一種薄壁滑套的熱處理變形控制

劉建儒，王戰(zhàn)清，馬 錄

(陜西法士特汽車傳動(dòng)集團(tuán)公司，陜西 寶雞 722409)

滑套是保證變速箱更換檔位時(shí)傳輸扭矩并變換轉(zhuǎn)速的重要部件，其特點(diǎn)是壁薄、易變形[1]。滑套的服役條件要求其具有較高的心部強(qiáng)韌性和高的表面耐磨性，因而在加工制造過(guò)程中，通常采用滲碳淬火的強(qiáng)化手段來(lái)獲取表面和心部不同的性能要求[2]。由于滑套徑向尺寸較大，壁厚相對(duì)較薄，在滲碳淬火過(guò)程中不可避免地產(chǎn)生較大畸變，給熱處理生產(chǎn)帶來(lái)難度。

滑套熱處理變形是一個(gè)十分復(fù)雜的問(wèn)題，涉及多種影響因素，比如鋼的化學(xué)成分和淬透性、零件幾何形狀、預(yù)備熱處理后鋼的組織、機(jī)械加工殘余應(yīng)力、裝爐方式、升溫速度、淬火溫度和淬火介質(zhì)等[3-4]。除了影響因素較多之外，滑套熱處理變形也是一項(xiàng)跨越多學(xué)科、涉及多工序、多個(gè)生產(chǎn)部門、經(jīng)濟(jì)代價(jià)較高的復(fù)雜工程。

圖1為某公司某薄壁滑套示意圖，此滑套外花鍵大徑φ91 mm，模數(shù)4，齒數(shù)22，滑套寬39.7 mm，最薄處壁厚僅為4.7 mm，且內(nèi)花鍵缺兩齒，為非對(duì)稱結(jié)構(gòu)。具體的加工路線為：鍛造→正火→粗車→拉花鍵(內(nèi)花鍵)→精車→滾齒(外花鍵)→高溫滲碳淬火→低溫回火→拋丸→內(nèi)花鍵磨棱→終檢。

圖1 滑套零件示意圖Fig.1 Schematic diagram of the sliding sleeve part

熱處理技術(shù)要求為：1/2花鍵高處硬化層深為0.84～1.34 mm，花鍵根部硬化層深≥0.42 mm，表面硬度為58～63 HRC，心部無(wú)塊狀鐵素體，滲碳層組織1～5級(jí)，晶間氧化≤0.02 mm。由于零件結(jié)構(gòu)為非對(duì)稱，且為薄壁件，熱處理后容易發(fā)生橢圓變形。熱處理后圖紙技術(shù)要求：外花鍵跨球距M=102.05±0.08 mm，橢圓度△M≤0.13。本文對(duì)該滑套進(jìn)行試驗(yàn)，分析淬火油品及攪拌速度對(duì)滑套變形的影響。

1 試驗(yàn)準(zhǔn)備與過(guò)程

1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

滑套材料為某公司某標(biāo)準(zhǔn)中8620RH，標(biāo)準(zhǔn)要求其主要化學(xué)成分含量如表1所示，材料的原始組織為F+P。試驗(yàn)使用愛(ài)協(xié)林VKES4/2多用爐進(jìn)行滲碳淬火，淬火油槽為7.5 m3，淬火油為好富頓G油(70 ℃)及MT355S熱油(110 ℃)，使用VEKTE4/2清洗機(jī)進(jìn)行清洗，在VKHLE4/2低溫回火爐中進(jìn)行回火。

表1 8620RH材料主要化學(xué)成分含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 The main chemical composition content of 8620RH material(mass fraction,%)

1.2 試驗(yàn)過(guò)程

本文通過(guò)調(diào)整淬火油攪拌電機(jī)的攪拌速度控制淬火油流動(dòng)狀態(tài)，研究不同淬火油和攪拌速度對(duì)滑套橢圓度的影響。將試驗(yàn)分為三組，每組各20件，考慮到該零件易變形，在裝爐時(shí)采用了平放的方式，經(jīng)高溫滲碳后進(jìn)行油淬。按照冷卻速度即淬火烈度從高到低的順序，將試驗(yàn)分為三組：G油+1440 rpm攪拌、MT355S油+1440 rpm攪拌和MT355S油+720 rpm攪拌，清洗后再進(jìn)行180 ℃×3 h回火處理。滲碳淬火的熱處理工藝見圖2。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果

不同淬火油和攪拌速度下滑套零件的硬化層深、心部硬度和金相組織檢測(cè)結(jié)果見表2。第一組試驗(yàn)(G油+1440 rpm)的硬化層深最大，心部硬度最高。第三組試驗(yàn)(MT355S+720 rpm)的硬化層深最小，心部硬度最低。由表2可知：隨著淬火油由G油改為MT355S熱油，攪拌速度逐漸降低，冷卻速度逐漸降低，滑套零件的硬化層深和心部硬度也逐漸減小。

圖2 滑套的熱處理工藝Fig.2 Heat treatment process of the sliding sleeve

表2 三種淬火狀態(tài)檢測(cè)結(jié)果Table 2 Test results of three quenched

圖3為淬火油冷卻曲線示意圖，淬火油的冷卻可分為三個(gè)冷卻階段[5]：

第一階段為蒸汽膜階段，即沸騰階段，從淬火溫度到A特性溫度。在此階段，工件周圍形成蒸汽膜，蒸汽膜輻射和傳導(dǎo)熱量，冷卻速度很低。提高攪拌速度，能夠加快蒸汽膜的破壞，使零件盡快進(jìn)入沸騰階段。

第二階段為沸騰階段，從A特性溫度到B對(duì)流開始溫度。蒸汽膜破裂，淬火油與零件接觸。在此階段冷卻效果最好，可以達(dá)到最大冷卻速度。生產(chǎn)中要求最大冷速大于淬火零件材質(zhì)獲得馬氏體的最小臨界冷速。有資料表明提高淬火介質(zhì)流動(dòng)性可提高淬火介質(zhì)的最大冷卻速度[6-7]。

第三階段為對(duì)流階段，即無(wú)沸騰階段。從對(duì)流開始溫度B到冷卻結(jié)束。此階段是冷卻最慢的階段，主要依靠液體中熱傳導(dǎo)與對(duì)流熱傳遞。對(duì)于厚大零件，由于內(nèi)部熱量不易散出，零件表層冷到馬氏體轉(zhuǎn)變溫度Ms后，淬火油的冷速減慢，則內(nèi)層的熱量傳出速率較慢，內(nèi)層獲得的冷速較小，導(dǎo)致硬化層深較淺。提高攪拌速率可以有效提高淬火油對(duì)流熱傳遞，增大零件內(nèi)層熱量的散出，從而降低內(nèi)應(yīng)力。

G油+1440 rpm冷卻速度最快，心部更容易獲得馬氏體和高的有效硬化層深。隨著冷卻速度的降低，硬化層深逐漸減小，心部硬度也逐漸降低。

圖3 淬火油冷卻曲線示意圖[8]Fig.3 Schematic diagram of quenching oil cooling curve[8]

2.2 變形指標(biāo)

在淬火過(guò)程中，滑套的內(nèi)應(yīng)力分為熱應(yīng)力和組織應(yīng)力[9-10]。熱應(yīng)力是滑套由高溫到低溫，由膨脹狀態(tài)迅速冷卻到冷縮狀態(tài)時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力。組織應(yīng)力是奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體引起的比容變化以及組織轉(zhuǎn)變的不等時(shí)性產(chǎn)生的應(yīng)力。這兩種內(nèi)應(yīng)力疊加大于滑套的彈性極限時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生變形。

通常情況下，滲碳淬火后零件會(huì)整體膨脹，出現(xiàn)外圓外擴(kuò)、內(nèi)孔內(nèi)縮現(xiàn)象。但此滑套零件為非對(duì)稱結(jié)構(gòu)，由于缺齒部位結(jié)構(gòu)缺失，應(yīng)力分布不均勻，缺齒位置處熱處理后尺寸變大，垂直缺齒位置處熱處理后尺寸變小。

圖4為三種淬火狀態(tài)下外花鍵橢圓度分布圖。由圖4可知，隨著淬火速度的降低，橢圓度超差零件的比例隨之降低。淬火條件MT355S油+720 rpm下，零件合格率達(dá)到100%。

表3為三種淬火狀態(tài)下外花鍵跨球距檢測(cè)結(jié)果。由表3可知，三種淬火條件下，外花鍵跨球距變動(dòng)量△M差別很大，G油+1440 rpm淬火條件下△M平均值最大，為0.1525，合格率僅為25%。隨淬火冷卻速度的降低，△M平均值降低。MT355S油+720 rpm淬火條件下△M平均值最小，為0.0905，合格率達(dá)到100%。

圖4 三種淬火狀態(tài)下外花鍵橢圓度分布圖Fig.4 The ovality distribution diagram of the external spline in three quenched

表3 三種淬火狀態(tài)外花鍵跨球距檢測(cè)結(jié)果Table 3 Test results of external spline spanning ball distance in three quenched

3 結(jié)論

1)G油+1440 rpm淬火條件下，冷卻速度最快，心部更容易獲得馬氏體和高的有效硬化層深。隨著冷卻速度降低，硬化層深逐漸減小，心部硬度也逐漸降低。2)滑套零件熱處理后的變形規(guī)律：缺齒位置尺寸變大，垂直缺齒位置尺寸變小。隨著淬火冷卻速度的降低，滑套零件的橢圓變形情況明顯改善，合格率從25%提升至100%。3)通過(guò)工藝試驗(yàn)，確定了MT355S油+720 rpm的淬火冷卻方案，該滑套零件的橢圓變形得到有效控制，滿足了產(chǎn)品技術(shù)要求。