動車組用鋁合金傳動盤鍛造組織和各向異性研究

劉平軍，劉志義，陳 燁，王玉才，姜 影，牛迎春

(1.中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙 410083；2.株洲中車天力鍛業(yè)有限公司，湖南 株洲 412001)

隨著高鐵運營的普及，設(shè)計單位對車輛動力學(xué)性能的追求及業(yè)主對節(jié)能降耗要求的雙重因素下，車輛輕量化設(shè)計成為行業(yè)發(fā)展的趨勢[1-6].車體下的轉(zhuǎn)向架是整車最關(guān)鍵的部分，同時它的減重將對整車動力學(xué)性能提升作用明顯[7-10].傳動盤在動車的轉(zhuǎn)向架上與空心軸相連，通過六連桿將動力傳遞給車輪，如圖1所示.傳動盤直徑將近800 mm，厚度為60 mm左右，徑向均勻分布的3個“葉片”分別連接著2個連桿.這樣的工作結(jié)構(gòu)使得傳動盤的徑向和切向承受較大的載荷，而厚度方向受力較小.傳統(tǒng)傳動盤結(jié)構(gòu)為鋼制大鍛件，質(zhì)量大，改為鋁合金能減重2/3，能顯著提高車輛的動力學(xué)性能.由于鋁合金力學(xué)性能對變形流線比較敏感，熱處理后晶粒沿流線方向分布，沿流線方向性能較好，其它方向性能較差，這就導(dǎo)致了鋁合金性能的各向異性[11-14].

如果直接采用7050軋制鋁合金板材，由于軋制晶粒流線的方向性，不僅單個葉片的各個方向性能不一，而且每個“葉片”之間的性能分布也不均勻，顯然不能滿足傳動盤對晶粒流線分布的要求.因此，如何選擇變形加工路徑、控制晶粒加工流線方向，以及熱處理制度的優(yōu)化，是控制傳動盤性能各向異性、滿足鋁合金傳動盤對切向、徑向晶粒流線和力學(xué)性能要求的關(guān)鍵.

圖1 鋁合金傳動盤零件(a)及裝配結(jié)構(gòu)圖(b)

1 實驗材料與方法

實驗材料為7050合金，其化學(xué)成分如表1所示.該合金鑄錠為φ580 mm圓錠，經(jīng)過470 ℃×18 h均勻化處理后，預(yù)先擠壓成φ300的棒材，擠壓比為3.7.該實驗步驟主要是細(xì)化晶粒，獲得晶粒流線組織.鑄錠及擠壓態(tài)組織見圖2.

表1 7050合金的化學(xué)元素成分 %

圖2 鑄錠(a)及擠壓態(tài)(b)金相組織

將實驗分成兩組：一組進(jìn)行小樣熱處理工藝實驗，以優(yōu)化熱處理工藝參數(shù).小樣材料取自φ300 mm的擠壓棒材，再進(jìn)行軸向拔長鍛造成80 mm×200 mm×220 mm的3個試塊，分別編號1#、2#、3#，其中尺寸220為試塊的縱向方向，尺寸200為試塊的橫向方向.小樣熱處理工藝參數(shù)設(shè)計和實驗步驟如表2所示.熱處理后進(jìn)行拉伸試樣取樣并檢測拉伸性能，分別取3個試塊的縱向和橫向方向.采用SEM和TEM對不同工藝熱處理后的組織進(jìn)行檢測.

表2 小樣熱處理工藝實驗

另一組采用預(yù)先擠壓的φ300 mm的棒材，進(jìn)行墩粗及沿徑向拔長的自由鍛造，獲得φ800 mm的圓盤，鍛造比約為7.1，如圖3(a)所示.然后參考小樣熱處理工藝優(yōu)化結(jié)果，進(jìn)行實際產(chǎn)品的熱處理.按GB/T 16865的規(guī)定在圖3(b)所示位置分別截取切向和徑向試樣各兩件，并按GB/T 228的要求將試樣加工成直徑為φ10 mm的拉伸試棒.傳動盤本體金相試樣截取位置如圖7(a)所示，采用GX71金相顯微鏡分別觀察了φ300 mm擠壓棒和傳動盤本體的X-Y面、X-Z面和Y-Z面的晶粒組織和流線分布.

圖3 傳動盤鍛件(a)及本體拉伸取樣圖(b)

TEM的制樣方法為將小樣及鍛件時效態(tài)試樣機(jī)械減薄至90 μm，沖成直徑3 mm的圓片，然后在MTP-1雙噴電解減薄儀上雙噴減薄至穿孔.電解液選用“30%HNO3+70%CH3OH”的混合液，維持溫度在-20 ℃以下.然后采用Tecnai-G20型透射電鏡觀察了相應(yīng)時效態(tài)試樣的微觀組織，加速電壓為20 kV.

2 結(jié)果與分析

2.1 小樣熱處理實驗結(jié)果及分析

第一組小樣熱處理工藝實驗機(jī)械性能結(jié)果見表3.時效工藝為“120 ℃×3 h+175 ℃×6 h”.

表3 小樣熱處理工藝試驗結(jié)果

因設(shè)計主要是以屈服強(qiáng)度作為校核指標(biāo)，將抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長率指標(biāo)權(quán)重分別設(shè)為10%、80%、10%，設(shè)伸長率和強(qiáng)度的關(guān)聯(lián)系數(shù)為t(-1≤t≤1)，分別計算3組實驗縱向與橫向各向異性強(qiáng)度指標(biāo)的偏差：

W1=(564-563)×0.1+(507-493)×0.8+(9.5-8.5)t×0.1=11.3+1t

W2=(549-565)×0.1+(499-498)×0.8+(10.5-8.5)t×0.1=-0.8+2t

W3=(583-569)×0.1+(529-514)×0.8+(12.0-6.5)t×0.1=13.4+5.5t

上述3式中，常數(shù)項表示強(qiáng)度的差異性，系數(shù)項為延伸率的差異性，可以初步得出2號指標(biāo)差異性最小，擬將2號時效工藝作為大樣的熱處理工藝參考.同時將上述3組實驗分別取拉伸試樣斷口進(jìn)行SEM檢測，SEM照片見圖4.

圖4 3組小樣實驗拉伸斷口SEM形貌.

從圖4可以看出，3組實驗大體上縱向拉伸成韌窩斷裂特征，圖4工藝時效見表2.橫向拉伸具有沿晶斷裂特征.主要原因為縱向為纖維狀的晶粒，斷裂以穿晶斷裂為主，位錯運動受阻在第二相處形成空洞微孔并聚集長大直至斷裂.而橫向拉伸時由于橫向晶界比例較大，同時PFZ的存在使得晶界的結(jié)合力弱，位錯容易在晶界集結(jié)并產(chǎn)生空洞微孔直至斷裂.結(jié)合拉伸數(shù)據(jù)和SEM照片得出，2號工藝實驗差異性最小的原因為2號橫向拉伸產(chǎn)生了較多的集中韌窩，而縱向拉伸出現(xiàn)了少量的解理斷裂，使得二者差異性變小.3組小樣熱處理實驗的TEM晶內(nèi)和晶界照片見圖5.

圖5 3組小樣熱處理工藝TEM晶內(nèi)和晶界形貌.

從圖5可以看出，晶內(nèi)時效析出相隨一級時效時間的延長而增大.晶界析出相為半連續(xù)狀態(tài)，晶界析出相大小在一級時效時間增加為10 h時明顯增大，晶界無沉淀析出帶(PFZ)寬度變化不明顯.結(jié)合拉伸、SEM和TEM數(shù)據(jù)，取2號實驗作為大樣的熱處理工藝.

2.2 產(chǎn)品熱處理實驗與分析

傳動盤鍛件熱處理后取樣按圖3(b)進(jìn)行，分別取切向和徑向各兩根.時效工藝按“120 ℃×6 h+175 ℃×6 h”進(jìn)行.熱處理工藝及性能檢測見下表4所示.熱處理后晶內(nèi)及晶界TEM照片見圖6.

表4 傳動盤本體熱處理工藝試驗性能

圖6 傳動盤本體TEM晶內(nèi)(a)和晶界形貌(b)

從表4可以看出，實驗獲得了很好的結(jié)果，徑向和切向平均強(qiáng)度差異都在10 MPa以內(nèi)，延伸率差異也在1%以內(nèi).根據(jù)各數(shù)據(jù)的平均值，可得兩個方向各向異性的偏差為

W=(565-558)×0.1+(524-515)×0.8+(9.0-9.3)t×0.1=7.9-0.3t，

得出兩個方向各向異性偏差在10 MPa以內(nèi).從實驗結(jié)果可以看出，傳動盤本體的強(qiáng)度較小樣實驗要高，這是由于傳動盤本體變形量大，增加了位錯密度，對析出相的析出和均布有較好的作用.圖6為傳動盤本體晶內(nèi)(a)和晶界(b)TEM照片，可以看出，晶內(nèi)析出相密集細(xì)小而均勻，晶界析出相為半連續(xù)狀態(tài)，晶界無沉淀析出帶很小，對傳動盤的綜合性能有很好的作用.傳統(tǒng)35鋼制件傳動盤的抗拉強(qiáng)度要求為≥560 MPa，屈服強(qiáng)度為≥300 MPa，延伸率≥19%.顯然，在設(shè)計的屈服強(qiáng)度內(nèi)，7050鋁合金傳動盤能滿足使用要求.

按圖7(a)進(jìn)行金相取樣檢測，觀測結(jié)果見圖7(b).從圖中可以看出，傳動盤的徑向(Y-Z面)和切向(X-Z面)都成流線狀，在X-Y面上晶粒形狀成扁平狀.可以推測整個大鍛件沿擠壓流線方向進(jìn)行較大的變形后，形成了類似于“千層餅”狀的晶粒分布.這種晶粒狀態(tài)分布使傳動盤在整個X-Y面上各個方向上的性能都較好，而X-Y面正是傳動盤實際運行工況下的受力面，從而使保證了傳動盤在實際運行工況中具有可靠性和安全性.

圖7 傳動盤本體金相取樣圖(a)及檢測照片(b)

3 結(jié)論

1)一級時效時間為3、6、10 h時，6 h熱處理的鍛件在縱橫方向上各向異性差異較小.

2)擠壓比為3.7，鍛造比為7.1，鍛造方向垂直擠壓方向獲得的傳動盤大鍛件的流線分布為“千層餅”狀，使得傳動盤在受力平面各個方向上的性能都很好，差異較小.

3)鍛造與熱處理工藝的結(jié)合使大件傳動盤的各向異性減小，并獲得了屈服強(qiáng)度510 MPa以上，延伸率9%以上，晶界為斷續(xù)析出相，PFZ很窄的良好綜合性能，從而保證了鋁合金傳動盤運行中的可靠性和安全性，并成功替代了鋼制件.

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