石廣豐，宋林森，張樂園，史國權(quán)

SHI Guang-feng1, SONG Lin-sen1, ZHANG Le-yuan2, SHI Guo-quan1

（1.長春理工大學(xué) 機電工程學(xué)院，長春 130022；2.吉林東光集團有限公司，長春 130012）

0 引言

某薄壁軸承環(huán)是一種新型航天相機的關(guān)鍵零件，其加工精度及裝配調(diào)試精度會對在軌過程中相機膠片相對于光學(xué)鏡筒軸心的跳動量（焦深）產(chǎn)生重要影響[1]。然而這種小批量薄壁件制造過程包括裝卡、機加、熱處理等許多復(fù)雜工藝，零件變形難以控制，影響因素排查不明，造成加工后的變形量很容易就會超出工藝要求的變形量范圍，難以滿足相機應(yīng)用。此外生產(chǎn)周期長、成品率低、制造成本增加，也造成了相應(yīng)工藝研究更加棘手，而采用有限元仿真的方法來研究這類薄壁件的加工制作工藝是一種有效手段[2]。

該薄壁軸承環(huán)材料為GCr15軸承鋼，制造過程中采用的熱處理工藝路線為：正火-球化退火-粗車-淬火-深冷處理-回火-半精車-低溫時效-精加工-穩(wěn)定化處理，其中淬火工藝對整個工件的綜合變形控制尤為關(guān)鍵[3]。本文試圖采用Deform 3D金屬成型仿真軟件對對影響該軸承環(huán)淬火質(zhì)量的因素進行了正交模擬優(yōu)化和仿真分析，為其制造工藝的試驗研究提供理論依據(jù)和指導(dǎo)。

1 有限元建模

圖1 軸承環(huán)結(jié)構(gòu)裝配示意圖

為了節(jié)省計算，根據(jù)薄壁軸承環(huán)的對稱性（如圖1所示），取零件的四分之一進行淬火仿真試驗，在三維CATIA軟件中建立該軸承環(huán)的四分之一實體模型，然后導(dǎo)入DEFORM 3D中。采用相對網(wǎng)格劃分方法進行有限元網(wǎng)格劃分， 有限元模型如圖2所示，共13652個單元，3412個節(jié)點。彈性模量為300MPa，泊松比為0.3。

圖2 軸承環(huán)的有限元模型

在熱分析過程中，假設(shè)軸承環(huán)的內(nèi)外表面及其端面具有相同的表面換熱系數(shù)，根據(jù)現(xiàn)有熱處理工藝設(shè)定模型的邊界條件、初始條件及材料性能后進行有限元分析。進行淬火模擬時，以加熱模擬生成的。DB文件為基礎(chǔ)設(shè)置邊界條件，環(huán)境溫度為定值20℃，假設(shè)軸承環(huán)的內(nèi)外表面及其端面的表面換熱系數(shù)相同，輸入換熱系數(shù)曲線。設(shè)置時間增量為5秒,每10步存一次。下面以此模型為基礎(chǔ)對薄壁軸承環(huán)淬火工藝參數(shù)進行正交模擬優(yōu)化。

2 薄壁軸承環(huán)淬火工藝參數(shù)優(yōu)化

淬火過程中，可能對軸承環(huán)質(zhì)量產(chǎn)生影響的因素有加熱溫度、加熱速度、裝爐方式等因素。選擇爐內(nèi)三點支撐法進行淬火，淬火介質(zhì)為 20℃的流動油。在鹽浴爐中進行加熱，正交模擬試驗中將不考慮奧氏體化溫度、浸透時間及預(yù)熱因素對薄壁件軸承環(huán)淬火變形的影響。根據(jù)已有經(jīng)驗和參考文獻[4～7]，考慮到研究的有效性和省時性，選取正交模擬的因素及水平情況如表1所示。

表1 正交模擬試驗因素水平表

利用薄壁軸承環(huán)的有限元模型，采用L4(23)正交表進行不同水平因素的組合模擬，經(jīng)過仿真計算，整理數(shù)據(jù)并計算極差，最終得到對軸承環(huán)淬火質(zhì)量產(chǎn)生影響的因素的主次順序，進而找到最佳水平組合。結(jié)果如表2所示，即最佳水平組為A1B1C1，以5℃/min的加熱速度將零件加熱到840℃，進行15min保溫，使零件內(nèi)、外部均勻熱透之后進行淬火。

3 淬火仿真分析

將優(yōu)化得到的淬火工藝參數(shù)加載到前面的薄膜軸承環(huán)有限元模型上進行淬火工藝的仿真分析。從圖3～圖6中可以看到淬火后的薄壁軸承環(huán)零件沿x、y（徑向）、z （軸向）三個方向的最大位移以及總位移分別為0.224mm、0.315mm、0.0702mm和0.316mm。軸承環(huán)徑向正交的兩個徑向（x及y向）的最大位移值始終為正，而且隨著淬火時間慢慢趨于穩(wěn)定值，最小位移值為零。軸向z方向的最大位移值為正，最小位移值為負，說明軸承環(huán)上下端面都有熱變形，以上端面為主，總體表現(xiàn)為軸承環(huán)圓柱度和端面平面度的變化。從總位移隨淬火時間的變化曲線看出，淬火10min后軸承環(huán)變形趨于穩(wěn)定如圖7所示。

圖3 淬火后零件沿x方向的位移圖

圖4 淬火后零件沿y方向的位移圖

圖5 淬火后零件沿z方向的位移圖

圖6 淬火后零件總變形圖

圖7 淬火后零件位移極值隨時間變化情況

圖8 各跟蹤點處的冷卻曲線

為了細致觀察軸承環(huán)內(nèi)部變形情況，如圖2所示，在軸承環(huán)的截面上設(shè)置三個跟蹤點P1、P2、P3。三個跟蹤點處的冷卻速度情況如圖8所示，位移隨淬火時間的變化情況如圖9所示。軸承環(huán)中心溫度最高，冷卻速率最大，軸承環(huán)外邊溫度較低，冷卻速率較慢。大約在475秒（時間步）左右，各點的位移變化趨于定值，且P3（0.314mm）＞P2（0.293mm）＞P1（0.279mm）。可見軸承環(huán)內(nèi)部材料產(chǎn)生了沿徑向由里到外的溫度釋放過程，軸承環(huán)變形也沿著徑向逐漸增大。

圖9 各跟蹤點位移變化曲線圖

圖10 淬火后零件組織體積分數(shù)圖

圖11 淬火后零件硬度

表2 正交模擬試驗結(jié)果處理表

為了對后續(xù)機械加工提供參考，可通過軟件后處理得到淬火后軸承環(huán)的組織體積分數(shù)圖（如圖10所示），從中可以看到奧氏體、馬氏體及貝氏體的轉(zhuǎn)化情況，以及淬火后零件的硬度預(yù)測（如圖11所示），HRC最大值在62左右，主要分布在軸承環(huán)的外壁處。軸承環(huán)內(nèi)側(cè)壁也得到硬度加強，這對于毛坯余量控制和后續(xù)切削工藝參數(shù)選擇提供了理論基礎(chǔ)。

4 結(jié)論

本文對某新型航天相機的薄壁軸承環(huán)進行了淬火工藝的Deform3D正交仿真優(yōu)化研究，以5℃／min的加熱速度將零件加熱到840℃，進行15min保溫，之后進行20℃隨動油中淬火。初步分析結(jié)果如下。

1）該薄壁軸承環(huán)淬火后的變形總體表現(xiàn)為軸承環(huán)圓柱度和端面平面度的變化。

2）軸承環(huán)內(nèi)部材料產(chǎn)生了沿徑向由里到外的溫度釋放過程，軸承環(huán)變形也沿著徑向逐漸增大。

3）軸承環(huán)的內(nèi)、外壁處最大硬度達HRC 62左右，以外壁為主，為毛坯余量控制和后續(xù)切削工藝參數(shù)選擇提供了理論基礎(chǔ)。

[1]張樂園. 加工高精度薄壁GCr15鋼鏡筒的工藝分析[J].機械工程師，2008, 11: 149-150.

[2]石廣豐, 王景梅, 宋林森, 等. 薄壁零件的制造工藝研究現(xiàn)狀[J]. 長春理工大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版). 2012, 35(1): 68-72.

[3]清水信善, 福田省夫. 軸承套圈淬火引起的尺寸變化[J].國外軸承熱處理. 洛陽軸承研究所, 1980.

[4]吳惠英.預(yù)正火對GCr15鋼奧氏體晶粒長大的影響[J]. 熱加工工藝. 1995, 4: 30-31.

[5]張增岐, 張磊, 仇亞軍. 高碳鉻軸承零件熱處理變形分析[J]. 試驗與分析. 2004, 6: 21-25.

[6]Kessler O, Surm H, Hoffmann F, etal. Influence of the Heating Parameters on the Distortion of Quench Hardened AISI 52100 Steel Bearing Rings[C]. Proceedings of the Fourth International Conference on Quenching and Distortion. Beijing, 2003, 5.

[7]范崇惠, 張增岐. 中國軸承材料及熱處理第四屆會議論文集[C]. 洛陽軸承研究所, 2000.