18CrNiMo7-6钢重载内齿轮渗碳淬火工艺

2022-11-29刘进德马春亮

金属热处理 2022年11期

刘进德，米佩，马春亮

(宁夏天地奔牛实业集团有限公司，宁夏石嘴山 753001)

18CrNiMo7-6钢因具有高的抗弯强度、接触疲劳强度、高的硬度和耐磨性，同时心部具有高的硬度和韧性等优点，目前被大量应用于重载齿轮的设计中[1]。因18CrNiMo7-6钢的淬透性较高，在渗碳淬火后会产生很严重的畸变[2]，需要在后续的加工中通过增大磨削量来修正畸变，从而造成生产成本增加[3]。减速器重载内齿轮，在使用过程中需要承受高强度的交变载荷和冲击载荷，为满足使用要求，材料选择18CrNiMo7-6钢，热处理要求进行渗碳淬火处理。重载内齿轮在结构上属于薄壁零件，再加上18CrNiMo7-6钢渗碳淬火后畸变大，在实际生产中，容易出现磨齿后公法线尺寸不符合图纸要求，造成工件报废。为解决重载内齿轮畸变超差问题，对影响内齿轮畸变的因素及控制方法进行了研究，通过渗碳前增加去应力退火工序，增加渗碳时控速升温及阶段保温，降低渗碳温度及冷却强度等方式，减小了重载内齿轮渗碳淬火后的畸变，保证了内齿轮的产品质量。

1 试验材料及方法

1.1 内齿轮技术要求及成分

图1为内齿轮结构示意图，材料为18CrNiMo7-6钢，轮齿模数为m=7 mm，齿数Z=103，齿形角为20°，要求采用渗碳淬火，渗层深度为1.4～1.8 mm，齿部硬度58～62 HRC，渗碳淬火后组织符合JB/T 6141.3—1992《重载齿轮渗碳金相检验》要求。

图1 内齿轮结构简图Fig.1 Schematic diagram of the internal gear

本文中化学成分分析采用GB/T 223《钢铁及合金化学分析方法》，硬度检测采用TH301洛氏硬度计，加载载荷为98 N，加载时间为15 s，采用DMI3000M光学显微镜分析显微组织，组织评级执行JB/T 6141.3—1992。

内齿轮用18CrNiMo7-6钢的化学成分为0.17C、0.81Mn、0.21Si、0.15S、0.15P、1.71Cr、1.67Ni、0.28Mo。

1.2 影响渗碳淬火畸变的因素及改进方法

1) 加工残余应力的影响。内齿轮在渗碳前，齿部采用插齿成形技术，齿部、外圆及内孔经插齿后，存在较大的加工残余应力，为减少畸变，可在内齿轮成形后进行一次或多次去应力退火工序，从而减小渗碳前内齿轮的加工残余应力，降低畸变的概率[4]。试验中，在渗碳前增加去应力退火工序，一般去应力退火温度选择500～550 ℃[5]，为了避免退火时产生的氧化皮影响后续渗碳效果，试验中去应力退火温度设定为500 ℃，具体工艺流程见图2。

图2 去应力退火工艺曲线Fig.2 Stress relief annealing process curve

2) 内应力的影响。在内齿轮渗碳淬火过程中，由于内齿轮径宽比较大，工件的抗畸变能力差。工件的畸变均由淬火时工件内部产生的内应力所造成，内应力又分为热应力与组织应力。可以通过降低加热速度，缩小工件内外温差的方法来减小热应力的产生，同时为了降低组织应力，可采用降低淬火冷却强度的方法来减少畸变[6]。试验中，为减小热应力，采用控速升温阶段保温工艺方法，工件在加热过程中控制升温速度为200 ℃/h，升温至800 ℃保温1 h后再加热至渗碳温度。另外，为了降低淬火冷却强度，在冷却过程中，提高淬火油的温度至70 ℃(常规工艺油温为60 ℃)，缩小工件与淬火油的温度差，同时增加淬火油的流动性，有利于减小热应力，使工件均匀冷却，进而减小内齿轮淬火过程中的畸变[7]。在冷却时，精确计算冷却时间，确保工件齿部淬火后返热温度控制在100～120 ℃。

18CrNiMo7-6钢渗碳淬火工艺有渗碳直接淬火和渗碳+高温回火+淬火两种工艺方法[8]，理论上，渗碳直接淬火工艺畸变相对小，且生产周期短，效率高，在生产中通常采用渗碳直接淬火的工艺方法。渗碳温度设置一般在920～1050 ℃之间均可[9]，但降低渗碳温度有利于减小工件的热应力，而降低渗碳温度，同时也加长了渗碳的时间，时间越长畸变也越大，考虑到设备能力及工艺条件，试验选择渗碳温度为930 ℃。在淬火温度的选择上，为减少畸变，淬火温度由840 ℃降低到800 ℃，可以在一定程度上减小由于热应力引起的内齿轮畸变[10]，渗碳淬火工艺改进前后的曲线见图3。

图3 改进前(a)、后(b)渗碳淬火工艺曲线Fig.3 Carburizing and quenching process curves before(a) and after(b) improvement

3) 工件形状对畸变的影响。内齿轮只要求对齿部进行渗碳淬火处理，考虑到工件的结构特点(端面部位有22个螺纹孔)，畸变无法保证内齿轮上螺纹孔及其余尺寸的精度要求，在工艺流程上，渗碳前只有内孔齿部位加工至图纸尺寸，齿部位留一定的加工余量用于后续磨齿，其余端面及外圆刷防渗碳涂料，便于后续加工。

1.3 试验方法

试验中渗碳淬火工序采用可控气氛箱式多用炉，去应力退火工序采用箱式电阻炉。共试验3种方案，方案1为改进前工艺，渗碳淬火工艺曲线见图3(a)，试样标记为1号；方案2为改进后工艺，渗碳淬火工艺曲线见图3(b)，试样标记为2号；方案3采用去应力退火工艺+ 改进后渗碳淬火工艺，去应力退火工艺见图2，试样标记为3号；3种方案中，设定的渗层均为2.1 mm。

为对比处理前后畸变情况，对3种方案处理后的内齿轮跨棒距尺寸进行检测，对1、2、3号内齿轮试验件进行渗碳淬火前、渗碳淬火后跨棒距尺寸检测，其中3号试样增加了去应力退火后的跨棒距尺寸检测。为确保磨齿后内齿轮最终尺寸、表面硬度及渗层深度满足技术要求，在试验过程中，需对随炉试块显微组织、有效硬化层硬度梯度进行检测。根据内齿轮跨棒距尺寸的变化、显微组织及有效硬化层深度结果，对比分析3种工艺对内齿轮畸变的影响。

2 试验结果与分析

2.1 显微组织分析

对1、2、3号随炉试块采用体积分数为4%的硝酸酒精溶液腐蚀后进行显微组织分析，结果见表1，显微组织见图4。从结果来看，显微组织区别不大，均满足JB/T 6141.3—1992要求。

表1 不同试样的显微组织检验结果

2.2 显微硬度梯度分析

图5为1、2、3号随炉试块的显微硬度梯度结果，1号试块渗层深度为2.0 mm，距表面0.4 mm处硬度为661 HV10，渗碳后实际渗层满足技术要求；2号试块渗层深度为2.2～2.4 mm，距表面0.4 mm处硬度为668 HV10；3号试块渗层深度为2.2 mm，距表面0.4 mm处硬度为672 HV10，在后续磨齿过程中，表面单侧磨削量不超过0.4 mm时，工件齿面硬度能够达到技术要求58 HRC。对比1号和2号试块渗层深度，说明渗碳淬火工艺改进后工件实际渗层深度高于理论渗层深度，主要原因是在800 ℃均温期间，炉内已经开始进行渗碳处理，所以渗层深度相对较深，对比2号和3号试块渗层深度，说明增加去应力退火后，工件齿部产生较薄氧化皮，在后续渗碳过程中，有可能影响渗碳速度和深度。

图4 不同试样的显微组织(a～c)表层;(d～f)心部;(a,d)1号;(b,e)2号;(c,f)3号Fig.4 Microstructure of different specimens(a-c) surface layer; (d-f) core; (a,d) No.1; (b,e) No.2; (c,f) No.3

图5 试块显微硬度梯度测定结果Fig.5 Results of microhardness gradient test of the specimens

2.3 畸变分析

对1、2、3号试验工件进行畸变检测，各抽检4组跨棒距数据，其中去应力退火畸变=渗碳前尺寸-去应力退火后尺寸，渗碳后畸变=渗碳前尺寸-渗碳后尺寸，跨棒距磨削量=(711.65-渗碳后跨棒距尺寸)，检测结果见表2。

表2 采用不同工艺处理后内齿轮畸变数据

1号试验工件采用常规渗碳淬火工艺，齿部跨棒距尺寸畸变最大，且畸变无规律，工件呈椭圆状，在实际磨削至图纸尺寸后，单侧磨削量最大为0.55 mm，结合前文试块显微硬度梯度结果，齿部磨削至0.55 mm后齿部表面硬度可能低于技术要求58 HRC。

2号试验工件采用改进后渗碳淬火工艺，但未进行去应力退火，畸变趋势为内孔缩小，畸变量在 0.62～0.73 mm之间，齿部磨削至图纸尺寸后，单侧的磨削量为0.4 mm，磨齿后工件表面硬度及淬硬层深度均满足技术要求。对照1号和2号工件的畸变数据，说明通过增加阶段升温、降低淬火温度及减少冷却强度能够减少工件的畸变，且畸变规律明显，便于后续预留加工余量。

3号试验工件畸变最小，去应力退火后，畸变趋势为整体内孔缩小，畸变量在0.09～0.24 mm之间，渗碳处理后畸变的趋势还是内孔缩小，最终畸变量在0.30～0.47 mm之间，齿部磨削至图纸尺寸后，单侧的磨削量为0.36 mm，磨齿后工件表面硬度及淬硬层深度均满足要求。对照2号和3号工件的畸变数据，说明增加去应力退火工序，有利于减少在后续渗碳淬火过程中的畸变。

2.4 效率分析

对3种工艺方法所使用的工艺时间进行统计，1号工艺时间最短，为23 h，主要是渗碳时间，2号工艺时间为30 h，比1号工艺多7 h，增加时间主要为800 ℃控温升温多4 h，降温阶段多3 h，总共多7 h；3号试验件工艺时间最长，为45 h，其中去应力退火时间为15 h，渗碳时间同2号工艺。对比3种工艺，在兼顾产品质量和效率的情况下，建议采用2号工艺。