孫雪翠， 李 艾

(北滿(mǎn)特殊鋼有限責(zé)任公司， 黑龍江 齊齊哈爾 161041)

北滿(mǎn)基地針對(duì)42CrMo系列≥Φ500mm出口調(diào)質(zhì)材，委托中國(guó)一重質(zhì)量處攜帶進(jìn)口紅外線(xiàn)應(yīng)力儀進(jìn)北滿(mǎn)基地現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)試。在對(duì)實(shí)際數(shù)值分析之前，首先從理論上分析熱應(yīng)力與組織應(yīng)力分布特點(diǎn)以及影響熱處理內(nèi)應(yīng)力的主要因素，然后根據(jù)實(shí)際應(yīng)力測(cè)試數(shù)值并結(jié)合實(shí)際調(diào)質(zhì)工藝，分析實(shí)際軸向、切向應(yīng)力數(shù)值偏差較大產(chǎn)生的原因，以及明確用戶(hù)鋸切時(shí)夾鋸及鋸切至心部產(chǎn)生炸裂的原因，進(jìn)一步從應(yīng)力分布角度出發(fā)找出調(diào)質(zhì)工藝存在的不足并完善調(diào)質(zhì)工藝，同時(shí)針對(duì)退貨消應(yīng)力的出口才，合理制定出消應(yīng)力回火挽救工藝，為今后穩(wěn)定大規(guī)格鍛件調(diào)質(zhì)工藝奠定扎實(shí)的科學(xué)理論基礎(chǔ)。

1 應(yīng)力分布特點(diǎn)

1.1 熱應(yīng)力分布特點(diǎn)：

表層的軸向、切向均為壓應(yīng)力、心部為拉應(yīng)力。

圖1是Φ44低碳鋼圓棒加熱到相變點(diǎn)以下冰水冷卻時(shí)內(nèi)應(yīng)力的分布曲線(xiàn)，表示了三個(gè)應(yīng)力，即軸向應(yīng)力、切向應(yīng)力、徑向應(yīng)力在斷面的分布情況。從圖中可以看出：徑向應(yīng)力為拉應(yīng)力，心部最大，表面等于零，通常其數(shù)值很小，一般可不予考慮；而重要的是軸向應(yīng)力和切向應(yīng)力，這兩種應(yīng)力的分布特點(diǎn)相同，都是表面為壓應(yīng)力，心部為拉應(yīng)力。但是心部的軸向拉應(yīng)力比切向應(yīng)力要大得多，這正是殘余熱應(yīng)力的重要特征。這種很大的心部軸向拉應(yīng)力，往往是大型軸類(lèi)零件產(chǎn)生橫裂的主要原因。

圖1 0.3%C的碳鋼圓棒(Φ44)770℃冰水淬火時(shí)的殘余應(yīng)力

1.2 組織應(yīng)力分布特點(diǎn)：

表層的軸向和切向應(yīng)力均為拉應(yīng)力、心部呈現(xiàn)壓應(yīng)力分布，如圖2。

圖2 圓柱試樣快冷時(shí)組織應(yīng)力的變化

圖3是鎳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為16%的Fe-Ni合金圓柱試樣淬火后截面的應(yīng)力分布。該合金的Ms點(diǎn)為300℃。試樣經(jīng)900℃奧氏體化后緩慢冷卻至330℃之前不發(fā)生其它相變，緩冷的目的是避免熱應(yīng)力的影響，而后再在冰水中快速使之完全淬透。因此測(cè)得的應(yīng)力可以認(rèn)為是單純的因組織應(yīng)力產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。與圖1比較，組織應(yīng)力的分布與熱應(yīng)力剛好相反，即在表層的軸向和切向應(yīng)力均為拉應(yīng)力、心部呈現(xiàn)壓應(yīng)力分布。徑向應(yīng)力在表面為零、心部呈壓應(yīng)力分布，與熱應(yīng)力情況相反，表層的切向拉應(yīng)力值大于軸向拉應(yīng)力值,這正是組織應(yīng)力的一個(gè)重要特征。這種靠近表層的較大的切向應(yīng)力往往是零件縱裂的主要原因。

圖3 Ni的質(zhì)量分?jǐn)?shù)16%的Fe-Ni合金鋼圓柱試樣(Φ50mm)自900℃緩冷至330℃，然后在冰水中急冷的殘余應(yīng)力分布

1.3 截面組織差異引起的內(nèi)應(yīng)力

淬火時(shí)由于鋼的淬透性和水油的冷卻能力的限制，往往不可能把鍛件全部淬透，淬火后獲得的是表層為馬氏體，心部為珠光體類(lèi)型的組織。這是由于這兩種組織上的比容不同，在交界處的外面淬透層中產(chǎn)生壓應(yīng)力，而在里面的心部產(chǎn)生拉應(yīng)力。當(dāng)冷卻速度加快，由于這種淬透層與心部的比容差較大而在交界處附近產(chǎn)生很大的內(nèi)應(yīng)力，即隨著冷卻速度加快在交界處附近的壓應(yīng)力和拉應(yīng)力都有顯著增大的傾向，同時(shí)交界處里面的心部拉應(yīng)力值增大的趨勢(shì)明顯高于交界處外面的淬透層中的壓應(yīng)力增大的趨勢(shì)。在實(shí)際生產(chǎn)中，鍛件內(nèi)總是同時(shí)產(chǎn)生兩種或三種基本內(nèi)應(yīng)力，所以實(shí)際鍛件熱處理后的殘余應(yīng)力是幾種基本內(nèi)應(yīng)力疊加的結(jié)果。疊加后的殘余應(yīng)力分部情況是很復(fù)雜的，與鍛件鋼種、尺寸、淬火溫度、冷速具體參數(shù)密切相關(guān)。

2 影響熱處理內(nèi)應(yīng)力的主要因素

2.1 心部未淬透情況下的殘余應(yīng)力。

圖4和圖5是直徑18mm高碳鋼圓柱試樣水淬和油淬獲得不同淬透層(即不同大小的的未淬透心部)時(shí)熱處理殘余內(nèi)應(yīng)力的分布曲線(xiàn)。從軸向應(yīng)力分布曲線(xiàn)上可以看出，當(dāng)淬透層減小，即心部增大時(shí)，表面壓應(yīng)力區(qū)的范圍減小，數(shù)值增大。與此相反，心部拉應(yīng)力區(qū)的范圍增大，數(shù)值減小。但是，當(dāng)淬透層很小，心部很大，以至于淬透層中混有珠光體組織的時(shí)候，由于淬透層和心部的比容差減小，由組織差異而引起的內(nèi)應(yīng)力也就減小，因而這時(shí)應(yīng)力并不明顯增加。另外，從軸向應(yīng)力和切向應(yīng)力曲線(xiàn)的比較來(lái)看，隨著淬透層減小，心部增大，軸向應(yīng)力和切向應(yīng)力數(shù)值之差縮小?？傊谖创阃傅那闆r下，內(nèi)應(yīng)力分布是熱應(yīng)力類(lèi)型的，表面淬透層中產(chǎn)生的是壓應(yīng)力，因而表面淬裂的傾向性較小。但是，這時(shí)心部產(chǎn)生的是拉應(yīng)力，而且當(dāng)淬透層很深而心部很小時(shí)，心部拉應(yīng)力區(qū)范圍很小，數(shù)值很大，同時(shí)軸向應(yīng)力與切向應(yīng)力數(shù)值之差增大，這時(shí)容易從心部產(chǎn)生破裂而引起橫斷。以上是從小直徑試樣得出的結(jié)論，當(dāng)工件直徑增大時(shí)，內(nèi)應(yīng)力的分布規(guī)律也是如此，只是應(yīng)力的數(shù)值會(huì)進(jìn)一步增大。

圖4 1.0%C，02.%V鋼圓柱(Φ18)800℃水淬后的熱應(yīng)力與心部大小之間關(guān)系

圖5 0.7%碳鋼圓柱體(Φ18)900℃油淬后的熱處理應(yīng)力與淬硬層厚度之間關(guān)系

2.2 心部淬透情況下的殘余應(yīng)力

圖6是低碳合金鋼圓柱試樣(Φ10mm)，淬火時(shí)熱處理應(yīng)力變化和殘余應(yīng)力分布。由圖可見(jiàn)，表層和心部都進(jìn)行馬氏體相變。冷卻初期，由于表層和心部存在溫差而產(chǎn)生熱應(yīng)力。溫度降低到Ws后，表層立即發(fā)生馬氏體相變體積膨脹，表層的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生急劇變化，由拉應(yīng)力向壓應(yīng)力迅速轉(zhuǎn)化，當(dāng)馬氏體相變向心部進(jìn)展時(shí)，由于心部的體積膨脹，使表層的壓應(yīng)力顯著減小進(jìn)而內(nèi)應(yīng)力發(fā)生反向。冷卻最終的表層變?yōu)槔瓚?yīng)力，心部為壓應(yīng)力的殘余應(yīng)力分布。當(dāng)鍛件是完全淬透的情況下，殘余應(yīng)力的分布主要是由熱應(yīng)力和組織應(yīng)力疊加的結(jié)果。其中，當(dāng)鍛件直徑較小時(shí)，疊加后的殘余應(yīng)力的分布是組織應(yīng)力類(lèi)型的(表層受拉，心部受壓)，說(shuō)明這時(shí)組織應(yīng)力是主要的； 當(dāng)直徑增大時(shí)，殘余應(yīng)力將逐漸變?yōu)闊釕?yīng)力類(lèi)型，這說(shuō)明，隨著工件直徑的增加，熱應(yīng)力的作用越來(lái)越大，這時(shí)鍛件中離表面一定距離的中間部分(淬透層與心部過(guò)渡區(qū))出現(xiàn)切向應(yīng)力和軸向應(yīng)力的峰值，而且往往是軸向應(yīng)力大于切向應(yīng)力，所以不太大的圓柱形鍛件淬透時(shí)，往往容易形成縱裂。同時(shí)，由于規(guī)格增大，由于冷卻速度急劇增加，在淬透層與心部過(guò)渡區(qū)也極易引起橫向炸裂。

圖6 低碳合金鋼(C0.22%，Cr1%，Mo0.45%)圓柱試樣(Φ10mm)淬火時(shí)心部淬透情況的熱處理應(yīng)力變化

2.3 鋼種的影響

隨著鋼中碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加，組織應(yīng)力的作用增強(qiáng)，而熱應(yīng)力的作用減弱。鋼中加入合金元素不僅可提高鋼的高溫強(qiáng)度而且可以提高過(guò)冷奧氏體的穩(wěn)定性，降低鋼的臨界冷速，使工件可以采用油淬。同時(shí)，提高鋼的高溫強(qiáng)度，使鋼在高溫狀態(tài)下的塑形變形量減小，使熱應(yīng)力的數(shù)值降低，而組織應(yīng)力的影響相對(duì)增強(qiáng)。但合金元素使鋼的導(dǎo)熱性下降，在加熱或冷卻速度相同時(shí)，促使鋼的熱應(yīng)力增大，所以合金鋼的加熱速度不能太大。

2.4 淬火溫度與冷速的影響

冷速愈大，鍛件中的內(nèi)外溫差愈大，熱應(yīng)力增加。對(duì)大件因其殘余應(yīng)力本來(lái)就是熱應(yīng)力型分布，增加冷速，將使其表面的壓應(yīng)力值和心部的拉應(yīng)力值增加。因此，在滿(mǎn)足力學(xué)性能要求的情況下應(yīng)盡量減小冷速。淬火溫度愈高，鍛件與介質(zhì)之間的溫差愈大，熱應(yīng)力隨之增加。因此淬火溫度的提高從應(yīng)力的角度來(lái)看是不利的。實(shí)際熱處理時(shí)，由于淬火溫度的變動(dòng)范圍較窄，應(yīng)力值的增加有限，更重要的是由于淬火溫度的提高引起過(guò)熱，使材料的強(qiáng)度下降，因此過(guò)熱時(shí)容易引起斷裂。此外，提高淬火溫度將使奧氏體的合金程度增加，并使其晶粒長(zhǎng)大，因而奧氏體的穩(wěn)定性增加，最后導(dǎo)致在淬火冷卻時(shí)殘余奧氏體數(shù)量的增加，而殘余奧氏體常溫分解又是置裂的主要原因之一，所以對(duì)淬火溫度嚴(yán)格加以控制是非常必要的。熱處理過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力是不可避免的，而且往往是有害的。但我們可以控制熱處理工藝盡量使應(yīng)力分布合理，就可將其有害程度降低到最低限度。

3 實(shí)測(cè)應(yīng)力數(shù)值分析：

3.1 13303080192 1-1 Φ575

3.1.1 應(yīng)力數(shù)值

3.1.2 分析

3.1.2.1 該支鍛材在次表面(淬透層與心部的交界處)應(yīng)力狀態(tài)最佳，即軸向應(yīng)力與切向應(yīng)力差別較小，說(shuō)明淬火冷卻速度較合適，回火較充分(理想的應(yīng)力范圍為+20～200Pa)，實(shí)際應(yīng)為 (+不超過(guò)屈服強(qiáng)度的10%)～(-200)Pa之間。

3.1.2.2 該支料兩端軸向?yàn)槔瓚?yīng)力，原因是由于規(guī)格偏小，兩端在入水前料溫降得偏快，實(shí)際料溫與水溫溫差小，兩端冷卻速度偏慢，在次表面還存在一部分熱應(yīng)力型應(yīng)力，即軸向表現(xiàn)為較低的拉應(yīng)力值。

3.2 13303160532 1-1 Φ600

3.2.1 應(yīng)力數(shù)值

3.2.2 分析

3.2.2.1 非K端軸向拉應(yīng)力較大，是由于調(diào)質(zhì)時(shí)采用井式爐裝爐， 非K端為淬火夾臺(tái)端，加熱時(shí)由于考慮1區(qū)附近有煙道，此處影響溫度，因此制定工藝時(shí)將此處溫度提高10℃(實(shí)際執(zhí)行時(shí)上端燒至880℃、下端燒至855-860℃,實(shí)際上端比下端高20-25℃)，由于此處淬火溫度提高，與水之間的溫差增大、規(guī)格大淬不透，仍屬于熱應(yīng)力型的，熱應(yīng)力隨之增加。即次表層內(nèi)軸向拉應(yīng)力數(shù)值高于切向壓應(yīng)力數(shù)值，由于水溫為42℃冷卻速度較慢，次表層內(nèi)的壓應(yīng)力數(shù)值較小，可推斷出心部的拉應(yīng)力峰值不會(huì)很高，因此不會(huì)產(chǎn)生橫裂。

3.2.2.2 K端軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力，是由于此端為先入水端，在入水前端頭料溫稍有降低(由于井式爐出爐至入水總時(shí)間比臥式爐出爐至入水時(shí)間短，端頭溫降幅度相對(duì)偏小)，實(shí)際料溫與水溫溫差小，此端冷卻速度偏慢，在次表面也存在著一部分熱應(yīng)力型應(yīng)力，即軸向表現(xiàn)為一定的拉應(yīng)力值。

3.2.2.3 與1#材相比，淬火工藝與回火工藝均相近，只是該支料比1#材規(guī)格大，因此，體現(xiàn)出軸向應(yīng)力與切向應(yīng)力最大值均比1#材高，符合理論分析(當(dāng)工件直徑增大時(shí)，內(nèi)應(yīng)力的分布規(guī)律與小直徑相同，只是應(yīng)力的數(shù)值會(huì)進(jìn)一步增大)。改進(jìn)措施：針對(duì)井式裝爐，在工藝制定方面，在淬火冷卻前增加一段預(yù)冷工藝，進(jìn)一步減小次表層的軸向拉應(yīng)力，促使應(yīng)力分布進(jìn)一步合理。

3.3 12303081716 1-1 Φ700

3.3.1 應(yīng)力數(shù)值

3.3.2 分析

3.3.2.1 由于該支料水溫降低(降低水溫是提高冷卻速度的方法之一)，淬火冷卻速度加快，以及回火后水冷可以看出：a由于規(guī)格為Φ700mm，規(guī)格較大，入水前兩端降溫較慢，再加之水溫降低，從而進(jìn)一步提高淬透層，使其兩端次表面的壓應(yīng)力值增加幅度較大(符合理論分析)，同時(shí)也意味著心部拉應(yīng)力值也在大幅度增加。b中間鍛相對(duì)來(lái)說(shuō)，由于規(guī)格比1#材Φ575mm大，中間段冷卻速度偏慢，只有切向?yàn)閴簯?yīng)力，軸向還表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

3.3.2.2 從回火后水冷角度看，在很大程度上增加了次表面壓應(yīng)力值，從而使次表層以里的心部拉應(yīng)力值增加幅度更大，從理論上分析，應(yīng)為部分殘余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體引起。

3.3.2.3 綜合上述兩條原因，次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加，同時(shí)軸向與切向應(yīng)力差值明顯增加，是由淬火冷卻及回火冷卻不當(dāng)共同作用的結(jié)果。

3.3.3 改進(jìn)措施

3.3.3.1 提高水溫，針對(duì)大規(guī)格鍛材從應(yīng)力分配合理角度及防止出現(xiàn)淬火裂紋看，合適的水溫應(yīng)控制在40-50℃。

3.3.3.2 降低回火冷卻速度，采用爐冷或空冷方式(從理論上分析不會(huì)引起次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加)，具體冷卻方式根據(jù)規(guī)格而定；若考慮回火脆性，從應(yīng)力分布角度看，水冷時(shí)間不易過(guò)長(zhǎng)，從該支料應(yīng)力情況看回火后水冷時(shí)間偏長(zhǎng)，從理論看，水冷至400-450℃后空冷可有效較小應(yīng)力并改善應(yīng)力分布，同時(shí)增加補(bǔ)充回火。

3.4 12303161284 1-1 Φ730

(與5為同一支材)

3.4.1應(yīng)力數(shù)值

3.5 12303161284 1-1 Φ730

(與4為同一支材)

3.5.1 應(yīng)力數(shù)值

3.5.2 分析

3.5.2.1 鍛材4與5為同一支材，與3規(guī)格相近，不同的是增加了兩次水冷，即延長(zhǎng)水冷時(shí)間。可以看出：

(1)次表面壓應(yīng)力值明顯增加，同時(shí)軸向應(yīng)力與切向應(yīng)力差值與5#材相比進(jìn)一步增加(符合理論分析)。

(2)A端切向?yàn)槔瓚?yīng)力，初步認(rèn)定為是由于鋸切后應(yīng)力釋放引起。

(3)C端由于壓應(yīng)力偏大，若鋸切也極易產(chǎn)生夾鋸現(xiàn)象。

(4)隨著次表層壓應(yīng)力數(shù)值增加，可推出次表層向里的心部拉應(yīng)力數(shù)值也隨之明顯增加，且增加的幅度很大。

3.5.2.2 從回火后水冷角度看，在很大程度上增加了次表面壓應(yīng)力值，從而使次表層以里的心部拉應(yīng)力值增加幅度更大，從理論上分析，應(yīng)為部分殘余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體引起。

3.5.2.3 綜合上述兩條原因，次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加，是由淬火冷卻及回火冷卻不當(dāng)共同作用的結(jié)果。

3.5.3 改進(jìn)措施

3.5.3.1 縮短水冷時(shí)間，從目前穩(wěn)定的工藝看，尤其是≥Φ600mm鍛材，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)水冷結(jié)束后表面瞬時(shí)溫度不能低于170℃，入油返熱溫度不得低于250℃。

3.5.3.2 提高水溫，針對(duì)大規(guī)格鍛材從應(yīng)力分配合理角度及防止出現(xiàn)淬火裂紋看，合適的水溫應(yīng)控制在40-50℃。

3.5.3.3 降低回火冷卻速度，采用爐冷或空冷方式(從理論上分析不會(huì)引起次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加)，具體冷卻方式根據(jù)規(guī)格而定；若考慮回火脆性，從應(yīng)力分布角度看，水冷時(shí)間選擇要合適不易過(guò)長(zhǎng)，從該支料應(yīng)力情況看回火后水冷時(shí)間偏長(zhǎng)，從理論看，水冷至400-450℃后空冷可有效小應(yīng)力并改善應(yīng)力分布，同時(shí)增加補(bǔ)充回火。

3.6 12303160479 1-1-2 Φ853

3.6.1 應(yīng)力數(shù)值

3.6.2 分析

3.6.2.1 進(jìn)一步延長(zhǎng)水冷時(shí)間并進(jìn)一步降低水溫?？梢钥闯觯?/p>

(1)由于冷卻速度加快，次表層內(nèi)壓應(yīng)力值明顯增加，由于規(guī)格大，沒(méi)有Φ700mm增加明顯，同時(shí)也意味著心部拉應(yīng)力也在明顯增加，且增加幅度很大。

(2)D端夾鋸是由于此處壓應(yīng)力過(guò)大引起(原則是壓應(yīng)力不允許超過(guò)200MPa),同時(shí)心部拉應(yīng)力數(shù)值也明顯大幅度增加，當(dāng)表面壓應(yīng)力及心部拉應(yīng)力增加到一定程度時(shí)，在淬透層內(nèi)鋸切易夾鋸，當(dāng)切到心部時(shí)，由于心部強(qiáng)大的軸向拉應(yīng)力釋放極易產(chǎn)生從心部往外炸裂(這與國(guó)外用戶(hù)反饋的現(xiàn)象相符)。

(3)B端切向?yàn)槔瓚?yīng)力，初步認(rèn)定為是由于鋸切后應(yīng)力釋放引起(測(cè)試點(diǎn)離鋸口較近)。

3.6.2.2 從回火后水冷角度看，在很大程度上增加了次表面壓應(yīng)力值，從而使次表層以里的心部拉應(yīng)力值增加幅度更大，從理論上分析，應(yīng)為部分殘余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體引起。

3.6.2.3 綜合上述兩條原因，次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加，是由淬火冷卻及回火冷卻不當(dāng)共同作用的結(jié)果。

3.6.3 改進(jìn)措施

3.6.3.1 提高水溫，針對(duì)大規(guī)格鍛材從應(yīng)力分配合理角度及防止出現(xiàn)淬火裂紋看，合適的水溫應(yīng)控制在40-50℃。

3.6.3.2 降低回火冷卻速度，采用爐冷或空冷方式(從理論上分析不會(huì)引起次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加)，具體冷卻方式根據(jù)規(guī)格而定；若考慮回火脆性，從應(yīng)力分布角度看，水冷時(shí)間選擇要合適不易過(guò)長(zhǎng)，從該支料應(yīng)力情況看回火后水冷時(shí)間偏長(zhǎng)，從理論看，水冷至400-450℃后空冷可有效較小應(yīng)力并改善應(yīng)力分布，同時(shí)增加補(bǔ)充回火。

3.7 12303160479 1-2 Φ853

(臥式爐裝爐)

3.7.1 應(yīng)力數(shù)值

3.7.2 分析

3.7.2.1 從進(jìn)一步延長(zhǎng)水冷時(shí)間并進(jìn)一步降低水溫。

(1)由于冷卻速度加快，次表層內(nèi)壓應(yīng)力值明顯增加，由于規(guī)格大，沒(méi)有Φ700mm增加明顯，同時(shí)也意味著心部拉應(yīng)力也在明顯增加，且增加幅度很大。

(2)C點(diǎn)330mm處夾鋸是由于此處壓應(yīng)力過(guò)大引起。

(3)AB兩點(diǎn)若由于次表層壓應(yīng)力較大，鋸切時(shí)也會(huì)產(chǎn)生開(kāi)始夾鋸，切到中心產(chǎn)生炸裂現(xiàn)象。

3.7.2.2 從回火后水冷角度看，在很大程度上增加了次表面壓應(yīng)力值，從而使次表層以里的心部拉應(yīng)力值增加幅度更大，從理論上分析，應(yīng)為部分殘余奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體引起。

3.7.2.3 綜合上述兩條原因，次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加，是由淬火冷卻及回火冷卻不當(dāng)共同作用的結(jié)果。

3.7.3 改進(jìn)措施

3.7.3.1 縮短水冷時(shí)間，從目前穩(wěn)定的工藝看，尤其是≥Φ600mm鍛材，水冷結(jié)束后表面瞬時(shí)溫度不能低于170℃，入油返熱溫度不得低于250℃。

3.7.3.2 提高水溫，針對(duì)大規(guī)格鍛材從應(yīng)力分配合理角度及防止出現(xiàn)淬火裂紋看，合適的水溫應(yīng)控制在40-50℃。

3.7.3.3 降低回火冷卻速度，采用爐冷或空冷方式(從理論上分析不會(huì)引起次表層內(nèi)壓應(yīng)力增加)，具體冷卻方式根據(jù)規(guī)格而定；若考慮回火脆性，從應(yīng)力分布角度看，水冷時(shí)間選擇要合適不易過(guò)長(zhǎng)，從該支料應(yīng)力情況看回火后水冷時(shí)間偏長(zhǎng)，從理論看，水冷至400-450℃后空冷可有效較小應(yīng)力并改善應(yīng)力分布，同時(shí)增加補(bǔ)充回火。

4 通過(guò)應(yīng)力測(cè)試挽救措施

針對(duì)因夾鋸等退庫(kù)的42CrMo系列大規(guī)格調(diào)質(zhì)材，通過(guò)應(yīng)力測(cè)試挽救措施為：由于次表層內(nèi)的壓應(yīng)力值過(guò)大，必須進(jìn)行重新回火。

4.1 確定重新回火溫度

由于42CrMo系列調(diào)質(zhì)材回火溫度均在660～680℃，因此，選擇630～640℃，在保證力學(xué)性能及應(yīng)力消除上該溫度較合適；

4.2 確定重新回火保溫時(shí)間

表面應(yīng)力值較大，保溫時(shí)間要充足，仍采用性能回火4h/100mm或適當(dāng)增加。

4.3 回火后降溫速度

采用≤25℃/降至300℃以下，Φ700mm以下降至200-250℃。

5 結(jié)論

5.1 影響應(yīng)力分布不合理

即次表層內(nèi)壓應(yīng)力過(guò)大(隱藏著心部向拉應(yīng)力也隨之過(guò)大，且規(guī)格越大表現(xiàn)得越明顯)及次表層中軸向與切向應(yīng)力數(shù)值偏差大的主要原因是：一方面，淬火冷卻工藝不當(dāng)引起，即冷卻水溫偏低、時(shí)間偏長(zhǎng)；另一方面，回火后快冷(水冷)及水冷時(shí)間偏長(zhǎng)(其中回火后水冷應(yīng)為主要原因)，最終體現(xiàn)在淬透層與心部的交界處以外的壓應(yīng)力數(shù)值增加較多，交界處以里的拉應(yīng)力尤其是軸向拉應(yīng)力也隱藏著會(huì)大幅度增加(應(yīng)力儀無(wú)法測(cè)量心部拉應(yīng)力，只是用表層的壓應(yīng)力數(shù)值來(lái)衡量)，鋸切時(shí)，淬透層以?xún)?nèi)由于較大的壓應(yīng)力極易引起夾鋸現(xiàn)象，當(dāng)切到心部時(shí)由于心部較強(qiáng)的拉應(yīng)力釋放從而導(dǎo)致開(kāi)裂。因此，今后在制定調(diào)質(zhì)工藝時(shí)，因此，今后在制定調(diào)質(zhì)工藝時(shí)(包括正回火)，不僅要達(dá)到較好的綜合機(jī)械性能，同時(shí)，還要達(dá)到良好的應(yīng)力分布狀態(tài)(包括加熱、淬火冷卻速度、回火時(shí)間、回火后冷卻速度、出爐溫度等以及回火后快冷的終冷溫度及補(bǔ)充消應(yīng)力回火等)。

5.2 另外，淬火溫度實(shí)際溫度波動(dòng)范圍較窄，不是影響應(yīng)力分布的主要因素，但對(duì)井式爐裝爐根據(jù)爐體特性及從下至上的冷卻特性，今后在加熱保溫結(jié)束后需增加一段預(yù)冷工藝，進(jìn)一步減小熱應(yīng)力值。

5.3 通過(guò)與測(cè)試人員交流并結(jié)合實(shí)際測(cè)量的數(shù)據(jù)分析，次表層最合適的應(yīng)力范圍為+20～200Pa,實(shí)際應(yīng)為 (+不超過(guò)屈服強(qiáng)度的10%)～( -200)Pa之間，當(dāng)次表層壓應(yīng)力數(shù)值接近甚至超過(guò)200Pa，則次表層里面的心部拉應(yīng)力尤其是軸向拉應(yīng)力值會(huì)更高，當(dāng)外界施加載荷如鋸切，就會(huì)出現(xiàn)淬透層內(nèi)夾鋸切至心部會(huì)引起開(kāi)裂現(xiàn)象，因此，針對(duì)未淬透的大鍛件用測(cè)量次表層的應(yīng)力數(shù)值尤其是壓應(yīng)力數(shù)值作為參考數(shù)值來(lái)衡量心部拉應(yīng)力增大的趨勢(shì)，是非?？茖W(xué)和符合實(shí)際的。

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