航空發(fā)動(dòng)機(jī)16Ni3CrMoE鋼制輸出軸的熱處理畸變控制

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(1. 中國(guó)航發(fā)南方工業(yè)有限公司， 湖南 株洲 412002； 2. 中國(guó)陸裝駐株洲地區(qū)航空軍事代表室， 湖南 株洲 412002；)

零件滲碳的目的是使表面保持高硬度、高耐磨性及高接觸疲勞強(qiáng)度和彎曲疲勞強(qiáng)度。某航空發(fā)動(dòng)機(jī)輸出軸材料為16Ni3CrMoE鋼。該材料是一種優(yōu)良的合金滲碳鋼，具有良好的淬透性、高的抗拉強(qiáng)度和高的塑韌性，主要用于表面硬度要求高、心部韌性要好、需具備良好綜合力學(xué)性能的滲碳件[1]。該零件經(jīng)滲碳淬火加低溫回火需要獲得最佳的表面硬化層，以提高接觸疲勞強(qiáng)度，并獲得良好的耐磨性和耐腐蝕性能，而心部又保持低碳鋼的強(qiáng)度和良好的韌性。按照輸出軸設(shè)計(jì)要求，需對(duì)兩個(gè)內(nèi)花鍵及外圓進(jìn)行滲碳處理，零件其余無(wú)需滲碳的面全部采用鍍銅保護(hù)，防止碳原子滲入零件表面。由于滲碳后零件表面和心部成分、組織不同，具有表面和心部不同的體積比和冷卻規(guī)律。因此，其熱處理畸變特點(diǎn)和規(guī)律不同于普通工件，畸變更加復(fù)雜。零件滲碳深度一般較淺，經(jīng)過(guò)滲碳后只允許進(jìn)行去除量較小的磨削加工，相對(duì)于普通工件，滲碳件畸變后校正也更加困難。所以前期熱處理畸變的預(yù)防就顯得極為重要。從工藝完善、過(guò)程優(yōu)化等方面控制滲碳件的畸變量是零件質(zhì)量控制關(guān)鍵措施。

本文針對(duì)輸出軸滲碳淬火后出現(xiàn)軸向長(zhǎng)度縮短、內(nèi)花鍵畸變的問(wèn)題，研究采用改變滲碳裝爐方式、降低滲碳冷卻速度以及靜油等溫淬火等措施，將零件的熱處理畸變控制在工藝要求的范圍內(nèi)，從而改善輸出軸的滲碳淬火質(zhì)量。

1 問(wèn)題概述

1.1 問(wèn)題定位

輸出軸在滲碳淬火工序結(jié)束后測(cè)量零件各尺寸，常因超差嚴(yán)重而導(dǎo)致零件報(bào)廢，零件報(bào)廢將嚴(yán)重影響發(fā)動(dòng)機(jī)的交付。因此，亟需對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行梳理并提出改進(jìn)措施。

分析零件在滲碳淬火工序的畸變問(wèn)題。首先將輸出軸標(biāo)記，其中輸出軸總長(zhǎng)度為H=(216.8±0.2) mm，通過(guò)測(cè)量零件在滲碳淬火各工步及各部位尺寸，表1為統(tǒng)計(jì)的9件輸出軸零件在滲碳淬火前后的尺寸變化及花鍵情況。通過(guò)表1的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)可知，輸出軸畸變趨勢(shì)為整體長(zhǎng)度縮短、中端及大端兩段內(nèi)花鍵畸變嚴(yán)重。

表1 輸出軸的軸向尺寸變化

1.2 工藝流程梳理

輸出軸總體工藝流程為棒料→粗加工→調(diào)質(zhì)→半精加工→滲碳淬火→精加工。該零件的滲碳熱處理工藝流程為真空滲碳→淬火→冷處理→回火→質(zhì)量檢驗(yàn)，詳細(xì)流程：① 先抽真空至≤10 Pa，然后升溫400～480 ℃保溫2～2.5 h，再升至(650±10) ℃保溫30～40 min，再升至(800±10) ℃保溫20～30 min，再升至(880±10) ℃保溫50～60 min，最后通乙炔自動(dòng)滲碳，碳勢(shì)保持為(1.0±0.1)%，滲碳結(jié)束將零件移入冷室通0.1 MPa氬氣進(jìn)行冷卻。② 溫度≤(650±10) ℃入爐，在(650±10) ℃保溫2～2.5 h，升至(825±10) ℃保溫2～2.5 h，然后垂直淬入(180±10) ℃攪拌油中保溫2～3 min，最后轉(zhuǎn)入常溫油槽中冷至室溫。③ 在≤-60 ℃ 保溫2～2.5 h，最后空冷。④ 在(160±10) ℃保溫2.5～3 h，空冷。⑤ 檢測(cè)要求心部硬度達(dá)到35～44 HRC，滲碳面硬度≥90 HR15N，滲碳層深度為0.3～0.45 mm

2 原因與分析

2.1 零件常見熱處理畸變的原因分類及分析

熱處理畸變的實(shí)質(zhì)是零件內(nèi)應(yīng)力的釋放，釋放的應(yīng)力大于材料的屈服強(qiáng)度，就會(huì)發(fā)生永久性的畸變[2]。造成零件畸變的原因主要有3類：① 零件尺寸差異和形狀突變引起的畸變；② 冷加工過(guò)程中應(yīng)力釋放情況不同引起的畸變；③ 熱加工應(yīng)力導(dǎo)致的畸變，這類畸變是本文的研究重點(diǎn)。熱加工應(yīng)力的來(lái)源主要包括以下3種情況：① 加熱冷卻速度不同，形成的溫度梯度造成的熱應(yīng)力；② 表面與心部及不同截面區(qū)域之間的相變時(shí)間差異造成的組織應(yīng)力；③ 組織轉(zhuǎn)變的不均勻或不等時(shí)產(chǎn)生的附加應(yīng)力[3]。

計(jì)量零件熱處理畸變的情況可得出，滲碳工步后零件各個(gè)尺寸都有縮短，花鍵扭曲畸變，畸變情況遵循熱脹冷縮的熱畸變規(guī)律，說(shuō)明滲碳結(jié)束后在冷卻過(guò)程的零件熱應(yīng)力大，易造成零件收縮。輸出軸零件使用的16Ni3CrMoE鋼是一種優(yōu)良的合金滲碳鋼，它具有較大的熱導(dǎo)率，零件高溫滲碳時(shí)材料組織轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，此時(shí)為材料的高塑性狀態(tài)，零件即使是通氬氣冷卻，冷速也較大，易引起零件收縮。零件中花鍵經(jīng)滲碳引起的畸變熱應(yīng)力起決定性作用，因此需重點(diǎn)控制滲碳工步的冷卻速度。

經(jīng)滲碳淬火的零件由于沿截面存在表面和心部的成分和組織各不相同，具有不同的體積比和奧氏體連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線。因此，淬火時(shí)的相變規(guī)律與普通淬火不同，材料含碳量由滲層表面到內(nèi)層逐漸降低，相應(yīng)的馬氏體相變溫度Ms點(diǎn)則逐漸升高，導(dǎo)致馬氏體相變開始往往不是從表面而是從滲層下某一部位首先開始，待表層溫度降到外層的Ms點(diǎn)以下發(fā)生馬氏體相變時(shí)，內(nèi)層馬氏體相變已經(jīng)發(fā)生，導(dǎo)致伴隨外層高碳馬氏體相變的體積膨脹由于受到內(nèi)層的阻礙，于是表層產(chǎn)生了很大的壓應(yīng)力，心部則為拉應(yīng)力。加熱與冷卻過(guò)程的不均勻也使熱應(yīng)力分布差異較大。在零件淬火過(guò)程中，由于冷卻的不均勻、冷速過(guò)快、成分的變化以及截面尺寸的突變都會(huì)使這些應(yīng)力的分布發(fā)生劇烈變化，這些因素都增大了零件滲碳淬火畸變的趨勢(shì)。

2.2 輸出軸熱處理畸變的原因與分析

輸出軸各個(gè)部位薄厚不一致，截面差異大。不同尺寸部位的熱處理畸變也存在不同的變化趨勢(shì)，薄厚不均、有效厚度差異過(guò)大極易造成零件的加熱和冷卻不均勻，從而加大零件的淬火畸變[4]；同時(shí)輸出軸要求局部滲碳以及滲層與心部成分組織差異，又使熱應(yīng)力及組織應(yīng)力的變化及影響更加復(fù)雜化[5]。從零件裝爐方式看，滲碳裝爐時(shí)零件直接擺放在料框中，并且大端朝下，這種裝爐方式存在兩個(gè)問(wèn)題：冷卻時(shí)小端快，大端慢，冷卻不均勻；料框底部不平整，零件擺放不平穩(wěn)易導(dǎo)致畸變。從加工過(guò)程看，零件滲碳淬火均采用了分階段升溫，降低升溫速率，有效保證了溫度的一致性，縮小溫度差，因此滲碳淬火時(shí)的加熱對(duì)零件的畸變影響不大[6]。滲碳冷卻為氬氣冷卻，冷速較快，零件各部分壁厚不均勻，容易導(dǎo)致冷卻不均勻、溫差大。淬火冷卻時(shí)，由于等溫油槽開啟攪拌裝置，油的循環(huán)幅度較大，油的不規(guī)則流動(dòng)會(huì)使零件在冷卻時(shí)受到不均勻的外力，作用于零件上的應(yīng)力將更復(fù)雜。此外，零件的整體加工流程中，滲碳前經(jīng)過(guò)機(jī)加工車間拉齒，沒有消除應(yīng)力使得機(jī)加工造成的殘余應(yīng)力在滲碳前沒有得到有效釋放，會(huì)加重零件在熱處理過(guò)程中的畸變[7]。

從上述分析得出，輸出軸零件的畸變因素主要為滲碳裝爐方式、滲碳冷卻方式、淬火冷卻方式、滲碳前的殘余應(yīng)力等。

3 改進(jìn)的工藝方案

根據(jù)上述分析情況，提高熱加工均勻性、降低熱應(yīng)力和提前釋放機(jī)加應(yīng)力是減少熱處理畸變的主要控制措施，主要從滲碳裝爐、滲后冷卻方式、淬火冷卻方式、增加穩(wěn)定處理工序等4個(gè)方面進(jìn)行考慮和改進(jìn)。

3.1 滲碳裝爐

輸出軸零件改進(jìn)裝爐方式前是直接立放在料架上，如圖1所示，灰色部位為待滲表面，紅橙色部位為鍍銅表面，銅層起到阻止碳原子滲入的作用，料架為網(wǎng)格狀，且部分網(wǎng)格老化破損，料架整體凹凸不平，無(wú)法提供水平支撐。對(duì)于基本無(wú)余量的滲碳零件而言，肯定會(huì)加大零件的畸變。且零件直立，大端貼近工裝料架、爐底板等蓄含熱量的零件，加熱時(shí)大端受工裝影響更慢，冷卻時(shí)大端亦更慢。零件整體升溫及降溫速率均不均勻，易導(dǎo)致畸變。

圖1 舊的裝爐方式Fig.1 The old loading mode

圖2 新的裝爐方式(a)和夾具圖(b)Fig.2 New loading mode(a) and fixture image(b)

針對(duì)舊裝爐方式的弊端，對(duì)輸出軸零件裝爐方式進(jìn)行兩點(diǎn)改進(jìn)：① 設(shè)計(jì)專用滲碳裝爐工裝(料架和卡座，見圖2)，料架直接放置于爐底板上，卡座置于料架的網(wǎng)格上，零件置于卡座上卡住以確保零件保持垂直放置，消除重力對(duì)零件畸變的影響；② 將零件小端朝下放置，在加熱時(shí)，零件底部工裝可以延緩小端升溫速率，使得零件整體溫差降低，從而獲得更加均勻的升溫效果。冷卻時(shí)處于高溫階段的工裝內(nèi)部積蓄的熱量在冷卻時(shí)散發(fā)，又剛好對(duì)零件小端進(jìn)行熱補(bǔ)償，延緩小端頭的冷卻，平衡大小兩端頭的冷卻速率，以此獲得更加均勻的冷卻效果。

3.2 滲碳冷卻

滲碳完成后直接通氬氣冷卻，零件獲得的冷速較快，同時(shí)各部分壁厚不均勻?qū)е铝慵鋮s不均勻、溫差大。將滲碳冷卻方式改進(jìn)，由高溫階段直接氬氣冷卻改為先爐冷至≤300 ℃后轉(zhuǎn)入冷室，再通氬氣冷至室溫出爐。降低滲碳后冷卻速度，極大地降低了熱加工應(yīng)力，減少應(yīng)力對(duì)畸變的復(fù)雜影響。

3.3 淬火冷卻

淬火結(jié)束后進(jìn)入等溫油槽中冷卻。由于油溫高達(dá)180 ℃，粘度小，流動(dòng)性大，冷卻能力也強(qiáng)，所以增加攪拌裝置大幅度攪動(dòng)對(duì)冷卻能力并無(wú)太多影響，反而由于油液的無(wú)規(guī)律流動(dòng)，無(wú)法提供可靠的冷卻能力，易引起零件各個(gè)部位的冷卻不均勻，從而增大淬火冷卻階段的畸變，故在輸出軸等溫淬火時(shí)關(guān)閉淬火油攪拌裝置，零件沿豎直方向均勻移動(dòng)即可。采用該方案后發(fā)現(xiàn)，零件表面及心部硬度與打開攪拌裝置并無(wú)明顯變化。

3.4 消除機(jī)加工應(yīng)力

零件經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后，有兩道數(shù)控車床加工工序，對(duì)零件加工量比較大，這兩道工序加工完成后零件已基本加工成形，考慮到這兩道機(jī)加工會(huì)給零件帶來(lái)較大的內(nèi)應(yīng)力，故在滲碳前增加穩(wěn)定化處理工序，先消除加工應(yīng)力，穩(wěn)定零件尺寸，以減少滲碳工序的畸變。穩(wěn)定化處理的具體工藝參數(shù)為(400±5) ℃真空爐中保溫2～2.5 h，通入≥0.1 MPa氬氣冷至≤100 ℃后出爐空冷。

3.5 試驗(yàn)結(jié)果

基于上述4項(xiàng)工序改進(jìn)后，選取兩件輸出軸零件進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，將零件小端定為A段，中端定為B段，大端定為C段，每端各定3點(diǎn)，每點(diǎn)測(cè)3次取其平均值，如圖3所示，測(cè)試結(jié)果見表2。

圖3 輸出軸分段標(biāo)記示意圖Fig.3 Schematic diagram of the output shaft with target section

由表2可知，數(shù)據(jù)顯示兩件平行輸出軸零件的軸向長(zhǎng)度縮短值大大減小，專用測(cè)量通規(guī)均能順利通過(guò)花鍵，滲層要求也同樣滿足工藝要求(滲層深度0.3～0.45 mm，心部硬度35～44 HRC，表面硬度≥90 HR15N)。

表2 工藝改進(jìn)后試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)兩件輸出軸零件各個(gè)部位的具體軸向和徑向尺寸分別進(jìn)行了測(cè)量，結(jié)果如表3所示。

由表3可知，滲碳后的各項(xiàng)尺寸的畸變值減少，零件畸變均在允許公差內(nèi)，說(shuō)明在滲碳淬火過(guò)程中采取的措施對(duì)控制零件畸變有較明顯的效果。通過(guò)分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，零件的軸長(zhǎng)在滲碳后有一定程度的減小，而淬火回火后又有增大的趨勢(shì)，但整個(gè)過(guò)程的畸變總趨勢(shì)是減小的。此外，徑向尺寸的畸變趨于向鼓筒狀轉(zhuǎn)化。

滲碳后緩冷使得零件心部處形成鐵素體和珠光體，零件軸長(zhǎng)一般沿主應(yīng)力方向收縮0.06%～0.14%[8]；而在淬火過(guò)程中，心部奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體和馬氏體或貝氏體，不論轉(zhuǎn)變?yōu)楹畏N組織，心部都因組織的體積增大而發(fā)生體積膨脹，因?yàn)閵W氏體為面心立方結(jié)構(gòu)，比體積小，馬氏體為體心立方結(jié)構(gòu)，比體積大，面心立方結(jié)構(gòu)的晶胞向體心立方結(jié)構(gòu)的晶胞轉(zhuǎn)變時(shí)，體積會(huì)增加[9]。理論上，零件在滲碳過(guò)程中軸向長(zhǎng)度縮短值應(yīng)在0.12～0.30 mm左右，試驗(yàn)中的軸向長(zhǎng)度縮短值為0.14 mm，與理論值基本相符，畸變量接近最小值，這主要是由于減緩了升溫和冷卻速度，保證了受熱冷卻的均勻性，減小了加熱及冷卻過(guò)程中的熱應(yīng)力的影響。

淬火時(shí)，采用靜油等溫冷卻，既保證了零件得到所需的組織和性能，同時(shí)畸變也得到了有效控制。由于油溫越高，運(yùn)動(dòng)粘度越大，冷速也相應(yīng)變大，在180 ℃等溫時(shí)，攪拌油冷改為靜油冷卻，基本不會(huì)改變油的冷卻速度，但同時(shí)卻消除了不規(guī)則流動(dòng)的淬火油對(duì)零件的作用，使淬火畸變控制在最小范圍內(nèi)。

同時(shí)得益于熱處理工藝調(diào)整后熱應(yīng)力減小的原因，花鍵畸變情況得到極大改善，花鍵經(jīng)過(guò)滲碳淬火后各部位的尺寸均合格，滲碳結(jié)束后花鍵跳動(dòng)值控制在0.012～0.015 mm，淬火后A、B花鍵跳動(dòng)最終控制在0.015～0.020 mm。綜上可知，采用上述工藝改進(jìn)措施可以有效預(yù)防輸出軸零件在滲碳淬火的畸變，可在批量生產(chǎn)中使用。

表3 零件各部位的尺寸統(tǒng)計(jì)(mm)

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)某航空發(fā)動(dòng)機(jī)輸出軸滲碳淬火畸變?cè)蚍治?，改進(jìn)了滲碳淬火工藝后，減小了滲碳淬火畸變對(duì)其尺寸精度的影響，使產(chǎn)品符合工藝要求，得出以下結(jié)論：

1) 針對(duì)形狀復(fù)雜、厚度或尺寸突變的零件，可通過(guò)整體加熱或冷卻均勻等方法較好控制熱處理畸變。

2) 在采用油液淬火冷卻時(shí)，可通過(guò)靜止冷卻來(lái)控制冷卻液不規(guī)則流動(dòng)來(lái)減小零件淬火畸變。

3) 滲碳淬火前需要進(jìn)行穩(wěn)定化處理，提前釋放機(jī)加工應(yīng)力可有效控制零件后續(xù)工藝的熱處理畸變。