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    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生變化。當采取將鋼加熱到臨界溫度以上,使鋼全部轉變為均勻奧氏體的正火工藝后,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生變化。當一般環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&lsquo;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為奧氏體的終了溫度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、點后鋼管繼續冷卻,以使馬氏體轉變能繼續進行。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勢,完全滿足液壓油缸缸筒的技術要求。

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