我公司液壓油缸缸筒用鋼管調質工藝的改進

    液壓油缸基本上由缸筒、缸蓋、活塞和活塞桿與密封裝置組成，液壓油缸的輸出力和活塞有效面積及其兩邊的壓差成正比，而缸筒是形成內腔盛裝流體的關鍵元件，因此缸筒的耐承受壓力、耐磨J性、疲勞強度等綜合性能對液壓油缸的壽命起到關鍵性作用。通常對缸筒要求是能耐受20 MPa以內壓力(持續(xù)壓力)，對于攪拌和壓力的應用，甚至可達到55 MPa}'}o

    四川液壓油缸根據基本的液壓關系(帕斯卡定律)，由缸體產生的線性壓力F的大小是系統流體壓力尸與活塞的有效面積A的乘積m，即F二PA(當然，摩擦力和其他實際損耗會降低力的效果)。缸筒是形成內腔盛裝流體形成流體壓力尸的關鍵元件，所以缸筒對確保線性壓力F起到關鍵性作用。因此，在制作液壓缸缸筒時，對缸筒用鋼管的技術條件都作出了明確的限定。

    對液壓油缸缸筒用鋼管(簡稱缸筒用鋼管)采取去應力退火時，加熱溫度沒有超過材料的相變溫度，只是接近再結晶溫度，所以金屬材料的組織基本不發(fā)生變化。當采取將鋼加熱到臨界溫度以上，使鋼全部轉變?yōu)榫鶆驃W氏體的正火工藝后，相對于去應力退火能夠提高鋼管的塑性和韌性，但是抗彎曲強度、抗扭曲能力、疲勞強度依然不能滿足缸筒技術要求。因此，上述熱處理工藝生產的鋼管只能適合一般環(huán)境下工作的液壓油缸[2]0，缸筒用鋼管的技術條件

    制作27SiMn材質的液壓油缸缸筒時，對鋼管的技術條件要求n」如下。
1.1化學成分
    對27SiMn鋼管的化學成分要求見表to

1.2力學性能
    抗拉強度Rm,860 MPa，屈服強度ReH , 760MPa;伸長率A5}12%，收縮率tl}'} 40%;沖擊功A k}2(20℃),39);硬度240280 HBWo
1.3工藝性能
    常溫下水壓試驗能耐受2530 MPa壓力(持續(xù)壓力)。
1.4金相組織
    脫碳層簇0.20 mm;在低倍組織方面，鋼管的一般疏松、中心疏松、偏析均}2級，不得有縮孔殘余、皮下氣泡、白點、翻皮、分層、裂紋和其他夾雜存在;金相組織為回火索氏體十珠光體，3級。
1.5表面粗糙度
    表面粗糙度Ra} 12.5 t.A,mo
1.6幾何尺寸精度
    內外徑的尺寸公差均為士0.巧mmo

2冷拔鋼管與缸筒技術條件的差距
    以外徑121 mm、內徑98 mm冷拔狀態(tài)下的鋼管為例，其幾何尺寸精度、性能分別見表2和表
3，鋼管表面粗糙度為3.2 E.}.m，無脫碳層。

    對冷拔后的鋼管精度和性能進行分析，得出:①鋼管的幾何尺寸精度、表面粗糙度完全滿足液壓油缸缸筒所需技術條件;②與技術要求相比，鋼管的抗拉強度、屈服強度、伸長率、斷面收縮率、沖擊功、硬度(HBW)分別低了8.7%,,  11.2%, 21.0%,33.8%、60.3%、36.5%0
3冷拔鋼管普遍采用的熱處理工藝
    根據鋼管經過冷加工后的性能情況，結合液壓油缸缸筒技術條件要求，在實際生產中大多采取以下熱處理工藝進行處理[[3]0

3,1去應力退火工藝
    該工藝是采取低于再結晶加熱溫度的熱處理工藝，目的在于消除由于塑性形變加工造成的鋼管內殘余應力，但仍保留冷加工硬化效果，以保障鋼管的性能和防止鋼管產生形變開裂。對于27SiMn材料，具體的去應力退火工藝為:加熱至480500℃，保溫180 min}4}。經去應力退火后，對鋼管進行檢測，其幾何尺寸精度、性能分別見表4和表5;鋼管表面粗糙度為12.5 N.,m，無脫碳層;金相組織為帶狀鐵素體十珠光體，鐵素體晶粒度為9級(圖1)。

    對上述經去應力熱處理后鋼管的檢測結果進行分析，得出:①鋼管的幾何尺寸精度基本無變化;②鋼管的伸長率、斷面收縮率及表面粗糙度達到技術要求;③鋼管的沖擊功比冷加工狀態(tài)下提高83%，但是依然未達到液壓油缸缸筒的技術要求;④鋼管的抗拉強度、屈服強度及硬度在冷加工基礎上大幅降低;⑤鋼管的金相組織比冷加工狀態(tài)下稍微有所改善，但是與液壓油缸缸筒的技術要求相差甚遠

    由于去應力退火的特性主要是消除金屬的內應力，在熱處理工藝中加熱溫度沒有超過材料的相變溫度，只是接近再結晶溫度，所以去應力退火過程中，金屬材料的組織基本不發(fā)生變化。當一般環(huán)境下使用的液壓油缸缸筒對材料性能和耐沖擊韌性以
及疲勞強度要求較低時，可以采取上述熱處理工藝生產。

3.2正火熱處理工藝
    該工藝是將鋼管加熱到上臨界點(A ,或A })以上40-60 9(;的溫度，保溫一段時間，達到完全奧氏體化后，在空氣中冷卻。其目的在于使晶粒細化和碳化物分布均勻化，提高材料的性能和獲得接近平衡狀態(tài)的組織
    27SiMn材料的具體正火工藝為:加熱至920930 `1C，保溫35 min后風冷‘5。
    經正火熱處理后，對鋼管進行檢測，其幾何尺寸精度、性能分別見表6和表7;鋼管表面粗糙度為12.5 }..},m，脫碳層厚度0.05 mm;金相組織為4級，為珠光體+鐵素體(圖2)。
    對上述經正火熱處理后鋼管的檢測結果進行分析，得出:①鋼管的伸長率、斷面收縮率、沖擊功及表面粗糙度均達到技術要求;②鋼管的幾何尺寸波動較大，雖然在技術要求范圍內，但是已經接近極限值;③鋼管的抗拉強度、屈服強度比冷拔鋼管有大幅降低;④鋼管的金相組織大有改善，但是依然未達到液壓油缸缸筒的技術要求。

    正火能消除過共析鋼的網狀滲碳體，對于亞共析鋼正火可細化晶格，提高綜合力學性能。當27SiMn材料在正火時，加熱至鐵素體全部轉變?yōu)閵W氏體的終了溫度A },,以上，鐵素體逐漸溶于奧氏體內，鋼的組織就全部奧氏體化，產生大量的細小而且排列精密的奧氏體組織二也就是，該熱處理工藝雖能使27SiMn材料具有一定的抗拉強度、屈服強度、塑性、韌性等，但是抗彎曲和扭曲能力依然低下，尤其是疲勞強度不能滿足液壓油缸缸筒的技術要求因此，當液壓油缸缸筒在稍惡劣環(huán)境下使用并對性能及疲勞強度要求不高時，可以采取上述熱處理工藝生產

4缸筒用鋼管調質熱處理工藝的改進
    根據上述鋼管冷拔狀態(tài)下和經去應力及正火熱處理工藝后存在的弊端，如果要滿足復雜環(huán)境下使用的液壓油缸缸筒的技術要求，使鋼管具有足夠的強度、硬度、韌性、耐壓性和耐疲勞性，那么采取調整材料綜合力學性能的調質熱處理工藝是最理想的選擇。

4.1原調質熱處理工藝
    為了使缸筒用鋼管具有強度高、硬度高、耐磨性好、塑性強、承受壓力大、變形小、脫碳少以及疲勞壽命長等優(yōu)良特性，鋼管熱處理按照以下工藝實施。
    根據27SiMn材料的特點，具體的調質熱處理工藝為:加熱至910--920℃，保溫35 min后水冷;

    對上述檢測結果進行分析，得出:①鋼管經過調質熱處理后，抗拉強度、屈服強度、伸長率、斷面收縮率、沖擊功及表面光潔度、脫碳層深度均達到液壓油缸缸筒的技術要求;②鋼管經過調質熱處理后，發(fā)生嚴重變形，不能滿足液壓油缸缸筒的技術要求;③鋼管經過調質熱處理后，金相組織為回火索氏體+珠光體十半網狀、條狀、塊狀、針狀鐵素體，晶粒度5級，未能達到液壓油缸缸筒的技術要求。
4.2原調質熱處理工藝效果較差的原因分析
4.2.1鋼管幾何尺寸精度產生嚴重變形
    鋼管在經過高溫淬火時，由于受到冷卻介質急冷因素影響，瞬間產生熱脹冷縮現象，以及鋼管本然后采取在510520℃保溫180 min的回火熱處理工藝}e}0

    經此熱處理后，鋼管的幾何尺寸精度、性能分別見表8和表9;鋼管表面粗糙度為12.5 }..},m，脫碳層厚度為0.10 mm;金相組織為回火索氏體十珠光體十半網狀、條狀、塊狀、針狀鐵素體(圖3)，晶粒度5級;耐受壓力30 MPa(持續(xù)10 s)。身殘余應力差，造成原本公差精準的鋼管在經過調質后產生嚴重形變。因此需要采取先期完全消除應力、穩(wěn)定組織的熱處理工藝后再進行調質，就能有效預防鋼管調質時產生形變。

4.2.2金相組織不符合要求
    (1)上述調質工藝加熱時溫度不能滿足金相組織轉變要求。淬火溫度過低會造成鐵素體沒有完全充分溶解，以及未完全充分奧氏體化。在此情況下就進行冷卻淬火，使淬火前已經析出的塊狀鐵素體，隨著溫度的降低和時間的延長而逐漸增大毛，，。
    (2)馬氏體轉變不完全。奧氏體必須以大于臨界冷卻速度冷卻到馬氏體轉變開始溫度M、點，才能發(fā)生馬氏體轉變。馬氏體轉變與珠光體轉變不同，當奧氏體被冷卻到Ms點以下任意溫度時，一般不需要孕育，轉變立即開始，并且以極快速度進行，但是轉變很快停止，不能進行到終了{s}。為了使轉變能繼續(xù)進行，必須降低溫度。當溫度降低到馬氏體轉變終了溫度Mr后，馬氏體轉變已不能進行。即使冷至Mf以下，馬氏體轉變量還未達到100%，但是馬氏體轉變已經停止，就存在馬氏體轉變不完全現象。因此，在本調質工藝中，需要適當提高淬火溫度和保溫時間，以加速和確保奧氏體轉變。同時，鋼管冷卻時采取噴水冷卻方式，避免用冷卻水槽冷卻時存在的弊端(鋼管出爐后立刻進人水槽冷卻，無法保障馬氏體轉變溫度M、點后鋼管繼續(xù)冷卻，以使馬氏體轉變能繼續(xù)進行。馬氏體轉變是在不斷降溫的條件下才能進行的，而水槽冷卻時，鋼管直接冷卻到接近水槽冷卻水的溫度，不能有效體現Ms點)。由于本材料的Ms點為3SS℃，因此噴水冷卻至此Ms點溫度后，在繼續(xù)噴水的條件下才能使馬氏體有效完全轉變，否則會存在奧氏體轉變不完全，殘留奧氏體組織。

    (3)冷卻介質達不到鋼管在淬火時迅速熱擴散冷卻的效果。當直接采取自來水對鋼管進行冷卻時，冷卻速度過快，局部冷縮不均勻，組織內物質擴散不夠，內應力大，鋼管容易產生開裂和變形。為了使淬火冷卻介質具有冷卻溫度均勻、溫差小、冷卻速度快等特點，一般淬火技術是在自來水中加鹽等混合物，尤其是合金鋼的淬火冷卻中，淬火冷卻采取加鹽的措施，能滿足不同等溫溫度和冷卻速度的要求[[9]。因此，需要在冷卻水中加人S%O^-lO%的工業(yè)用鹽，以達到溫度均勻、溫差小、冷卻速度快、材料內部組織均勻等效果。

4.2.3加熱、冷卻速度對鋼管金相組織及變形影響
    熱處理過程中加熱和冷卻速度非常關鍵，對于大型工件、異形件、管材等，存在不利于熱處理的設計缺陷，加熱和冷卻速度需要限制在一定范圍，否則會造成工件各部溫差過大，導致工件熱應力變形破壞，產生熱應力和變形，同時還能影響奧氏體
化過程是否完全。
    (1)限制加熱速度。限制加熱速度是為了鋼管各部分加熱更均勻，如果加熱速度太快會造成部分組織來不及奧氏體化，在開始冷卻時形成屈氏體，不僅會影響奧氏體化的均勻程度，造成淬火后晶粒粗大，甚至出現晶間裂紋，而且還會造成鋼管變形。同時，加熱速度影響材料的微程中速度快，則部分第二相來不及溶解。
    (2)提高冷卻速度。在退火時要冷卻速度慢，但是在淬火冷卻時，在保證微變形和不開裂的前提下，速度越快越好。冷卻速度直接影響到淬火所形成的組織，只有達到一定速度才能得到淬火組織馬氏體。

    因此，加熱和冷卻速度直接影響鋼管的結晶速度和變形幾率，在本熱處理工藝中只有準確地控制加熱和冷卻速度，才能保障金屬材料的金相組織和避免鋼管產生變形。
4.3對調質熱處理工藝的調整
    根據以上分析，對缸筒用鋼管采取先期完全消除應力、穩(wěn)定組織的熱處理工藝，如圖4所示;然后再采取對鋼管進行淬火和回火處理工藝，分別如圖5、圖6所示[，。]。

    經上述調質熱處理工藝后，對鋼管進行檢測，其幾何尺寸精度、直線度和性能分別見表1012;鋼管表面粗糙度為12.5 }a,m，脫碳層厚度為0.15mm ;鋼管無縮孔殘余、皮下氣泡、白點、翻皮、分層、裂紋等現象，中心疏松、偏析均為2級，金相組織3級(回火索氏體十鐵素體)(圖7);耐受壓力3538 MPa(持續(xù)10 s)。
    上述檢測結果顯示，鋼管經過調質熱處理后，除直線度產生變化外，其余綜合指標完全滿足液壓油缸缸筒的技術要求，達到了預期目的。
    鋼管直線度產生變化的原因是:由于鋼管各部位存在殘余應力差，而在高溫淬火時候，又受到冷卻介質急冷因素影響，瞬間產生熱脹冷縮現象，使鋼管經過調質后產生彎曲現象。
    解決鋼管調質后存在嚴重彎曲的有效措施是:鋼管經過冷拔和消除應力工序后，只需經過初步預矯，當調質工藝結束后再對鋼管進行最終精矯，從而使鋼管完全滿足液壓油缸缸筒的技術要求。

5結語
    調整后的調質工藝通過多次反復實踐試驗，并進行分析論證，充分利用合金鋼含有合金元素具備淬透性強的特性，采取提高材料綜合性能的調質工藝，在調質前對鋼管采取先期完全消除應力、穩(wěn)定組織的熱處理工藝，然后再采取調整材料綜合力學性能的調質(淬火十回火)熱處理工藝，使鋼管具有強度高、硬度高、耐磨性好、塑性強、承受壓力大、脫碳少、微變形等綜合性能優(yōu)勢，完全滿足液壓油缸缸筒的技術要求。