翟定榮，周 海，史有森，張志沖，蘇 陽(yáng)，韓伯群

(1.江蘇豐東熱技術(shù)有限公司，江蘇 鹽城 224100； 2.鹽城工學(xué)院，江蘇 鹽城 224051)

江蘇豐東熱技術(shù)公司開(kāi)發(fā)的預(yù)抽真空可控氣氛滲碳爐(型號(hào)：BBH系列)具有良好的密封性和智能化優(yōu)勢(shì)，在加工深層滲碳工件時(shí)比其他類(lèi)型的爐型效率更高，并減少了碳排放[1]，近年來(lái)受到了廣泛關(guān)注。BBH具有前室預(yù)抽真空和爐內(nèi)驅(qū)動(dòng)兩方面的改進(jìn)，減少了工件與空氣的接觸，不僅生產(chǎn)安全性高且有效降低加工件的內(nèi)氧化程度[2-3]，在生產(chǎn)傳動(dòng)齒輪、軸承圈等領(lǐng)域廣泛應(yīng)用。而使用該爐型通過(guò)生產(chǎn)工藝改進(jìn)，以提高加工件的產(chǎn)品質(zhì)量、降低生產(chǎn)能耗和碳排放量相關(guān)的研究文獻(xiàn)比較少。工件在滲碳加工時(shí)，淬火前降溫段從935 ℃降至840 ℃左右淬火溫度約需要90 min，在此期間通常的工藝是通入平衡空氣來(lái)降低碳勢(shì)。由于BBH密封性比其他爐型好，降溫段溫度和碳勢(shì)下降較緩慢，觀(guān)察發(fā)現(xiàn)整個(gè)滲碳過(guò)程中該階段平衡空氣使用量是整個(gè)加工過(guò)程中最大的?？諝庵械难鯐?huì)造成工件的氧化，影響組織和性能。史有森等研究發(fā)現(xiàn)，淬火前降溫段對(duì)產(chǎn)品的質(zhì)量影響要比滲碳和擴(kuò)散都要大[4]。因此研究不同的降溫過(guò)程中的替代方案對(duì)質(zhì)量的影響有重大的意義。本文主要是通過(guò)在BBH加熱室內(nèi)設(shè)計(jì)不同的氮?dú)夂图状嫉呐浔龋Y(jié)合氮-甲醇?xì)夥諠B碳的優(yōu)點(diǎn)，探究20CrMo試樣在滲碳、擴(kuò)散后的淬火前降溫段中建立不同的氣氛的結(jié)果，旨在開(kāi)發(fā)在BBH中合理有益的滲碳工藝。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料選用淬透性較好的20CrMo鋼，從同一根棒材中切出4個(gè)尺寸大小為φ20 mm×80 mm的圓棒試樣，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。

表1 20CrMo鋼化學(xué)成份(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition of 20CrMo steel(mass fraction,%)

試驗(yàn)爐使用預(yù)抽真空式可控氣氛爐BBH-9090150，配料1800 kg，以甲醇為載氣、丙烷為富化氣進(jìn)行滲碳處理。熱處理工藝見(jiàn)圖1，將試樣加熱至935 ℃后均溫20 min；然后進(jìn)行滲碳處理，碳勢(shì)設(shè)定為1.2%，時(shí)間為200 min；再降溫至920 ℃，以0.95%的碳勢(shì)進(jìn)行擴(kuò)散，時(shí)間為260 min；進(jìn)一步降溫至840 ℃，以0.8%的碳勢(shì)進(jìn)行淬火，在降溫段做氣氛變換實(shí)驗(yàn)。

圖1 熱處理工藝曲線(xiàn)Fig.1 Heat treatment process curves

通入平衡空氣時(shí)，以氧探頭配合碳勢(shì)控制儀自動(dòng)控制輸入。關(guān)閉空氣后只通入甲醇和氮?dú)?，甲醇的爐內(nèi)裂解反應(yīng)式[5]為：

CH3OH=CO+2H2

(1)

CO=C+O

(2)

在降溫段使用氮?dú)庾鳛楸Ｗo(hù)氣體，減少了平衡空氣所帶來(lái)的氧氣及設(shè)備碳排放，此時(shí)爐內(nèi)氧分壓來(lái)自于甲醇的裂解氣體中的氧。甲醇的密度為791 mg/mL，按公式(1)可計(jì)算出每升甲醇裂解1.67 m3氣體，按此比例氣氛轉(zhuǎn)換時(shí)每減少1 mL甲醇則增加約1.67 L氮?dú)?，氣體流量經(jīng)計(jì)算后取四組整數(shù)數(shù)據(jù)，具體降溫段氣氛比例方案見(jiàn)表2。試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)爐壓表觀(guān)察以確認(rèn)每爐爐內(nèi)壓力相同。

試樣經(jīng)160 ℃×2 h回火熱處理后用砂紙打磨并拋光，采用MH-500D型硬度測(cè)試議測(cè)試試樣的硬度梯度，其中載荷砝碼為1 kg，加載時(shí)間為10 s。使用濃度為4%的硝酸酒精腐蝕后，采用Axio Imager M2m金相顯微鏡觀(guān)察試樣金相組織。

表2 降溫段氣氛配比方案Table 2 Atmosphere proportioning scheme during cooling section

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 內(nèi)氧化

試樣吸收了氣氛中的氧將導(dǎo)致其表面的淬透性損失，形成內(nèi)氧化。根據(jù)相關(guān)的研究表明，降低爐內(nèi)氣氛氧勢(shì)[6]和縮短滲碳保溫時(shí)長(zhǎng)[7]可以明顯減輕工件的內(nèi)氧化深度。這是由于在長(zhǎng)時(shí)間高溫滲碳過(guò)程中，爐內(nèi)氧分壓的提高加速氧與工件內(nèi)提高淬透性元素(如Cr、Mn等)結(jié)合，從而加重內(nèi)氧化。

圖2為降溫過(guò)程中不同氣氛配比下試樣的內(nèi)氧化層深。由圖2中可知，1#試驗(yàn)方案中通入空氣，試樣的內(nèi)氧化層深為6.52～17.72 μm；關(guān)閉空氣通入氮?dú)夂螅?～4#試樣的內(nèi)氧化層深分別為5.74～13.7、4.19～11.81和5.56～12.32 μm。內(nèi)氧化層深平均值的變化趨勢(shì)如圖3所示，可以看出3#試樣的內(nèi)氧化層深最小。

2.2 非馬氏體組織

輕微腐蝕后觀(guān)察不同氣氛配比試樣的非馬氏體組織形貌如圖4所示，1～4#試樣的非馬氏體組織層深分別為9.85～32.97、14.64～21.85、7.36～14.12和6.25～16.26 μm。試樣的非馬氏體組織層深平均值的變化趨勢(shì)如圖5所示。由此可見(jiàn)，爐內(nèi)的氧分壓減少有利于減小非馬氏體組織層深。分析認(rèn)為當(dāng)甲醇用量過(guò)小，爐內(nèi)可燃性氣氛減少至臨界點(diǎn)，導(dǎo)致在廢氣口處火焰燃燒不充分甚至熄滅，此時(shí)爐內(nèi)的氧元素不能及時(shí)燃燒排出，加劇了表面的氧化。非馬氏體組織由內(nèi)氧化的貧合金化元素導(dǎo)致而形成，包括表面脫碳形成的鐵素體、表層沿晶界形成的屈氏體和貝氏體等。使用了氮?dú)獗Ｗo(hù)降溫時(shí)，由于爐內(nèi)氧元素的減少使原本相連成片的非馬氏體組織變得分散且層深減小趨勢(shì)明顯；但氮?dú)庥昧窟^(guò)多，會(huì)造成非馬氏體組織層深增大。因此，3#試驗(yàn)方案的氣氛配比最優(yōu)，非馬氏體組織層深最小。有研究表明非馬氏體組織層深為20 μm時(shí)，齒面容易產(chǎn)生點(diǎn)蝕和剝落失效；非馬氏體組織層深達(dá)到30 μm時(shí)，齒輪的彎曲疲勞壽命降低45%[8]。

(a)1#試樣； (b)2#試樣；(c)3#試樣； (d)4#試樣圖2 試樣的內(nèi)氧化層深(a)1# specimen; (b)2# specimen; (c)3# specimen;(d)4# specimenFig.2 The depth of internal oxidation layer of specimen

圖3 試樣內(nèi)氧化層深變化趨勢(shì)Fig.3 Change trend of internal oxidation layer depth of specimen

(a)1#試樣； (b)2#試樣；(c)3#試樣； (d)4#試樣圖4 試樣的非馬氏體組織(a)1# specimen; (b)2# specimen; (c)3# specimen;(d)4# specimenFig.4 The non-martensite structure of specimen

圖5 試樣的非馬氏體組織層深Fig.5 The non-martensite structure layer depth of specimen

2.3 表面組織及硬度梯度

圖6為降溫段通入不同比例的氮?dú)夂笤嚇拥慕鹣嘟M織。由圖6可知，不同氣氛配比對(duì)試樣的殘余奧氏體沒(méi)有太大的影響。這是由于影響殘余奧氏體形成的主要原因是淬火轉(zhuǎn)移時(shí)間以及淬火溫度[9-10]。按GB/T 25744《鋼件滲碳淬火回火金相檢驗(yàn)》標(biāo)準(zhǔn)評(píng)判，1～4#試樣的殘余奧氏體等級(jí)均為3級(jí)。隨著空氣和甲醇用量的減少，爐內(nèi)的氧分壓降低，能阻止工件的表面的氧化脫碳。不同試樣的馬氏體針長(zhǎng)平均值如圖7所示。由于含碳量高易形成針狀馬氏體[11]，在氮基氣氛下降溫時(shí)會(huì)得到等級(jí)更高的細(xì)小針狀馬氏體組織。

(a)1#試樣； (b)2#試樣；(c)3#試樣； (d)4#試樣圖6 試樣的表面組織(a)1# specimen; (b)2# specimen; (c)3# specimen;(d)4# specimenFig.6 The surface structure of specimen

圖7 試樣的馬氏體針長(zhǎng)平均值Fig.7 Average value of martensitic needle length of specimen

不同試樣的硬度梯度曲線(xiàn)如圖8所示。圖8(a)為爐中通入空氣時(shí)，隨距樣品表面距離的增加，硬度有明顯的“低頭”現(xiàn)象。由于試樣表面的殘余奧氏體過(guò)高和表層氧化脫碳，造成試樣表面硬度比次表面硬度低。由圖6可知，降溫段的氣氛變換對(duì)殘余奧氏體含量沒(méi)有太大的影響，因此影響硬度變化的主要原因?yàn)楸砻嫣己?。由圖8(b)和圖8(c)可知，隨著氮?dú)夂康脑黾樱嚇颖砻娴挠捕戎饾u增加。由于氮基氣氛在降溫段減少了試樣表面的脫碳程度，使表面硬度有明顯的改善。隨著氮?dú)夂康睦^續(xù)增加，試樣硬度沒(méi)有繼續(xù)上升，如圖8(d)所示。研究發(fā)現(xiàn)，表面馬氏體的硬度隨著碳含量的增加而增加，但當(dāng)碳含量增至0.7%左右時(shí)，硬度幾乎不再提高。鋼中合金元素含量不太高時(shí)，對(duì)鋼完全淬火成馬氏體后的硬度沒(méi)有顯著的影響[12]。試樣經(jīng)過(guò)滲碳后，從表面到內(nèi)部的碳含量由高到低逐漸減少，滲層的碳含量決定了試樣淬火后的硬度。降溫段氮?dú)夂图状剂呀鈿怏w配比為1：1.86時(shí)，硬度梯度達(dá)到最優(yōu)狀態(tài)。

(a)1#試樣； (b)2#試樣；(c)3#試樣； (d)4#試樣圖8 試樣的硬度梯度曲線(xiàn)(a)1# specimen; (b)2# specimen; (c)3# specimen;(d)4# specimenFig.8 Hardness gradient curve of specimen

3 結(jié)論

1)預(yù)抽真空可控氣氛滲碳爐在進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間高溫高碳勢(shì)運(yùn)行時(shí)，在滲碳淬火前降溫階段選用氮?dú)饩徍蜖t內(nèi)氣氛中的氧分壓，能減輕工件表面的脫碳、提高表面的馬氏體等級(jí)。

2)當(dāng)?shù)獨(dú)夂图状剂呀鈿怏w比例控制在1：1.86時(shí)，內(nèi)氧化層深和非馬氏體組織層深最小。但過(guò)少的甲醇用量影響廢氣口的火焰燃燒情況，使?fàn)t內(nèi)的氧元素不能及時(shí)排出而增加試樣的氧化。

3)降溫段減少甲醇的用量不僅能提高產(chǎn)品的質(zhì)量、增加安全，還減少BBH的碳排放，響應(yīng)國(guó)家碳中和要求。