風(fēng)電行星輪鍛件組織均勻性對滲碳淬火力學(xué)性能的影響

顧曉明，姜維杰

行星輪是風(fēng)電齒輪箱中的重要零件，行星傳動是風(fēng)電齒輪箱中最容易出故障的一級傳動，因此要求行星輪具有足夠強(qiáng)度、剛度和韌性，硬齒面及韌性心部將實現(xiàn)更好耐磨性能及高沖擊韌性。齒輪箱設(shè)計初衷是實現(xiàn)最小機(jī)械噪聲，但由于齒面磨損，齒輪箱噪聲將增加，提高表面硬度及耐磨性將降低齒輪箱噪聲，就這一點而言，滲碳齒輪硬齒面、韌性心部對于降低噪音是個優(yōu)勢。

當(dāng)要求長的疲勞壽命及高韌性時，普通低合金鋼作為滲碳是不適用的，高性能鎳鉻鉬鋼能提供更深的淬透性能及高疲勞強(qiáng)度。當(dāng)前18CrNiMo7-6已成為風(fēng)電齒輪箱的主流標(biāo)準(zhǔn)齒輪鋼，0.15%～0.5%鉬元素添加入滲碳鋼中，用于提高心部低碳區(qū)淬透性能及表面高碳區(qū)韌性，對于大截面風(fēng)電齒輪零件尤為顯著。

一、試驗產(chǎn)品

為實現(xiàn)對比分析，選取兩件同一熔煉爐號，不同鍛造工藝不同金相均勻性級別的風(fēng)電行星輪進(jìn)行滲碳淬火回火試驗，鍛后熱處理均采用等溫正火工藝以獲得珠光體加鐵素體類平衡組織。SY—1試驗件金相組織6級，嚴(yán)重不均；SY—2試驗件金相組織2級，相對均勻。行星輪滲碳前結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示，試驗件信息如表1所示，本體化學(xué)成分如表2所示，圖2、圖3為行星輪本體鍛件金相組織。

二、試驗設(shè)備

采用井式滲碳爐及馬氏體分級淬火生產(chǎn)線進(jìn)行滲碳淬火回火熱處理，采用一定含水量50%KNO3+50%NaNO2硝鹽淬火介質(zhì)以提高淬火冷卻介質(zhì)高溫冷卻速度，使行星輪獲得優(yōu)良的心部組織，提高強(qiáng)韌性。

圖1 行星輪滲碳前尺寸結(jié)構(gòu)

圖2 SY—1鍛件金相組織

圖3 SY—2鍛件金相組織

表1 試驗件信息參數(shù)

表2 試驗件本體化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） （%）

滲碳淬火熱處理工序：滲碳爐滲碳→滲碳后緩冷至室溫→重新加熱奧氏體化→鹽浴淬火→風(fēng)冷臺風(fēng)冷→清洗硝鹽→低溫回火。馬氏體分級淬火生產(chǎn)線（見圖4）。50%KNO3+50%NaNO2硝鹽介質(zhì)冷卻參數(shù)比較如表3所示。主要熱處理生產(chǎn)設(shè)備技術(shù)參數(shù)如表4所示。

三、滲碳淬火工藝

兩件試驗件同爐滲碳淬火回火熱處理，工藝曲線如圖5所示。

四、試驗結(jié)果與分析

滲碳淬火回火后，對兩試驗件進(jìn)行力學(xué)性能檢測，每件均布線切割截取4組心部縱向一拉三沖樣坯，拉伸沖擊成品試樣如圖6、圖7所示，實體解剖位置如圖8所示，沖擊吸收能量散點分布分別如圖9、圖10所示，力學(xué)檢測結(jié)果匯總?cè)绫?、表6所示。

1.試驗結(jié)果

（1）強(qiáng)度分析 抗拉強(qiáng)度SY-1平均值為1195MPa，抗拉強(qiáng)度極差為40MPa；SY-2平均值為1213.75MPa，抗拉強(qiáng)度極差為10MPa。屈服強(qiáng)度：SY-1平均值為1020MPa，屈服強(qiáng)度極差為50MPa；SY-2平均值為1057.5 MPa，屈服強(qiáng)度極差為20MPa；SY-2強(qiáng)度指標(biāo)略高于SY-1。SY-2強(qiáng)度略高的原因在于SY-2心部硬度略高于SY-1，而抗拉強(qiáng)度與硬度成正比。強(qiáng)度試驗結(jié)果表明均勻細(xì)小的鍛造組織形態(tài)有利于提高滲碳淬火硬度、強(qiáng)度指標(biāo)及強(qiáng)度均勻性試驗件強(qiáng)度散點分布，如圖11所示。

圖4 馬氏體分級淬火生產(chǎn)線

圖5

圖6 拉伸試樣

（2）斷后伸長率 SY-1平均值為10.625%，SY-2平均值為10.375%斷面。斷面收縮率：SY-1平均值為49.875%，SY-2平均值為49.375%，SY-1塑性指標(biāo)相對SY-2無明顯差別，略高的原因在于強(qiáng)度與塑性成反比，SY-1強(qiáng)度值略低于SY-2。

（3）沖擊吸收能量 SY-1平均值98.42J；SY-2平均值122.8J；SY-1每組三個沖擊值的離散程度大，4組沖擊吸收能量極差分別為31/40/28/48（J）；SY-2沖擊性能相對穩(wěn)定，4組沖擊吸收能量極差分別為25/3.0/8.0/6.0（J）。試驗結(jié)果表明均勻細(xì)小的鍛件組織形態(tài)有利于提高滲碳淬火后韌性指標(biāo)以及韌性均勻性。

（4）硬度 兩件行星輪心部硬度均符合35～45HRC技術(shù)要求，但SY-1單件偏差5HRC，SY-2單件偏差2HRC，表明組織均勻性越差，單件心部硬度偏差越大。

力學(xué)試驗結(jié)果表明，本體力學(xué)性能參照表6所示力學(xué)性能要求，SY-1及SY-2剖取的共8組力學(xué)性能均符合要求，SY-2試驗件力學(xué)性能周向分布相對于SY-1較均勻，表明鍛件金相組織6級導(dǎo)致力學(xué)性能波動增大，尤其對韌性影響巨大，金相組織均勻性6級對韌性負(fù)面影響程度遠(yuǎn)大于金相組織均勻性2級。

試驗結(jié)果可見，均勻細(xì)小的鍛件金相組織可以提高滲碳淬火回火后的強(qiáng)度及韌性，金相組織不均勻?qū)g性的負(fù)面影響程度大于對心部硬度、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、斷后伸長率及斷面收縮率的負(fù)面影響。雖然SY-1試驗件本體力學(xué)性能仍可滿足相應(yīng)技術(shù)要求，但性能穩(wěn)定性降低，行星輪力學(xué)設(shè)計富余量下降，行星輪失效將在性能最薄弱區(qū)域萌生，行星輪由于沖擊韌性離散大導(dǎo)致的失效概率將增加。

圖7 沖擊試樣

2.試驗分析

非平衡組織粒狀貝氏體出現(xiàn)的主要原因是化學(xué)成分及應(yīng)力場的不均分布，高溫奧氏體化過程中，奧氏體中的合金元素含量將不均分布，使其晶粒長大傾向不一，易獲得混晶組織。鑄錠凝固時會發(fā)生偏析，造成成分及組織的不均勻性，所以原始鋼錠必然存在一定程度的枝晶偏析，尤其18CrNiMo7-6類低碳合金結(jié)構(gòu)鋼，鑄錠更容易產(chǎn)生嚴(yán)重的枝晶偏析。

圖8 實體解剖位置

圖9 SY-1沖擊吸收能量散點圖

圖10 SY-2沖擊吸收能量散點圖

圖11 試驗件強(qiáng)度散點

鑄錠的內(nèi)部組織大都是不均的枝晶組織，晶粒粗大，并有氣孔、縮孔、非金屬夾雜等缺陷，但是通過鍛造靈活多變的鍛打方式使變形深入鋼錠內(nèi)部，其組織將發(fā)生巨大變化，原始粗大組織將得到改善，氣孔、縮孔等將被鍛合在一起，充分破壞初生的鑄態(tài)組織，各種偏析區(qū)得到改善，成分進(jìn)一步均勻化，組織更加致密。鋼錠內(nèi)部的不均勻枝晶組織，其穩(wěn)定性較高，采用常規(guī)熱處理手段無法消除，只能通過不同方向的交替鐓粗、拔長等工藝方式改變原始組織的不均勻分布，若鍛造工藝不合理，未將鑄態(tài)組織充分打碎、均勻化，鍛后將獲得不均的晶粒、組織分布形態(tài)，將引起持久、疲勞性能的下降。

金相組織均勻行星輪最終滲碳淬火回火后的室溫力學(xué)性能均勻且優(yōu)良，通常均勻細(xì)小的晶粒組織形態(tài)可以提高材料強(qiáng)度、韌性，因為晶粒越均勻細(xì)小，不同取向晶粒越多，位錯運動阻力越大，所以可以提高強(qiáng)度及韌性。鍛件原始組織不均勻，表明存在微區(qū)成分差異，必然導(dǎo)致微區(qū)淬透性差異，滲碳淬火后力學(xué)樣品中的板條馬氏體形態(tài)及分布將不均，由于韌性等力學(xué)性能指標(biāo)由淬火組織決定，不均的淬火組織將導(dǎo)致韌性等力學(xué)性能的離散分布，鍛件原始組織不均程度越大，韌性等力學(xué)性能的離散程度越嚴(yán)重。在沖擊載荷下，由于加載速度大，塑性變形得不到充分發(fā)展，故缺口沖擊試樣在沖擊載荷下試驗更能反映材料的變脆傾向，可以敏感地顯示內(nèi)部結(jié)構(gòu)缺陷、顯微組織變化造成的影響，而靜載荷拉伸試驗方法對此敏感度相對較低。

5.結(jié)語

（1）均勻細(xì)小的鍛件金相組織可以提高滲碳淬火回火后的強(qiáng)度及韌性。

（2）金相組織均勻性顯著影響韌性指標(biāo)，組織均勻性越差，韌性均勻性越差。

（3）金相組織不均勻?qū)g性指標(biāo)的負(fù)面影響大于對心部硬度、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、斷后伸長率及斷面收縮率的負(fù)面影響。

（4）對于風(fēng)電行星輪件，鍛件金相組織不均勻使沖擊韌度離散分布，安全系數(shù)降低，失效概率增加。

表3 硝鹽介質(zhì)冷卻參數(shù)比較

表4 熱處理主要生產(chǎn)設(shè)備技術(shù)參數(shù)

表5 力學(xué)性能檢測結(jié)果匯總

表6 風(fēng)電齒輪箱18CrNiMo7-6力學(xué)性能要求