典型乘用車變速箱零件熱處理及減少變形措施

楊鍇，費三凡，葛順蘭

東風汽車有限公司刃量具廠 湖北十堰 442002

1 序言

乘用車變速器齒輪的抗接觸疲勞強度、抗彎曲疲勞強度、心部韌性、表面硬度及耐磨性、成品狀態下的殘余應力狀態等都是關鍵指標，直接關系著齒輪的使用壽命長短。這是因為乘用車變速器齒輪經常需要在高轉速、高負荷以及轉速和負荷不斷交變的情況下進行工作，且常以采用滲碳處理居多。當熱處理后產品變形不一致時，齒輪在精加工磨削過程中同一齒面的不同部位就會產生磨削量不一致，導致磨削后的齒面滲層深度深淺不一樣，特別是齒面的殘余應力分布不均勻，影響到齒輪的使用壽命，同時也增加了齒輪的生產成本，降低了大批量量產狀態下的生產效率[1]。

2 乘用車變速箱零件熱處理及變形方面主要內容

乘用車變速箱零件主要包括驅動齒輪、輸出齒輪、惰輪、輸入齒輪、中間軸、中間軸齒輪及大主減終輸出齒輪，如圖1所示。下面分別就各零件熱處理方面的注意點及提高產品性能的措施作一闡述。

2.1 原材料

原材料的原始性能及熱處理工藝都會明顯影響到齒輪件的承載力，因此根據需要選擇原材料、合理編制熱處理工藝就顯得尤其重要。常用材料有20CrMoH、SCr420H、17CrNiMo6、TL4521等，本文提到的是屬于JIS標準的SCr420H鋼。對于毛坯進貨稽查光譜分析以及對于購買成品樣品后的光譜分析化學成分，結果見表1。

表1 SCr420H鋼毛坯化學成分（質量分數） （%）

圖1 乘用車變速箱零件

關于原材料淬透性的選擇方面，遵循小模數齒輪選擇淬透性帶寬中下限，大模數齒輪選擇淬透性帶寬中上限原則[2]。該齒輪的模數為2.25，因此淬透性帶寬取中下限，按照J9=32～36HRC控制。

2.2 預處理

因為普通正火處理可以造成不同產品或同一產品相同部位的金相組織、硬度出現比較大的差別，并會由此帶來降低切削加工性能、加大熱處理變形的惡果，進而會影響到乘用車變速箱齒輪的精度等級和其服役使用性能。因此，具有大批量生產特點的乘用車變速箱齒輪毛坯的預熱處理，采用的是目前已經被各齒輪生產企業重視的等溫正火工藝。

等溫正火工藝即將齒輪毛坯完全加熱到Ac3線以上的某一適當溫度獲得均勻的奧氏體后，通過特有的風冷速冷方式將毛坯冷卻至奧氏體等溫轉變圖“鼻尖”溫度左右后保持在低溫爐里完成等溫轉變，出爐之后再空冷到室溫的工藝過程。在實現該工藝過程中，要根據毛坯的原材料、結構因素來合理地選擇和控制等溫前的冷卻速度、等溫溫度和等溫時間這三個工藝參數，使毛坯在相對恒定的溫度下完成組織轉變，以此來獲得均勻的金相顯微組織與合適的硬度。

客戶標準里對于預處理需要達到的指標規定為：不允許有混晶，等溫正火后硬度控制在156～186HBS，魏氏體組織≤1級，對于齒輪類產品帶狀組織≤2.5級，對于齒軸類產品帶狀組織≤3級，金相組織要求為接近等軸狀的鐵素體與珠光體均勻分布，是因為齒輪各部分的原始組織如果出現不同，組織一致性差，在熱處理加熱至奧氏體狀態后存在成分的不均勻，因而可能影響淬火后的組織不均勻的變形。但是明確要求不允許有粒狀貝氏體組織存在，一方面，粒狀貝氏體組織的產生是由于熱處理等溫正火工藝的實現過程中冷卻速度過快，奧氏體組織向貝氏體組織轉變，而貝氏體組織又不是平衡組織，在實施滲碳加熱奧氏體化的過程中很容易導致組織遺傳，使奧氏體晶粒粗大，而晶粒粗大的產品在受力變形時，晶界部位的位錯堆積是比較嚴重的，容易產生微裂紋，從而降低齒輪的疲勞壽命。另一方面，貝氏體組織的硬度比平衡組織要高，會導致熱處理之前的機械加工困難，切削加工過程當中殘留下來的殘余應力比較大，而殘余應力在滲碳加熱的過程中會被釋放出來，進而會加大產品的熱處理變形量。表2是惰輪毛坯在進貨檢驗時的硬度情況。

2.3 熱前的應力狀態

熱前零件經歷過鍛造、等溫正火、清理拋丸以及各道機械加工等工序后，必然或多或少的會累積殘余應力，而應力集中對于熱處理變形的影響比較顯著。消除或控制殘余應力的產生對后續熱處理工序控制熱處理變形很有好處。齒輪毛坯需要采用鍛造成形，鍛造比必須受控。鍛造可以消除原材料冶煉遺留下來的疏松缺陷，使毛坯組織更加致密，但是當原材料的鐓粗方向不正確時，或選擇下料棒材的尺寸有誤時，或原材料在鍛造模腔內出現放置歪斜時，會導致齒輪毛坯的鍛造流線分布出現不對稱[2]。鍛造過程中有效控制鐓粗方向等手段控制金屬纖維流線，使其沿齒輪毛坯外輪廓呈現對稱狀均勻分布；等溫正火過程中控制好帶狀組織形成趨勢，減少材料的各向異性；機械加工過程中力求切削均勻、刀具質量穩定來盡量避免機械加工應力的過度累積和不均勻狀態。對于形狀復雜的工件，前序產生的殘余應力對后序淬火變形的影響很大，必要時應采用去應力回火或均勻化處理措施來減少或消除應力。

2.4 熱處理變形

齒輪的幾何結構形狀是決定熱處理變形的關鍵因素之一，由于齒輪的結構設計無法避免的薄厚差異會導致應力集中并加大熱處理變形。由于熱處理變形是客觀存在的，一方面，熱處理工藝方面要根據已有的進熱設備和可以實現的工藝條件來把熱處理變形控制在最小程度；另一方面，冷加工工藝要根據變形的規律性規劃好工藝路線，提前預留好加工余量或反補償量，使產品可以處于能夠被接受的變形區間內。

表2 惰輪毛坯進貨檢驗硬度

熱處理變形有兩種主要形式：一種是工件幾何形狀上的變化，主要表現在尺寸及外形的變化，通常稱為扭曲或翹曲；另一種是體積上的變化，表現在工件體積按比例脹大或收縮[1]。本文提到的是在可控氣氛連續推盤爐油淬110℃分級油的條件下幾種典型產品的部分端面的翹曲凹陷、內花鍵的縮孔呈現錐度等情況。

（1）關于內環端面的翹曲凹陷 精加工以大主減終輸出齒輪的內端面的大倒角面為基準則，平行度應當不超過0.05mm，對于大主減輸出齒輪，起初是按照如圖2所示的裝夾方式進行進熱，熱處理夾具按照120°均分原則以三面支撐方式平裝齒輪于小平板上，結果出熱后發現內環端面出現了翹曲凹陷，從圖3考核內環狀端面平行度的跳動值即可看出這種規律，也就是變成了圖4紅線所示的變形趨勢。

圖2 大主減終輸出齒輪初裝夾方式

圖3 內環狀端面平行度的跳動值

圖4 齒輪變形量

從工藝角度分析，平放的大主減輸出齒輪的熱處理端面翹曲大時，會導致其同一個齒面在磨削時不同的位置磨削量發生不一致，最終會導致產品同一個齒面的有效硬化層深淺不一致，會影響到產品的殘余應力分布狀態與疲勞強度。

考慮到不同的裝爐方式，大主減輸出齒輪在淬火冷卻過程中入油的阻力大小與冷卻的均勻性均會發生變化。零件產生變形主要在淬火過程，由于零件平放，有防錯的環形槽在下，變形趨勢則為中間內孔處凸起，如圖4所示。下端外圓臺階先進行淬火，會導致下端外圓臺階產生向中心的淬火應力，在應力的作用下，導致形成中間凸起的變形趨勢。

為了減少內環端面的變形，進行了幾種工裝試驗，圖5a所示屬于齒輪吊掛立放，圖5b是內孔處使用平板結構保護，外圓處設計臺階，防止外圓端面提前淬火而產生下部臺階由外向內的淬火應力導致內端面凸起的熱處理變形，即內環端面支撐而外端面保護；圖5c是加工厚度約3mm的片狀圓環，圓環部位恰好卡在內環端面下部并臨時采用細鐵絲綁縛固定，來試圖減小淬火后齒輪內環端面的翹曲變形；圖5d采用的是同時對外端面和內環端面進行面支撐，并試圖通過中部結構減弱淬火時淬火油的流動對內環端面的沖擊來減少內環端面的翹曲變形，即內環端面防護而外端面支撐的方式；而圖5e采取了一種摞壓方式裝夾，10個齒輪為一組并被兩個帶有均布導油孔的墊環夾持后定位裝夾在中心大立柱上。

圖5 幾種工裝試驗

工藝試驗后的熱處理變形指標見表3。

表3 熱處理變形指標

掛裝立放在加熱的過程中，由于自重的影響會有導致內孔圓度增大的風險，而摞壓裝夾方式下大主減速輸出齒輪的外端面冷卻比較快，內端面的冷卻又比較慢，中心的支撐定位大立柱又很好地減弱了淬火過程中淬火油對內環端面的沖擊力度，實現了內外端面的冷卻速度在不同方式下得到了控制，使熱后內環端面的熱處理變形減小。為此確定了摞壓裝夾方式為批量進熱準備。

（2）關于內花鍵熱處理變形改善 圖6是輸入齒輪和輸出齒輪，起初進熱是采用圖7a的方式，即試驗小工裝和平板工裝相互適配，定位牢靠后將輸出齒輪按照圖7b所示方式立放，但是檢測發現內部的長約31mm的內花鍵有將近0.06mm的錐度。輸入齒輪結構與之類似，內部也有長約26mm的內花鍵，也出現了同樣的內花鍵錐度問題。

圖6 輸入齒輪和輸出齒輪示意

圖7 裝夾方式

為了減少內花鍵變形，我們設計了圖8所示的補償座工裝：

1）支撐面設計成臺階面，即工裝沉臺面，沉臺面考慮做成圓弧，線接觸。

2）補償座工裝內孔尺寸和輸出齒輪的相應位置外徑配合位置按照直徑適配設計，單邊留有0.4mm間隙。

3）保護內花鍵薄壁處的墊環部分留有均勻的圓孔或如圖8a所示的腰形孔，以便淬火油通過，確保齒輪外圓滿足滲碳層和硬度要求。

4）增加一個如圖8b所示的小立柱支撐在該齒輪的內孔中心，起到一定程度上減弱淬火過程中淬火油對內花鍵的沖擊程度和冷卻烈度的作用。

5）為了方便后期量產正規工裝的實現，將該齒輪的上下方位進行倒置裝夾。工裝高度按照圖示高度來設計，即為圖9所示的裝夾形式（為了突出結構隱藏了中間小立柱）。

圖8 補償座工裝

圖9 倒置裝夾形式

通過以上措施既增加了薄壁內花鍵處加熱過程中的蓄熱量，又起到了一定程度上減小淬火過程中內花鍵孔流油量和冷卻速度，控制住了內花鍵孔的收縮錐度變形。

工裝改善后需重點關注內花鍵錐度變形結果，因此任意抽取三件輸出齒輪檢測了內花鍵的M值，內花鍵M值熱后檢測結果見表4。

表4 內花鍵M值熱后檢測結果 （mm）

從檢測結果來看：花鍵圓度在0.01mm以內，花鍵的上下錐度在0.02～0.03mm，較改善之前錐度達到0.05～0.06mm，有了比較好的改善效果。

（3）中間軸齒輪 若進熱裝夾時采用平放方式裝夾（齒輪軸線垂直），則無論是正放還是反放，齒輪大平面都會呈現出熱后異常翹曲狀態，導致后續精加工無法正常進行，因此必須采用掛放的方式裝夾（齒輪軸線水平）的狀態進熱才可以有效降低熱處理變形程度，這里不再詳述。

2.5 熱處理工藝過程要素

工件的加熱速度、滲碳溫度、淬火溫度、油攪拌速度等工藝參數的調整，淬火冷卻介質和回火工藝等的不同也能夠影響到齒輪的熱處理變形情況以及綜合力學性能。例如通過尋找某外部資源進行了連續爐自動線鹽浴淬火工藝試驗，采用如下工藝：進熱時直接進入到820℃進行第一次加熱，然后再進入到920℃滲碳，其強滲碳勢Cp=1.0%，而擴散碳勢Cp=0.85%。滲碳完成后降溫到890℃開始進行鹽浴淬火，滲碳齒輪的淬火鹽浴屬于低溫鹽浴，因此選用的是熔點低的硝鹽來配置，即50%KNO3+50%NaNO2配比組成之鹽浴，該配比鹽浴熔點為140℃，常用使用溫度為150～550℃，屬于硝鹽浴中的低溫浴。從產品結構上考慮盛鹽浴空間大的部位盡量朝下放置以減少兜鹽。料盤帶著工件先進220℃鹽浴里，適度短時均溫保溫后又第二次進入160℃鹽浴中，再適度短時均溫保溫后出鹽浴直到淬火結束。鹽浴淬火過程完成之后需要依靠風冷循環機構把鹽浴溫度降低回位。以上所有動作自動完成。

鹽浴溫度設定在稍高于材料的Ms點（Ms點指的是齒輪滲碳后表層材料的Ms點），一般在145～170℃。從本質上來講，滲碳齒輪的鹽浴淬火為“鹽浴淬－空氣淬”型分級淬火。齒輪加熱奧氏體化完成滲碳后，進行鹽浴冷卻，心部將先行在鹽浴中發生馬氏體轉變，而滲碳表層材料的馬氏體轉變將在空冷時延后進行。由于空氣是緩和的冷卻介質，因此采用鹽浴淬火會降低齒輪的淬火應力，從而減少齒輪的淬火變形。在這樣的工藝實現過程當中，以上的幾種典型乘用車變速箱零件即便不采取如上所示裝夾方式的變更甚至在沒有增加補償套底座的情況下，其熱處理變形程度就可以滿足后序精加工的要求。

表5是采用可控氣氛推盤式連續爐油淬生產線進熱工藝，采用的是110℃分級油淬火。輸出齒輪熱處理試驗件檢測項目匯總情況見表6。

表5 可控氣氛推盤式連續爐油淬生產線進熱工藝

表6 輸出齒輪熱處理試驗件檢測項目匯總

（續）

圖10 試驗件檢測項目檢測

2.6 強力噴丸工藝的應用

強力噴丸是將大小、尺寸、硬度、圓度均受控的鋼丸以很高的速度射出，通過連續地擊打齒輪的根部和齒面后使齒面或齒根部形成一定深度的殘余壓應力層的加工方法。當齒輪承受彎曲疲勞載荷時，其赫茲接觸應力達到最大，因此疲勞核心在齒面處形成后沿著與最大應力垂直的方向進行擴展，當微裂紋發展成宏觀裂紋時，硬化層會開始脫落甚至會出現斷齒情況。

研究表明：滲碳齒輪的彎曲疲勞抗力隨著其強度的提高而升高，彎曲疲勞抗力也可以隨著齒輪表層殘余壓應力的增加而提高。殘余壓應力能夠抵消部分外部載荷的拉應力，抑制住微裂紋在齒輪承受接觸應力時的再次擴展，有效地消除齒輪設計過程和工藝實現過程中的應力集中的影響，也能夠部分地消除滲碳淬火過程中產生的晶界氧化造成的不利影響，并且進一步地增加零件表面的接觸疲勞強度。

圖11是中間軸進行強噴裝夾示意，中間軸的兩端根據客戶要求予以遮蔽處理，使用硬度超過60HRC的AWCH28型丸料，在調整好噴嘴坐標、循環次數、噴嘴移動速度、行星轉臺自轉速度及噴丸流量等參數，覆蓋率滿足300%以上，弧高值超過0.4mmA的前提下，采用3.5bar（1bar=105Pa）的較低氣壓下可以獲得的齒輪齒根處的強噴殘余壓應力效果，見表7。

圖11 中間軸進行強噴裝夾示意

表7 強噴殘余壓應力效果

（續）

3 結束語

通過以上述及的試制改善工作后，確定了如圖12所示的量產工裝和量產裝夾方式：圖12a為輸入齒輪量產裝夾方式，圖12b為中間軸齒輪量產裝夾方式，圖12c為大主減終輸出齒輪量產裝夾方式。

圖12 量產裝夾方式

在現有的熱處理設備和工藝條件下，通過掌握這些規律和共性，并通過裝爐方式的優化或采取補償底座工裝的應用，以及相應的工藝參數和淬火冷卻介質優化的措施來控制滲碳淬火產生的變形程度，使熱處理后的產品可以滿足精加工的要求。后期再輔以強力噴丸工藝過程的實現，進一步提高了產品的殘余壓應力和疲勞強度，最終使產品的性能滿足了其服役需求。