冷处理对15CrNi4MoA钢渗碳淬火组织及性能的影响

2021-11-07陶凤云刘继全

大型铸锻件 2021年6期

陶凤云刘继全

(二重(德阳)重型装备有限公司，四川618013)

15CrNi4MoA钢渗碳后具有高的表面硬度、耐磨性和接触疲劳强度，而心部碳含量低，韧性好，可承受高冲击载荷，一般用于制作耐冲击载荷的大中型轴承、轴等渗碳件。十字万向接轴是轧机生产线领域的重要传动产品，由于轧制力矩大、冲击载荷频繁、冲击载荷巨大等特点，对接轴的要求非常高，特别是在运行平稳性和寿命方面，而十字轴作为接轴中的核心零件，其产品质量直接影响万向节的使用寿命。公司生产的十字轴零件材料为15CrNi4MoA，要求渗碳淬火硬度58～62HRC，随炉试棒心部力学性能应达到Rp0.2≥950 MPa，A≥12%，KU2≥100 J。主要存在的问题是十字轴材料属于高Ni渗碳钢，Ni元素可以提高材料的淬透性，提高材料的冲击韧性等，但是Ni元素扩大奥氏体区，尤其是表面渗碳后，碳浓度增加，马氏体转变Ms点急剧降低，造成淬火后渗碳层残余奥氏体过多，从而导致十字轴渗碳淬火后表面硬度偏低，硬度普遍为55～58HRC，无法满足技术要求。

为解决渗碳淬火十字轴硬度偏低问题，公司进行了一系列的渗碳淬火工艺优化[1]，并进行了渗碳淬火后的液氮浸泡式深冷工艺试验，经深冷后零件表面硬度显著提高，但浸泡式深冷工艺处理温度过低，为-196℃，每次消耗液氮量极大，成本极高，且深冷工序对15CrNi4MoA钢表层组织和心部性能的影响尚不明确，现有的技术资料缺乏相关的力学性能数据。因此，为更进一步全面解决十字轴硬度和组织问题，需进行15CrNi4MoA钢冷处理工艺技术研究，对比不同处理工艺对15CrNi4MoA钢渗碳淬火表层组织和心部性能的影响，形成最优的十字轴渗碳淬火工艺方案，这对于提高十字轴产品质量，降低渗碳淬火工序冷处理成本，具有重要的实际生产意义。

1 试验材料及方法

1.1 试验材料及制备

试验材料为正火状态的15CrNi4MoA钢试棒，化学成分见表1。

表1 15CrNi4MoA钢的化学成分(质量分数，%)Table 1 Chemical composition of 15CrNi4MoA steel (mass fraction, %)

将15CrNi4MoA钢试棒制成∅30 mm×200 mm、∅50 mm×200 mm、∅100 mm×400 mm、∅200 mm×400 mm、∅300 mm×400 mm五种尺寸的试件。

1.2 试验方法

将∅30 mm试件用于“同一渗碳淬火工艺和不同冷处理温度”的工艺试，共采用四种工艺处理方式，包括不冷处理和在-60℃、-110℃、-196℃三种低温冷处理。将∅50 mm试件用于“同一冷处理温度和不同状态冷处理”的工艺试验，共采用三种工艺处理方式，包括冷处理前不回火、冷处理前回火和两次冷处理。将∅100 mm×400 mm、∅200 mm×400 mm、∅300 mm×400 mm试件用于工件等效截面的大截面试件的试验，比较经不同工艺方法和同一冷处理条件下的渗碳层有效硬化层深度和金相组织，根据对小试件的冷处理试验结果，进一步采用三种工艺方案作渗碳淬火全工序流程的工艺试验比较，工艺方案的区别在于渗碳后是否进行球化退火与冷处理前是否回火。

1.3 试验用冷处理设备

试验过程中，试件的冷处理采用专用深冷箱设备，设备尺寸1200 mm×1200 mm×2200 mm，冷处理介质为液氮，冷处理温度可在设备工作温度即常温至-196℃范围内任意设定，设备能实现温度段的自动控制。

2 试验结果与分析

2.1 ∅30 mm试件工艺试验

将∅30 mm×200 mm的试样(标记A)随产品件一批渗碳淬火，并对试样分别进行不同低温(-60℃、-110℃、-196℃)处理，热处理工艺方案见表2。不同工艺方案处理后的金相组织见图1，心部性能检测结果见表3，其中冲击吸收能量值为每组的平均值，渗碳层表面硬度和硬化层深度检测结果见表4。

表2 ∅30 mm试件工艺方案Table 2 Process plan of ∅30 mm test piece

图1 ∅30 mm试件不同工艺方案处理后的渗碳层金相组织Figure 1 Microstructure of carburizing layer of ∅30 mm test piece treated by different process plans

表3 ∅30 mm试件心部性能检验结果Table 3 Core performance test results of ∅30 mm test piece

表4 ∅30 mm试件不同工艺方案处理后渗碳层的表面硬度和硬化层深度Table 4 Surface hardness of carburizing layer and depth of hardening layer of ∅30 mm test piece treated by different process plans

从图1中试件在常温和不同冷处理温度下的金相组织比较可见，常规渗碳淬火后，表层渗碳层金相组织中有大量残余奥氏体，而经-60℃和-110℃的冷处理以及-196℃的深冷处理后，残余奥氏体发生了不同程度的马氏体转变，并析出不同量的弥散碳化物，其中经-110℃冷处理后组织明显细化，而经-196℃深冷处理后可见细小并增多的碳化物颗粒[2-3]。

从表3可以看到，经冷处理后，心部强度发生了降低，而冲击吸收能量均得到了提高，其中-110℃的冷处理温度下，冲击吸收能量最高，而断后伸长率和断面收缩率受冷处理影响的变化幅度不大。从表4可见，未冷处理前，试件表面硬度仅54～56HRC，经冷处理后表面硬度均有提高，其中经-110℃冷处理和-196℃深冷处理后表面硬度均达到60HRC以上，表面硬度的提高与残余奥氏体发生分解产生马氏体有着直接关系。从表层渗碳层硬化层深度比较可见：同炉渗碳处理的试件，经冷处理后的硬化层深度比未经冷处理的可提高约0.2～0.35 mm的层深。

从∅30 mm试件不同工艺方案下的力学性能、金相组织和硬度的比较情况可以看出，采用-110℃和-196℃温度下进行处理均可满足渗碳淬火要求，但采用-196℃的深冷温度，生产成本更高，因此选用“渗碳+淬火+回火+冷处理(-110℃)+回火”的工艺方法更优。

2.2 ∅50 mm试件工艺试验

根据有关文献资料，回火工艺顺序及回火次数对冷处理效果也有一定的影响[4]，因此，将∅50 mm×200 mm的试样(标记B)随产品件一批渗碳淬火，对试件B进行不同热处理工艺方案但冷处理温度相同(-110℃)的工艺试验，见表5。不同工艺方案处理后的心部性能检测结果见表6。

表5 ∅50 mm试件工艺方案Table 5 Process plan of ∅50 mm test piece

表6 ∅50 mm试件芯部性能检验结果Table 6 Core performance test results of ∅50 mm test piece

从性能结果比较可见：在相同的-110℃冷处理温度下，冷处理前不回火的强度值比经过回火的强度值高，但断后伸长率和断面收缩率略低，冲击吸收能量没有明显差异，而经过两次冷处理+回火后，冲击吸收能量大幅降低。根据十字轴的使用工况，并结合上述心部性能检测结果，验证了试件经-110℃冷处理后，心部性能仍能够满足设计性能要求，且回火后冷处理能使表层渗碳层硬度较低的奥氏体变为较硬的、更稳定的、耐磨性和抗热性更高的马氏体[4]，经优选采用“渗碳+淬火+回火+冷处理(-110℃)+回火”的工艺方法，且采用一次冷处理即可。

2.3 对∅100、∅200和∅300mm大试件采用三种工艺方法的试验比较

为进一步验证大截面产品件在不同工艺方法下和同一冷处理条件下的渗碳层有效硬化层深度和金相组织区别，将与十字轴工件等效截面的三种大截面试件∅100 mm×400 mm的试样(标记C)、∅200 mm×400 mm的试样(标记D)和∅300 mm×400 mm的试样(标记E)各三件分别进行渗碳淬火全工艺流程试验，渗碳层的层深要求：4.6 mm+1.5 mm，表面硬度要求58～62HRC，金相组织要求表层碳化物，马氏体和残余奥氏体均≤2级，具体工艺流程按表7三种工艺方法执行，其热处理工艺曲线如图2所示。按三种工艺方法处理后的金相组织如图3所示，表层渗碳层显微硬度和硬化层深度检测结果见表8。

图3 大截面试件经不同工艺方法处理后的金相组织比较(500×)Figure 3 Comparison of microstructure of large sectionspecimens treated by different process methods (500×)

表7 大截面试件的三种试验方案Table 7 Three test schemes for large section specimens

表8 大截面试件经不同工艺方法处理后的表层渗碳层显微硬度和硬化层深度Table 8 The microhardness of surface carburizing layer and the depth of hardening layer of large section specimens treated by different process methods

从图3可见，对于不同直径的大截面试件的试样进行横向比较，即比较同一截面直径不同工艺方法的检测结果，工艺方法3(试样C3、D3、E3)渗碳后经过球化退火处理，同时深冷前进行了回火，检测渗碳层金相组织整体最优，工艺方法1(深冷前未回火的试样C1、D1、E1)的组织次之，工艺方法2(未球化退火的试样C2、D2、E2)的组织略差。对于标记为C的∅100 mm×400 mm的试样，C1和C3差异不明显，而C2则略差。对标记为D和E的更大截面试件，D3的金相组织明显优于D2，因D3的马氏体针更细小没有呈现出位向性，D2的马氏体针具有明显的位向性，D3比D2从马氏体中析出更细小弥散的碳化物，形成弥散强化；同理，E3亦优于E2，但经冷处理后，总体均能达到技术要求。对所取试样进行纵向比较，即对同一工艺方法的不同截面试样进行比较，试样截面尺寸越小，组织越好，图3中编号为C的∅100 mm试样渗碳层金相组织总体优于编号为D和E的试样，其中C3最优。

从表8中渗碳层硬化层深度可见，经-110℃冷处理后，各试样的表面硬度均得到了显著提高，表层最高硬度均达到了690HV以上。比较硬化层深度测试结果可以看出：不同工艺方法下的不同截面尺寸对硬化层深度影响不大，试样硬化层深度为4.79～5.04 mm，在允许的偏差范围内。

综上可见，十字轴渗碳淬火工序，最优的热处理工艺顺序为：渗碳+球化退火+淬火+回火+冷处理(-110℃)+回火，工艺曲线示意图如图2(c)所示。