(duì)常規(guī)正火工藝而言，本文所提出的余熱正火工藝減少了58%的加熱時(shí)間。

3）鍛件表面與心部在淬火加熱過(guò)程的兩次升溫階段中均出現(xiàn)了最大溫差，而采用階梯加熱能有效降低鍛件整體溫差；在淬火過(guò)程中，鍛件等效應(yīng)力始終小于其屈服應(yīng)力，因此該鍛件在淬火過(guò)程中不會(huì)出現(xiàn)塑性變形。

4）回火保溫開(kāi)始后，鍛件內(nèi)部殘余應(yīng)力迅速降低；隨著保溫時(shí)間的延長(zhǎng)，殘余應(yīng)力減小緩慢并趨向穩(wěn)定.從降低應(yīng)力方面考慮，只需在650oC保溫6~7 h，延長(zhǎng)保溫時(shí)間收效甚微。

參考文獻(xiàn)

[1]雷雪. 低壓轉(zhuǎn)子加熱過(guò)程模擬及工藝優(yōu)化[D]. 上海: 上海交通大學(xué). 2009

[2]樊東黎. 鍛件的熱處理[J]. 鍛造與沖壓, 2005, (7): 32-35.

[3]謝建斌. 鋼淬火過(guò)程中相成分、表面換熱系數(shù)及溫度場(chǎng)的研究[D].云南: 昆明理工大學(xué), 1999

[4]孫興邦. 船用大鍛件的熱處理[M]. 北京: 國(guó)防工業(yè)出版社, 1987

[5]向艷旭. 大型件的熱處理工藝研究[J]. 才智, 2009, (15): 263.

[6]謝澤林. 熱處理節(jié)能在生產(chǎn)工藝中的應(yīng)用[J]. 熱加工, 2009, (5): 43-44.

[7]耿學(xué)明, 黎定旺. 大型鍛件的調(diào)質(zhì)熱處理實(shí)踐[J]. 金屬加工(熱加工), 2010(5).

[8]康大韜. 大型鍛件材料及熱處理[M], 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1998

[9]黃正. 船用大型鍛件余熱熱處理工藝方法研究及參數(shù)優(yōu)化[D]. 廣東:華南理工大學(xué), 2011