兩種薄壁筒形件旋壓工藝改進中的真空熱處理試驗

江南工業集團有限公司 （湘潭 411207）姚春臣 秦太華 劉贊輝 余 湘 曹俊敏

中國航空動力機械研究所（株洲 412002）呂學敏

為了提高原材料的利用率，對30CrMnSiA鋼薄壁筒形件進行了旋壓成形工藝改進。在試行旋壓前對坯料調質、旋壓后不淬火的工藝改進方案時，對坯料進行了真空調質處理的試驗。在試行旋壓后淬火的工藝改進方案時，又進行了薄壁筒形件旋壓后的真空淬火、井式爐淬火等工藝試驗。經過試驗對比，最后以旋壓后真空淬火的工藝方法，取得了工藝改進試驗的成功。

一、零件概況

一種直徑較大的薄壁筒形件如附圖所示，材料為30CrMnSiA鋼。要求力學性能滿足抗拉強度Rm≥1080MPa，伸長率A≥10%。這種筒形件原先是直接由管料經下料、粗車、熱處理、半精加工、精加工等工序制成。

為了提高材料利用率，減少原材料的消耗，降低生產成本，我們開展了采用旋壓成形技術的工藝改進試驗。即先加工旋壓坯料，通過強力旋壓，使管形坯料的壁厚減薄、長度增長，然后再進行后續的切削加工。為了確保筒形旋壓件材料的力學性能，需要對其進行淬火和回火。但淬火和回火是在旋壓之前進行，還是在旋壓之后進行？存在兩種不同的工藝改進方案。

薄壁筒形件示意

二、旋壓前坯料調質方案中的真空熱處理試驗

由于筒形件要滿足抗拉強度Rm≥1080MPa，伸長率A≥10%的力學性能要求，需要進行淬火和回火，而管形件旋壓變薄之后淬火比非旋壓件淬火更易變形，所以最理想的情況是：在工件旋壓之前，通過調質或正火使其具有一定的硬度和強度，然后再通過旋壓產生的加工硬化，使其力學性能符合要求，從而旋壓后就不需進行淬火，避開了薄壁旋壓成形件的淬火變形問題。

于是，我們首先就試行坯料旋壓前調質，旋壓后只消除應力的工藝改進試驗方案。

1.坯料的調質處理

調質處理的目的是為了改善材料的組織，并使其材料具有適當的強度、硬度和伸長率，既能滿足材料的旋壓工藝性要求，又能促進旋壓后材料強度的提高。調質處理是由淬火和高溫回火兩個熱處理過程所組成。

其中，旋壓坯料的淬火是在真空淬火爐中進行，淬火溫度為900℃?；鼗鹗窃谡婵栈鼗馉t內進行，回火溫度為680℃。

坯料的真空熱處理避免了坯料在加熱時的氧化脫碳，從而在熱處理后可以直接進行旋壓。

2.旋壓試驗的效果

坯料在一臺進口的強力旋壓機上進行了強力旋壓成形，其工件厚壁處的壁厚減薄率為58.9%。首次試驗的坯料旋壓成筒形件后，出現了3個問題。一是工件的口部有明顯的擴徑現象；二是口部內壁有橫向裂紋；三是取樣檢測材料力學性能不合格。

工件旋壓后經200℃保溫24h去應力回火之后的力學性能見表1，其抗拉強度低于產品質量要求。

3.不同溫度回火的坯料旋壓前的力學性能對比

為提高燃燒室旋壓后的強度，決定適當提高坯料的強度和硬度。為此，先對坯料作了淬火后分別按600℃和660℃兩種溫度回火的旋壓前的力學性能對比。其旋壓前的力學性能見表2。

從表2可見，坯料調質中的回火溫度越低，其旋壓前的抗拉強度Rm就越高。根據表2中的數據按線性關系回歸可以得到簡化估算的計算公式

Rm=-1.375x+1787.5

式中 Rm——抗拉強度，MPa；

x——回火溫度，℃。

按上式可估算出前次680℃回火的坯料旋壓前的抗拉強度約為

Rm=-1.375×680+1787.5=852.5≈850（MPa）

4.提高坯料強度后的旋壓試驗效果

考慮到坯料強度若過高則旋壓易裂，所以我們采用660℃回火的坯料進行了第二次旋壓試驗。第二次旋壓試驗的力學性能結果見表3。

但經900℃真空淬火660℃回火的坯料旋壓后的力學性能也不理想。從表3中5#和6#試樣的力學性能數據可見，不僅其抗拉強度沒有明顯的提高，而且伸長率也顯著下降了，強度和伸長率都不合格。

為提高燃燒室的材料伸長率，對其工件采取了旋壓后進行去應力回火的措施。去應力回火在真空回火爐中進行，其回火溫度為220℃，保溫時間為6h。去應力回火后，伸長率得到了提高，但強度仍不合格（見表3中7#～9#試樣的力學性能數據）。

5.第三次旋壓試驗的效果

后來又采用經900℃真空淬火，600℃回火的坯料試進行旋壓，盡管旋出了裂紋，但旋壓后的力學性能仍然不能滿足抗拉強度Rm≥1080MPa的要求。由此可見，降低回火溫度雖然可以提高坯料的硬度，但并沒有收到提高旋壓后的抗拉強度使其滿足產品要求的效果。

三、旋壓后再進行淬火的熱處理工藝試驗

由于這種筒形件旋壓后不淬火的第一種工藝改進方案連續試驗三次的力學性能都沒能滿足產品要求，所以又改為按旋壓后淬火的第二種工藝改進方案開展了工藝改進試驗。

表1 調質處理的坯料旋壓后的力學性能

表2 兩種不同溫度回火的坯料力學性能對比

表3 660℃回火的坯料旋壓后的力學性能對比

第二種工藝改進方案采用退火狀態的坯料進行旋壓，降低了旋壓的難度，其旋壓成形試驗工作進行得比較順利。但其旋壓后的熱處理難度較大，首先面臨的是薄壁件的淬火變形問題。

于是，我們對旋壓后的薄壁筒形件分別進行了真空熱處理和井式爐熱處理對比試驗。

1.真空熱處理試驗

淬火在真空淬火爐內進行，淬火溫度為900℃。回火在真空回火爐內進行，回火溫度為505℃。

首次試驗4件。熱處理后采用里氏硬度計檢測硬度值，為37.5～40HRC。檢測對比熱處理前后的內徑，4件工件各測點的熱處理變形最大值為0.47mm。旋壓和熱處理的總變形最大值為0.95mm。雖然其變形量不很理想，但還可以滿足筒形件旋壓后精加工的要求。

在隨爐熱處理的環形試件上剖取、加工標準拉伸試樣2根，作力學性能檢測，結果見表4。其旋壓筒形件真空熱處理后，力學性能完全符合質量要求。

2.井式爐熱處理試驗

為了降低熱處理生產成本，也做了該種旋壓筒形件的普通井式爐淬火和回火的熱處理工藝試驗。

淬火是在井式淬火爐內加熱和保溫，淬火油槽中冷卻。淬火溫度為890～895℃。淬火時采用了預熱和預冷等減小淬火變形的工藝措施，

回火是在井式回火爐內加熱和保溫，冷卻水槽中冷卻。回火溫度為480℃。

首次試驗6件?；鼗鸩⒊ケ砻婷撎紝雍?，其硬度檢測值為35.5～36.5HRC，符合其硬度要求。

這6件工件在旋壓后淬火前分別測得其同一件工件厚壁處的外徑差都較小，在0～0.3mm范圍內；盡管淬火時已經采用了預熱和預冷的工藝措施，但熱處理后的外徑差仍然顯著變大，為0.6～1.8mm。

檢驗硬度和變形量之后，將這6件工件轉切削加工。在切削加工中，其中只有3件的內外圓尺寸可以加工合格，另外3件因淬火變形大，加工后圓度不合格而報廢。廢品率為50%。

由此可見，對于這種薄壁旋壓筒形件，是不能繼續采用井式爐淬火的。

四、生產應用

首次真空淬火的上述4件筒形旋壓件加工成為成品之后，經后續各項質量檢驗均符合要求，裝配成產品進行產品實際應用試驗也都符合要求。于是，就開始進行批量試生產。批量試生產的旋壓筒形件經真空淬火和真空回火后，力學性能合格，后續切削加工和檢驗的情況也同樣良好。從而使得這種筒形件的旋壓工藝改進獲得了成功，收到了顯著降低原材料消耗、降低生產成本的效果。

五、結語

（1）在對30CrMnSiA鋼薄壁筒形件進行旋壓成形工藝改進時，首先可考慮采用先對坯料進行調質、再利用旋壓的加工硬化作用使工件旋壓后的力學性能滿足產品要求，而不需再進行淬火的工藝方案。其坯料調質采用真空熱處理可以防止氧化脫碳，熱處理后可以直接轉入旋壓工序。

（2）有很多工件由于其原材料尺寸、工件尺寸、精度、產品強度要求等方面的原因，坯料調質和旋壓產生的加工硬化的共同作用不能達到既無裂紋缺陷、又能使力學性能滿足產品要求的理想情況，需要采用旋壓之后再淬火的工藝流程。這就需要優選淬火變形較小的淬火工藝，解決薄壁筒形件旋壓后淬火的變形問題。

（3）真空淬火不僅無氧化脫碳，而且淬火變形也比井式爐淬火的小。對于直徑較大、旋壓成形后還需要進行淬火和精加工的30CrMnSiA鋼薄壁筒形件，真空淬火+真空回火工藝是其較優的熱處理工藝之一。

表4 真空熱處理的旋壓筒形件力學性能