機(jī)車構(gòu)架拉桿座退火后變形分析及應(yīng)對措施

楊旭宏，秦寶清，趙東波

（1.中車大同電力機(jī)車有限公司，山西 大同 037038；2.中國鐵路太原局集團(tuán)公司大同機(jī)車車輛監(jiān)造項(xiàng)目部，山西 大同 037038）

1 背景概述

電力機(jī)車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架為箱型梁焊接結(jié)構(gòu)，各箱型梁由鋼板拼焊而成。拉桿座為鑄鋼材質(zhì)，材質(zhì)類型為E300-520-M，力學(xué)性能如表1所示。

表1 E300-520-M鑄鋼件基本力學(xué)性能

拉桿座整體焊接在構(gòu)架側(cè)梁下蓋板外表面上，如圖1（a）所示。按照機(jī)車構(gòu)架制造工藝，完成拉桿座等部分小件焊接后，要對構(gòu)架整體進(jìn)行去應(yīng)力退火，退火溫度為（590±15）℃。構(gòu)架完成退火后，在平衡檢測工序發(fā)現(xiàn)構(gòu)架拉桿座發(fā)生變形，橫向尺寸增大9 mm，縱向尺寸增大7 mm，如圖1（b）所示，且拉桿座中間部位出現(xiàn)鼓起，如圖2（a）所示。

圖1 機(jī)車構(gòu)架拉桿座退火后鼓包變形圖（單位：mm）

為了進(jìn)一步探究變形缺陷的嚴(yán)重程度及缺陷產(chǎn)生原因，用碳弧氣刨的方法去除該拉桿座。去除后對該拉桿座與側(cè)梁下蓋板貼合面進(jìn)行尺寸檢測，發(fā)現(xiàn)該鑄件下表面出現(xiàn)凹陷，凹陷深度達(dá)5 mm，如圖2（b）所示，側(cè)梁下蓋板未發(fā)生變形。

圖2 機(jī)車構(gòu)架拉桿座退火后變形圖

通過對碳弧氣刨前后狀態(tài)進(jìn)行對比分析可知，該拉桿座變形特征為“下凹上鼓”，這種變形特征反映出了該拉桿座變形前的受力狀態(tài)為受到來自貼合面的正應(yīng)力作用，類似于壓縮變形?？紤]到該變形出現(xiàn)在退火熱處理后，過程中未進(jìn)行任何加載，因此做出以下猜想。

猜想一：拉桿座與鋼板的貼合面上存在某種物質(zhì)，該物質(zhì)在高溫退火過程中汽化體積膨脹，產(chǎn)生汽化應(yīng)力，該應(yīng)力值超過了鑄鋼件屈服極限ReL，而未超過下蓋板屈服極限，導(dǎo)致該鑄件發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形。

猜想二：拉桿座鑄件本身存在內(nèi)應(yīng)力，在高溫退火過程中，鑄件受熱膨脹和軟化后強(qiáng)度降低，導(dǎo)致變形。

因猜想二中針對鑄件自身應(yīng)力釋放變形的猜想目前尚無規(guī)律可循，暫無模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證手段，故本文僅針對猜想一，以貼合面存在水介質(zhì)為例，進(jìn)行汽化應(yīng)力計(jì)算，并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

2 猜想一模擬計(jì)算

基于猜想一構(gòu)建了拉桿座在變形前的力學(xué)模型，如圖3所示。其下表面受到的力P來自于該面與下蓋板面形成的密閉空腔內(nèi)存在的水介質(zhì)在高溫退火時(shí)汽化為水蒸氣，因體積膨脹受到拘束而產(chǎn)生的壓力。假設(shè)該拉桿座在焊接完成前，其與側(cè)梁下蓋板貼合面上存在一層水膜，且水膜體積占據(jù)了貼合面全部空間；完成焊接后，貼合面形成密閉空腔，類似于小型儲水容器；退火過程中當(dāng)溫度升高超過100℃時(shí)，密閉空腔內(nèi)的水開始汽化，隨著溫度持續(xù)升高，水蒸氣體積膨脹受到貼合面約束，開始對貼合面產(chǎn)生持續(xù)的壓力作用，這是一個(gè)緩慢加載的過程。以最高溫度590℃時(shí)的汽化應(yīng)力值進(jìn)行計(jì)算。

圖3 受力分析圖

依據(jù)理想氣體狀態(tài)方程[1-3]，即：

水的質(zhì)量為：

水的物質(zhì)的量為：

汽化應(yīng)力值為：

式（1）—式（4）中：R為氣體摩爾常數(shù)，取8.31 J/（mol·T）；T為開爾文溫度590+273.12=863.12 K；ρ為水的密度，取106g/m3；M為水的摩爾質(zhì)量，取18 g/mol。

由汽化應(yīng)力值公式可得：

由（5）式可知，當(dāng)密閉空間中僅存在單一介質(zhì)水時(shí)，鑄件底面受到的壓力大小與體積比成正比例相關(guān)，如表2所示。

表2 空腔內(nèi)存在不同比例水時(shí)的汽化應(yīng)力值

通過與表1中鑄件力學(xué)性能比較，當(dāng)P＞Rp0.2，即密閉空間中水的體積達(dá)到空腔體積的75%以上時(shí)，該鑄件會發(fā)生超過屈服強(qiáng)度的塑性變形。

通過以上計(jì)算結(jié)果，本文給出了密閉空腔介質(zhì)汽化的一般汽化應(yīng)力值公式，可以按照此公式計(jì)算不同物質(zhì)的汽化應(yīng)力值，即：

式（6）中：ρ為介質(zhì)的密度；R為氣體摩爾常數(shù)，取8.31 J/（mol·T）；T為開爾文溫度，取實(shí)際加熱溫度+273.12=873.12 K；M為介質(zhì)的摩爾質(zhì)量。

本文將按照公式（6）計(jì)算出的應(yīng)力值定義為汽化應(yīng)力。按照此方法，假設(shè)密閉空腔中干燥，可認(rèn)為全部為空氣成分，則可以計(jì)算出空氣受熱膨脹時(shí)對貼合面的壓力值；當(dāng)空腔中存在不同比例的空氣時(shí)，可以計(jì)算出對應(yīng)的汽化應(yīng)力值（空氣密度為1.2 9×103g/m3，摩爾質(zhì)量為29 g/mol），如表3所示。

表3 空腔內(nèi)存在不同比例空氣時(shí)的汽化應(yīng)力值

通過比較表2和表3可知，空氣受熱膨脹產(chǎn)生的力比水受熱膨脹產(chǎn)生的力小得多，疊加后可忽略不計(jì)。實(shí)際工況中，如果存在其他介質(zhì)，可參考上述計(jì)算后進(jìn)行應(yīng)力疊加。

假設(shè)封閉空腔內(nèi)存在75%水分時(shí)，依據(jù)退火過程分析鑄件不同時(shí)刻受力情況，如表4所示。隨著退火溫度的升高，溫度緩慢增加，拉桿座（一）與鋼板貼合面之間壓力緩慢增大，在達(dá)到600℃時(shí)超過鑄鋼件的彈性極限，保溫3 h，類似于等溫膨脹，對于鑄鋼件持續(xù)加載，發(fā)生緩慢的塑性變形，如圖4所示。

表4 退火過程中應(yīng)力變化值

圖4 退火過程中應(yīng)力變化圖

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)過程

基于上述計(jì)算結(jié)果，設(shè)計(jì)了焊接試板進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。焊接試板底板材質(zhì)為S500MC，與構(gòu)架梁體材質(zhì)相同，試板尺寸為16 mm×300 mm×300 mm，焊接板材質(zhì)為Q235A，直徑為220 mm，厚度為15 mm，焊接板與拉桿座底板厚度相同，材質(zhì)相近。焊接板與底板通過a6角焊縫進(jìn)行焊接，如圖5所示。分別取不同的3組試板，定義為1號、2號、3號，焊接前在1號試板貼合面上噴灑水，2號試板表面噴灑焊接防飛濺劑，3號試板不做任何處理，進(jìn)行焊接。焊縫封閉后，置于退火爐中隨機(jī)車構(gòu)架退火處理，觀察焊接試板變形情況。

圖5 試板焊接圖（單位：mm）

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

退火完成后，發(fā)現(xiàn)1號、2號試板出現(xiàn)不同程度的鼓包變形，3號試板基本無變形，如圖6所示。

圖6 試板變形圖

4 空腔內(nèi)物質(zhì)成分對變形的影響

通過以上分析計(jì)算與試驗(yàn)驗(yàn)證可知，在焊接件貼合面形成的密閉空腔內(nèi)，不同種類物質(zhì)汽化時(shí)對焊接件產(chǎn)生的作用力不同。因此，焊接件表面的清潔程度對焊縫質(zhì)量與焊接件外形尺寸保證有一定影響。然而生產(chǎn)實(shí)際中，焊接件貼合面上可能存在的物質(zhì)主要有焊接防飛濺劑、加工切削液、探傷耦合劑等，通過公式（6）可知，汽化應(yīng)力值的大小除了與物質(zhì)體積比有關(guān)外，物質(zhì)的密度越大，分子量越小，汽化應(yīng)力值就會越大。

焊接防飛濺劑是在焊接碳鋼、不銹鋼或者其他金屬時(shí)，在焊縫坡口及其兩側(cè)形成能降低熔滴附著力的保護(hù)膜，防止飛濺物傷到母材。防飛濺劑是一種化學(xué)液體，為水溶性表面活性劑涂料。目前市場上防飛濺劑品牌繁多，且沒有公開的配方和統(tǒng)一的質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)[4]。由于防飛濺劑為水基溶液，因此對焊接質(zhì)量可能的影響為產(chǎn)生氣孔、咬邊等的表面缺欠。焊接前噴涂在焊縫接頭處和附近，然后再焊接，可防止飛濺過多地黏在附近鋼板上。在焊件表面噴涂焊接防飛濺液后，無論干與濕都在飛濺的焊渣表面形成一層膜，隔離了焊渣與焊接材料的接觸，使得飛濺物容易清理。本文以常見的水基防飛濺劑為例，研究其主要成分的汽化應(yīng)力值。

水基焊接防飛濺劑主要成分如下（以100質(zhì)量份計(jì)）：純丙乳液44～46份，可膨脹石墨4～5份，硼酸3～4份，消泡劑0.2～0.5份，去離子水余量，計(jì)算各成分體積比，如表5所示。

表5 焊接防飛濺劑主要化學(xué)成分

其中，純丙烯酸的密度為1.051 1 g/cm3，沸點(diǎn)為140.9℃，摩爾質(zhì)量為72 g/mol。與水的化學(xué)性質(zhì)相似。按照公式（6）進(jìn)行計(jì)算，不同體積比的丙烯酸汽化后產(chǎn)生的應(yīng)力如表6所示。

表6 不同體積比丙烯酸汽化應(yīng)力值

將表6與表2通過對比可知，丙烯酸汽化后產(chǎn)生的應(yīng)力值相對于等體積比例的水的汽化應(yīng)力值偏小，這與丙烯酸密度較小、分子量較大有關(guān)。當(dāng)空腔內(nèi)存在多種物質(zhì)時(shí)，汽化應(yīng)力值應(yīng)按照各物質(zhì)汽化應(yīng)力值疊加計(jì)算。由于物質(zhì)的分子量與物質(zhì)密度成正相關(guān)，故一般水基物質(zhì)中溶劑水的占比對汽化應(yīng)力值的影響較大。

5 分析與討論

導(dǎo)致鑄件變形的原因主要分為2類：一類為內(nèi)部原因，主要表現(xiàn)為鑄造應(yīng)力變形及熱處理應(yīng)力變形。鑄造應(yīng)力變形是指鑄件在凝固過程中，不同部位凝固先后順序及凝固速率不同而產(chǎn)生的鑄造應(yīng)力，這種應(yīng)力會在鑄件打箱后的某個(gè)工序釋放出來，導(dǎo)致鑄件變形[5]。熱處理變形主要是由于鑄件在熱處理過程中受熱膨脹和軟化后強(qiáng)度降低，在自身重力作用下導(dǎo)致的鑄件變形[6]，以及組織轉(zhuǎn)變過程中蓄積在組織內(nèi)部的應(yīng)力釋放后導(dǎo)致的變形。一般前者對鑄件的尺寸、形狀影響較大。本文中鑄件在退火過程中可能出現(xiàn)了屈服極限降低的情況，也導(dǎo)致了汽化應(yīng)力值超過了屈服極限而發(fā)生變形。另一類為外部原因，主要表現(xiàn)為焊接應(yīng)力變形、鑄件局部受熱膨脹變形及鑄件加工后應(yīng)力釋放而導(dǎo)致的機(jī)械變形[7-8]。焊接變形主要由于焊接產(chǎn)生的局部高溫導(dǎo)致鑄件膨脹變形以及焊縫凝固過程中產(chǎn)生的巨大拉應(yīng)力作用于鑄件表面，當(dāng)焊補(bǔ)量較大時(shí)，更會導(dǎo)致鑄件發(fā)生大的尺寸變形甚至鑄件整體變形，從而對整個(gè)鑄件尺寸、形狀產(chǎn)生巨大影響。熱膨脹變形主要由于鑄件在焊補(bǔ)前的預(yù)熱，其變形量的大小取決于預(yù)熱的溫度、預(yù)熱方式等。機(jī)械變形主要發(fā)生在鑄件加工后，由于加工去除了鑄件多余部分金屬，原本在鑄件內(nèi)部的應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破，應(yīng)力自然釋放后產(chǎn)生變形。

本文研究了焊接鑄鋼件在熱處理過程中因汽化應(yīng)力導(dǎo)致的變形。通過面貼合在一起的2個(gè)零部件，通過角焊縫環(huán)形焊接完成后，將會在貼合面內(nèi)形成一個(gè)密閉空腔。如果空腔內(nèi)存在高溫時(shí)易汽化的液體，當(dāng)液體體積占據(jù)空腔體積較大比例時(shí)，在受熱膨脹的過程中，會對空腔周圍產(chǎn)生擠壓應(yīng)力作用，最先在材料屈服極限較低的部位產(chǎn)生突破，導(dǎo)致零部件發(fā)生塑性變形。

6 結(jié)論

通過角焊縫環(huán)焊形成封閉空間的2個(gè)面貼和焊接零部件，在退火過程中，密閉空腔內(nèi)部物質(zhì)在汽化后體積膨脹會對零部件產(chǎn)生擠壓應(yīng)力作用，影響產(chǎn)品外形尺寸和焊縫質(zhì)量?？梢岳迷谫N合面增加通氣孔的工藝手段，預(yù)防汽化應(yīng)力導(dǎo)致的變形。

在一般焊接面殘留物質(zhì)中，水基物質(zhì)或水的含量會產(chǎn)生較大的汽化應(yīng)力。因此在焊接前應(yīng)檢驗(yàn)表面有無雜物殘留，或通過擦拭手段保證表面光潔度。進(jìn)行焊接作業(yè)時(shí)，應(yīng)減少焊接防飛濺劑的噴灑，或禁止防飛濺劑噴灑至貼合面內(nèi)部。