20Cr2Ni4鋼滲碳淬火弧齒錐齒輪磨削燒傷的檢測與分析

許鴻翔， 王紅偉， 蒲江涌， 趙少甫， 陳生超， 戎澤玉

(1. 鄭州機械研究所有限公司， 河南 鄭州 450001； 2. 寶雞石油機械有限公司， 陜西 寶雞 721002)

對齒輪而言，相比其他熱處理工藝，滲碳淬火具有最好的綜合力學性能，因此滲碳工藝在高參數齒輪的生產中應用最為廣泛。20Cr2Ni4鋼為高強度合金滲碳鋼，淬透性好、心部硬度高、韌性好，常用于重載齒輪及承受沖擊載荷較大的齒輪，廣泛應用于化工、冶金、礦山機械、電站、船舶、航空等領域[1-4]。滲碳淬火工藝能明顯提高齒輪的疲勞強度和使用壽命，其后續的磨削工序也很關鍵，如果磨削參數不當，會造成齒面的磨削裂紋和磨削燒傷，尤其是磨削燒傷會直接導致齒輪報廢，不但耽誤工期，還造成較大的經濟損失。本文對20Cr2Ni4鋼弧齒錐齒輪滲碳淬火磨削后的齒面裂紋進行了檢測分析，并提出了改進措施。

1 試驗材料和方法

20Cr2Ni4鋼滲碳淬火磨削后開裂的弧齒錐齒輪外形如圖1(a)所示，模數m=14，圖紙要求有效滲碳層深為2.2～2.6 mm，加公法線磨量后工藝滲碳層深為2.5～2.9 mm，表面硬度58～62 HRC，熱處理工藝曲線如圖2所示。弧齒錐齒輪磨削后數個齒面有裂紋，裂紋大多靠近錐齒輪大端，在齒的凹面和凸面均有分布；遂在弧齒錐齒輪靠近大端一開裂齒部取樣分析，取樣位置如圖1(b)所示，分別測試了齒塊心部未滲碳部分的化學成分以及齒面節圓和齒根不同部位的有效硬化層深度，用LEICA DMI 3000M光學顯微鏡觀察顯微組織，用HXD-1000TMC/LCD顯微硬度計測試有效硬化層深度，用TIME5310里氏硬度計檢測齒輪齒頂硬度。

圖1 20Cr2Ni4鋼滲碳淬火的弧齒錐齒輪外觀形貌(a)及開裂齒輪取樣位置(b)Fig.1 Appearance of the carburized and quenched 20Cr2Ni4 steel spiral bevel gear(a) and sampling position of the cracked gear(b)

圖2 開裂的20Cr2Ni4鋼弧齒錐齒輪熱處理工藝曲線Fig.2 Heat treatment process curve of the cracked 20Cr2Ni4 steel spiral bevel gear

2 檢測結果與分析

2.1 弧齒錐齒輪心部化學成分檢測

用里氏硬度計檢測開裂弧齒錐齒輪的齒頂硬度為61～62 HRC,滿足58～62 HRC的圖紙技術要求，在開裂的弧齒錐齒輪大端取樣，切割下來的齒塊形貌如圖3(a)所示，左側為裂紋面，是錐齒輪的凸面，右側為非裂紋面，是錐齒輪的凹面，凸面即裂紋面上的裂紋形貌如圖3(b)所示，齒面裂紋呈圓弧狀，手摸裂紋處有翹起感。在齒塊心部靠近輪輻的未滲碳部分取樣，測試錐齒輪的化學成分，結果如表1所示。從表1看出，開裂的弧齒錐齒輪心部的碳和鎳含量偏高，超過了GB/T 3077—2015《合金結構鋼》的上限。

圖3 切割下來的齒塊(a)及齒面圓弧狀裂紋形貌(b)Fig.3 Cut tooth block(a) and the morphology of tooth surface arc-shaped crack(b)

表1 開裂的20Cr2Ni4鋼弧齒錐齒輪的化學成分(質量分數，%)

2.2 有效硬化層深度測定

按GB/T 9450—2005《鋼件滲碳淬火硬化層深度的測定和校核》，分別測定了齒形試樣未開裂齒面(凹面)及開裂齒面(凸面)節圓和齒根部分的有效硬化層深度。

圖4為齒形試樣未開裂齒面(凹面)節圓處和靠近齒根處的硬度分布曲線。從圖4(a)可以看出，未開裂齒面節圓處磨齒后有效硬化層深度為2.386 mm，距離表面0.1 mm處的硬度為668.6 HV(58.1 HRC)，節圓處磨齒后表面硬度和有效硬化層深度符合圖紙技術要求。

圖4 齒形試樣未開裂齒面的硬度分布(a)節圓處; (b)齒根處Fig.4 Hardness distribution in uncracked tooth surface of the tooth profile specimen(a) at pitch circle; (b) near tooth root

從圖4(b)看出，未開裂齒面靠近齒根處離表面0.1 mm處硬度為518.6 HV，有明顯的硬度“低頭”現象，有效硬化層深度也較節圓處明顯偏小，只有1.3 mm左右，說明靠近齒根處的齒面在磨齒時產生了較多的磨削熱，使該處受熱回火軟化，硬度下降，出現明顯的硬度“低頭”現象，造成該處有效硬化層深度偏小。

如圖3(b)所示，齒形試樣開裂齒面(凸面)上的圓弧狀裂紋，左端垂直向下，一直到齒根處，裂紋下端距離左側端面還有約3 mm距離，所以把圖3(b)中齒塊的左側端面稱作遠離裂紋處；圓弧形裂紋向右向上延伸，右側端面與裂紋相交處稱作裂紋處，分別測試了裂紋面上遠離裂紋處和裂紋處的有效硬化層深度，與未開裂齒面作對比。

齒形試樣凸面遠離裂紋節圓處的硬度分布曲線如圖5(a)所示，其磨齒后有效硬化層深度為2.318 mm，距表面0.1 mm處硬度為665.6 HV(58.0 HRC)，符合圖紙技術要求。

齒形試樣凸面近裂紋齒根處的硬度分布曲線見圖5(b)，離表面0.1 mm處的硬度只有477.9 HV，有明顯的硬度“低頭”現象，有效硬化層深度2.5 mm左右，說明開裂齒面近裂紋端靠近齒根處齒面在磨齒時產生了較多的磨削熱，使該處受熱回火，硬度下降，出現明顯的硬度“低頭”現象，但該處有效硬化層深度尚正常。

圖5 齒形試樣凸面不同位置的硬度分布(a)遠離裂紋節圓處；(b)近裂紋的齒根處；(c)裂紋處Fig.5 Hardness distribution at different positions on convex surface of the tooth profile specimen(a) at pitch circle away from crack; (b) tooth root near crack; (c) at crack

從圖5(c)可以看出，齒形試樣凸面裂紋處距表面0.1 mm，硬度異常升高到820 HV0.1(63.8 HRC)，有明顯的硬度“抬頭”現象，然后硬度快速下降到最低點486 HV，隨即又開始緩慢回升，在距表面約0.2 mm范圍內硬度出現陡升陡降，裂紋處的有效硬化層梯度表現出明顯的磨削燒傷特征。

2.3 齒形試樣凸面的顯微組織檢查

從圖6可以看出，齒形試樣凸面近裂紋的齒根處有較明顯的白加黑磨削燒傷區，在500倍下放大觀察，如圖6(b)所示，白區內有未溶的深色組織，與典型的磨削燒傷區特征稍有不同，表明該白色燒傷區在磨齒時產生了磨削熱，使表面溫度超過材料的相變點Ac1，但未到完全奧氏體化的相變點Accm，即在Ac1與Accm之間的兩相區重新淬火，形成了這種不完全淬火組織。

圖6 齒形試樣凸面近裂紋的齒根處磨削燒傷區形貌Fig.6 Micromorphologies of grinding burn area near crack of tooth root on convex surface of the tooth profile specimen

齒形試樣凸面裂紋處的顯微組織如圖7所示，呈現出明顯的月牙形白加黑磨削燒傷形貌，其中白色區是因為磨削工藝不當，產生很高的磨削熱，使滲碳表面重新淬火成淬火馬氏體加殘留奧氏體，該組織硬度很高，耐腐蝕，表面最高硬度達820 HV0.1，白區最大深度約0.3 mm；從白區向內，緊鄰白區的是因磨削熱導致的黑色過回火區，該區受磨削熱回火軟化，最低硬度約486 HV，硬度陡降，黑區寬度約0.6 mm。從黑區再向心部，滲碳層顯微硬度較未開裂齒面節圓處的未燒傷區均有不同程度的下降。

圖7 齒形試樣凸面裂紋處的磨削燒傷形貌Fig.7 Micromorphology of grinding burn at crack on convex tooth surface of the tooth profile specimen

在無磨削燒傷的齒形試樣凸面遠離裂紋節圓處觀察其顯微組織，見圖8，可以看出，滲碳層表面組織良好，按JB/T 6141.3—1992《重載齒輪 滲碳金相檢驗》評定，滲碳層表面馬氏體和殘留奧氏體為1～2級，碳化物為1～2級；心部組織為1～2級。合格。

圖8 齒形試樣凸面遠離裂紋節圓處正常的滲碳淬火組織Fig.8 Normal carburized and quenched microstructure at pitch circle away from crack on the convex tooth surface of the tooth profile specimen

2.4 檢測結果分析

綜合以上對齒形試樣未開裂齒面(凹面)、開裂齒面(凸面)遠離裂紋節圓處、凸面靠近裂紋的齒根處和裂紋處等幾個位置有效硬化層深度和顯微組織的檢測結果，可以看出，齒形試樣各位置的表面硬度，有效硬化層深度和顯微組織呈現不同的特征，其中未開裂齒面(凹面)節圓處和開裂齒面(凸面)遠離裂紋節圓處的表面硬度、有效硬化層深度和顯微組織均符合圖紙技術，無磨削燒傷特征；但在未開裂齒面(凹面)的齒根處、開裂齒面(凸面)靠近裂紋的齒根處和裂紋處均表現出不同程度的磨削燒傷特征，尤其在開裂齒面靠近裂紋的齒根和裂紋處都能觀察到明顯的月牙形白加黑磨削燒傷區，裂紋處最深白區深度約0.3 mm，黑區深度約0.6 mm，白區因磨削熱導致重新淬火，最大硬度約820 HV0.1，黑區因磨削熱導致過回火軟化，最低硬度僅486 HV，所以該弧齒錐齒輪滲碳淬火磨削后在齒根位置和裂紋處有磨削燒傷，齒面裂紋是磨削燒傷導致的二次淬火造成的，齒面的圓弧狀裂紋觸感上有翹起感，裂紋處不是平面，也說明該圓弧狀裂紋是在磨削后產生的。

文獻[5]指出，滲碳淬火后的齒輪齒面硬度和強度較高，在后續的磨削過程中，磨粒起著切削、刻劃和滑擦作用，磨削熱的產生和釋放是影響磨削燒傷程度的最主要原因，砂輪和磨削參數對于磨削熱的產生起到了極為關鍵的作用，切削液及滲層碳濃度對于磨削熱的釋放有著決定作用，所以，在磨削過程中一旦磨削熱導致的齒輪表面溫度超過350 ℃而低于Ac1點，滲碳表面的馬氏體會被回火軟化，轉變成回火屈氏體或回火索氏體，一般稱之為回火燒傷；如果表面溫度超過Ac1甚至在Accm以上，此時在磨削液的冷卻作用下，在滲碳表面會直接形成二次淬火馬氏體，一般把這種燒傷叫做淬火燒傷，在光學顯微鏡下觀察，其典型特征是燒傷處能觀察到明顯的月牙形白加黑組織形貌，白區對應的二次淬火區，硬度很高，黑區對應的回火軟化區，硬度下降明顯。文獻[6]也指出，磨削齒輪時砂輪選擇不當，進刀量大，使摩擦應力陡增，摩擦應力與熱應力，組織應力共同作用，會將材料表面拉裂。

磨削燒傷會削弱齒輪表面的壓應力，甚至引起拉應力，拉應力在過渡層中的變化很容易產生微裂紋，在后續循環載荷作用下，齒輪的疲勞強度和使用壽命會受到較大的影響，齒面過早地磨損和點蝕，造成齒輪早期失效。

3 防止磨削燒傷的措施

磨削燒傷產生的根本原因是磨削熱，所以降低磨削熱是關鍵[7]，首先，應選擇合適的砂輪，目前CBN 砂輪和TG砂輪由于熱穩定性和硬度、強度比較好，磨削溫度低，所以得到了較為廣泛的推廣應用；其次，選擇合適的磨削深度，保證粗磨進刀量不大于0.03～0.05 mm，精磨不大于0.01～0.02 mm，合理分配磨齒余量；第三，要注意磨齒過程的冷卻控制，冷卻要完全充分，及時帶走磨削熱。此外滲碳淬火后的噴丸強化，利用大量高速運動的丸粒沖擊工件表面，使工件表面受到擠壓，發生冷塑性變形，形成表面壓應力，這種壓應力會抵消表面的一部分拉應力，降低后續磨齒裂紋的產生幾率。

4 結論

1) 開裂弧齒錐齒輪齒頂硬度為61～62 HRC，可滿足58～62 HRC的技術要求。

2) 在齒形試樣未開裂齒面(凹面)的節圓和開裂齒面(凸面)遠離裂紋的節圓位置，表面硬度和顯微組織均符合圖紙技術要求，無磨削燒傷特征；但在未開裂齒面的齒根和開裂齒面靠近裂紋的齒根位置，分別有明顯的硬度“低頭”現象和超過Ac1點以上的不完全二次淬火現象，符合磨削回火和磨削燒傷特征。

3) 齒形試樣凸面的裂紋處因磨削熱導致表面溫度超過Accm點重新二次淬火，表面白區硬度異常升高，最高硬度約820 HV0.1，緊鄰白區向內為受磨削熱而發生過回火軟化的黑區，最低硬度約486 HV，月牙形的白加黑燒傷區深度約0.9 mm，呈現典型的磨削燒傷特征；雖然該弧齒錐齒輪心部未滲碳部位碳和鎳含量高出GB/T 3077—2015的上限要求，但這不是引起齒面弧形裂紋的主要原因，齒面裂紋主要是磨削燒傷造成的。

4) 齒輪滲碳淬火后的磨削工藝，應盡量避免磨削燒傷，可以通過選用合適的砂輪，控制粗磨和精磨的進刀量，合理分配磨齒余量，加強冷卻控制等措施來減少磨削熱，此外強力噴丸也可以增加齒輪表面的殘余壓應力，抵消一部分拉應力的影響。