18CrNiMo7-6钢重载内齿轮渗碳淬火工艺

某减速器重载内齿轮要求进行渗碳淬火处理,因内齿轮结构属于大型薄壁零件,采用常规渗碳淬火方法进行处理后齿部畸变较大,磨齿后公法线尺寸不满足技术要求,造成工件报废。通过渗碳前增加去应力退火工序、增加渗碳时预热工艺、降低渗碳温度及降低冷却强度等方式,解决了重载内齿轮渗碳后齿部畸变超差问题,为薄壁重载内齿轮渗碳淬火提供了质量保证。     

18CrNiMo7-6齿轮钢真空渗碳工艺研究

在轨道交通重载机车主动齿轮生产工艺中引入真空渗碳油淬工艺。研究主动齿轮18CrNiMo7-6材料的真空渗碳工艺,并与该齿轮常用的传统可控气氛渗碳工艺进行对比,对热处理后试样的碳浓度、硬度、有效硬化层深度、金相组织等进行检测分析。结果表明:该主动齿轮真空渗碳比传统可控气氛渗碳节约18%的工艺时间,且真空渗碳后的组织无内氧化、非马氏体等不良组织,马氏体、碳化物等组织级别均符合该机车主动齿轮技术条件。     

18CrNiMo7-6钢齿轮热处理后开裂失效分析

一批在生产加工后进行了淬火和低温回火的齿轮在库房存放过程中发生开裂。通过超声波探伤、金相检验、化学成分分析、硬度测试、断口形貌观察、端淬试验和补充热处理等手段,对齿轮开裂原因进行了分析。结果表明,开裂齿轮强度高导致氢脆敏感性高,在次表面产生氢致延迟裂纹是引起齿轮快速脆性开裂的直接原因。开裂齿轮淬硬性和淬透性过高,超出了BS EN 10084-2008对18CrNiMo7-6+HH钢淬透性要求,是齿轮开裂的根本原因;通过调整淬火介质,降低淬火时高温区冷速,从而降低淬回火后齿轮的强度和硬度,可有效避免开裂。     

18CrNiMo7-6钢渗碳淬火齿轮不同喷丸处理后的齿根表层应力分布

对模数20 mm的18CrNiMo7-6钢渗碳淬火齿轮经不同喷丸处理后的齿根表层应力分布进行测试,并与未喷丸时进行了对比。结果表明,在喷丸前后18CrNiMo7-6钢渗碳淬火齿轮齿根最表层均为压应力状态,从表至里均呈先升高后降低的变化趋势。未喷丸时最表层残余应力约为-75 MPa,最大残余应力出现在次表层110~120 μm处,约为-250 MPa;喷丸处理可使齿根表层残余压应力提高4~5倍,最表层残余应力在-350 MPa左右,最大残余应力出现在次表层90～110 μm处,为-900~-1000 MPa。     

高速外圆磨削18 CrNiMo7-6齿轮钢工艺参数优化

以18 CrNiMo7-6齿轮钢为试验材料,采用正交试验法,研究高速外圆磨削加工中砂轮线速度、工件转速、砂轮径向进给速度和砂轮粒度等工艺参数对工件三维表面粗糙度幅度参数Sa、Sku和Ssk等工艺指标的影响.运用灰色关联分析方法对试验结果进行分析研究,将多项工艺指标的优化问题转化为单一目标灰关联度优化,以正交试验极差分析...     

18CrNiMo7-6钢的可控气氛高温渗碳工艺

基于机车用重载齿轮的热处理工艺要求,对18CrNiMo7-6钢进行920~1050 ℃的伪渗碳工艺处理,横向对比研究了试验钢经常规渗碳以及不同温度高温渗碳处理后的组织及力学性能;结合Aichelin计算机辅助模拟设计软件工艺模拟结果,制定高温渗碳工艺流程,对18CrNiMo7-6钢制齿轮进行高温渗碳处理,并与常规渗碳齿轮进行了组织及性能的对比研究。结果表明,与热处理前相比,经不同温度和时间的伪渗碳处理后,18CrNiMo7-6钢的综合力学性能均有所下降,但通过控制渗碳后的冷却过程,可以显著提高其最终热处理后综合力学性能;增加渗碳温度和碳势,可以大幅提高渗碳效率;对18CrNiMo7-6钢制齿轮进行最高温度1050 ℃高温渗碳,渗碳效率提高约65%,经高温渗碳后,齿轮组织、综合力学性能以及单齿弯曲疲劳强度相比于常规渗碳齿轮均未降低。     

渗碳齿轮钢18CrNiMo7-6的疲劳性能及其影响因素

以18CrNiMo7-6齿轮钢为研究用基础钢,在传统真空脱气冶炼方式基础上,采用Nb微合金化和电渣重熔冶炼相结合获得一种对比试验钢,通过旋转弯曲疲劳试验表征了两种试验钢的疲劳性能,并利用显微组织、硬度分布、疲劳断口表征以及夹杂物分析等手段,探究了两种试验齿轮钢疲劳性能的影响因素。结果表明,采用电渣重熔方法冶炼并Nb微合金化的试验钢的疲劳极限较基础钢提高90 MPa,且相同载荷下寿命显著提高,渗碳层晶粒度由基础钢的7.5级细化至9级,而残留奥氏体含量的增加导致其表面硬度降低。通过Aspex夹杂物表征发现试验钢中夹杂物数量较基础钢大幅度降低,且硬质氧化物夹杂较少,与断口表征结果相一致。综合分析可知,晶粒细化和非金属夹杂物水平下降是提升试验钢疲劳性能的主要因素。     

18CrNiMo7-6和20CrNi2Mo钢渗碳工艺参数优化与应用

对不同渗碳工艺下的18CrNiMo7-6和20CrNi2Mo钢淬火后进行显微组织观察和硬度测试.结果表明,为使18CrNiMo7-6钢获得弥散分布的颗粒状碳化物的渗层组织和较高的表面硬度,采用的强渗和扩散碳势分别为1.05%和0.80%,20CrNi2Mo钢采用的强渗和扩散碳势分别为1.25%和0.90%.造成这种差异的主要原因是18CrNiMo7-6钢中富含碳化物形成元素Cr,而20CrNi2Mo钢富含非碳化物形成元素Ni.     

18CrNiMo7-6钢研抛工艺试验研究

探究研抛工艺参数对工件材料去除率和表面粗糙度的影响。以砂纸和金刚石喷雾抛光剂为研抛介质,通过正交试验研究砂纸细度、研抛压力、研抛速度、研抛时间对18CrNiMo7-6工件材料去除率和表面粗糙度的影响。采用三维形貌仪、千分尺、电子天平和超景深显微镜对18CrNiMo7-6工件的表面粗糙度、厚度、质量和表面形貌进行测量分析,以材料去除率和表面粗糙度为评价指标,得到最佳的研抛工艺参数组合。在最佳工艺参数组合下,砂纸研磨工件的材料去除率为0.86μm/min,表面粗糙度为Ra0.048μm,金刚石抛光剂抛光后工件表面粗糙度为Ra0.024μm。砂纸研磨最佳工艺参数为:砂纸细度800#,研磨压力0.2MPa,研磨速度30rpm,研磨时间30min。抛光最佳工艺参数为:抛光压力0.2MPa,抛光速度30rpm,抛光时间15min。     

18CrNiMo7-6钢齿轮组织性能异常分析

某18CrNiMo7-6钢生产的齿轮因为组织性能异常,在铣齿过程中齿根位置出现难加工的问题。采用光学显微镜、场发射扫描电镜以及EPMA电子探针分析18CrNiMo7-6钢齿轮组织性能异常的原因。结果表明,该齿轮出现难加工的原因是齿根位置出现大量贝氏体导致硬度过高。EPMA电子探针验证了齿根位置贝氏体的出现与元素偏析有关。JMatPro计算结果表明,C与合金元素含量增加使贝氏体转变的温度范围扩大,贝氏体转变的临界速率降低,使钢能够在较低的冷却速率下产生贝氏体组织,合金元素中Cr、Mn对贝氏体转变的影响效果最为显著。当C与合金元素Mn、Cr的含量增加50%左右时,贝氏体转变的临界冷速由0.1 ℃/s 降低为0.02 ℃/s,0.1 ℃/s冷速下贝氏体转变温度范围扩大到49 ℃。     

17CrNiMo6钢的热处理工艺及性能研究

对17CrNiMo6钢的热处理工工艺及高温下长时间保温后的组织性能进行了试验研究。结果表明,17CrNiMo6钢经过等温正火后可以使组织均匀,硬度下降至200~230 HB。在980℃保温24 h后820℃淬火、200℃回火,冲击功可达到70 J。在1 050℃保温24 h后组织仍保持细晶组织,无长大倾向,可以通过适当提高渗碳温度来提高渗碳效率。     

18CrNiMo7-6钢旋转弯曲疲劳试样磨削工艺优化

渗碳淬火可以提高材料的疲劳性能,但在对热处理后旋转弯曲疲劳试样的磨削加工中存在废品率高、效率低等问题,为了高效高质量磨削出标准疲劳试样,提出一种径向圆跳动变形量检测方法以衡量热处理后变形程度,基于国标GB/T4337-2015中尺寸、形位公差以及表面质量要求,提出两种磨削加工方案,并进行同轴度误差检测与比较,对渗碳淬火...     

研磨工艺对18CrNiMo7-6钢表面粗糙度和残余应力的影响

目的 探究研磨工艺参数对18CrNiMo7-6钢渗碳前后工件表面粗糙度和残余应力的影响规律,从而为降低研磨加工工件表面粗糙度,提高表面质量提供依据。方法 分别采用三维表面轮廓仪和X射线残余应力分析仪对工件研磨前后的表面粗糙度和残余应力进行检测,通过单因素试验研究研磨垫粒度、研磨压力、研磨速度及研磨时间等研磨工艺参数对工件表面粗糙度和残余应力的影响规律。结果 随着研磨垫粒度从400#到3000#,渗碳前后工件表面粗糙度值均减小,Ra可达15~17 nm。渗碳前后工件表面残余应力值均增大,渗碳前表面表现为残余压应力,渗碳后表面可由较大的残余压应力升至残余拉应力。当研磨垫粒度为400#时,渗碳前后工件残余应力分别为–506.54 MPa和–587.29 MPa。研磨垫粒度为800#时,随着研磨压力、研磨速度及研磨时间的增大,渗碳前后工件表面粗糙度值均减小,且表面残余压应力值增大。结论 相同研磨条件下,渗碳后工件的表面粗糙度普遍小于基体件,而渗碳件的表面残余应力普遍大于基体件。18CrNiMo7-6钢渗碳后,硬度、耐磨性得到极大提高,其研磨过程中塑性变形程度减弱是导致上述现象的重要原因。     

后混合水射流喷丸工艺对18CrNiMo7-6渗碳钢表面性能的影响

目的探究不同后混合水射流喷丸工艺对18Cr Ni Mo7-6渗碳钢表面性能的影响。方法运用超景深三维显微系统、三维表面形貌测量系统、X射线残余应力分析仪及HV-1000显微硬度计等,对后混合水射流喷丸前后试样的表面形貌、表面粗糙度、残余应力及显微硬度随层深的变化情况进行分析。结果后混合水射流喷丸时,弹丸和水会对试样表层产生一定的冲蚀、磨损、剪切作用,使试样表面产生新的凹坑。表面粗糙度Ra值随着喷射压力P及喷射靶距H的增加而增大,随着喷嘴移动速度v的增加而减小。试样显微硬度最大值都出现在表面,且随层深的增加,硬度值逐渐减小,喷射压力P=300 MPa时,表面硬度值达到62.8HRC,比试样初始表面硬度值增加了7.35%。试样材料所能引入的残余压应力具有固有最大值σmirs,当引入的残余压应力未达到σmirs时,所产生的最大残余压应力值σmcrs随喷射压力P的增加而增大,但随喷射靶距H和喷嘴移动速度v的改变变化不大。当引入的残余压应力达到σmirs时,所产生的最大残余压应力值σmcrs即为σmirs,不再改变,但是最大残余压应力距表面距离值zm仍会随着喷射压力P的增加而增大。结论后混合水射流喷丸后,试样表面粗糙度变化较大,表层显微硬度有一定提高。残余应力的分布主要与喷射压力P有关,而与喷射靶距H和喷嘴移动速度v关系不大。     

18CrNiMo7-6渗碳钢相变塑性系数对残余应力的影响

目的 研究碳含量对相变塑性系数的影响,并精确仿真18CrNiMo7-6钢渗碳淬火后的残余应力分布。方法 制备四种不同碳含量(0.21%、0.49%、0.65%、0.87%)的全渗透试样,分别进行不同应力水平下的膨胀试验,测得不同碳含量试样的相变塑性系数K,并输入DEFORM-HT中进行残余应力仿真,同时对 16.72 mm的圆柱试样进行渗碳淬火试验,以验证残余应力模拟的准确性。结果 前三种碳含量下马氏体相变动力学参数α变化不大。基于此,提供了一种便于计算高碳含量试样不完整膨胀曲线的K值的方法,计算四种不同碳含量试样的相变塑性系数分别为7.16×10^–5、5.45×10^–5、5.53×10^–5、6.01×10^–5 MPa^–1。分别采用不考虑相变塑性即K=0 MPa^–1、取为基体值即K=7.16×10^–5 MPa^–1和试验测得与碳含量相关的相变塑性系数进行残余应力仿真,其中采用试验测得相变塑性系数仿真结果与实测的残余应力吻合度最高,残余压应力从表面到心部呈现先增大后减小的趋势。结论 经渗碳淬火后的试样表层存在碳梯度,不同碳含量下影响相变塑性系数数值的主导机制不同,导致相变塑性系数随着碳含量的增加而先降低后升高,且其对18CrNiMo7-6钢渗碳淬火后残余应力分布的影响显著。     

超声滚压参数对18CrNiMo7-6齿轮钢表面性能的影响

目的研究在不同加工参数下,对18CrNiMo7-6齿轮钢进行超声滚压加工后表层质量的变化,并得出其显著性顺序。建立表面粗糙度的解析模型,研究进给量、滚压次数和初始表面粗糙度对表面质量的影响,并与试验结果作对比。方法采用车刀将固定在车床卡盘上的18CrNiMo7-6齿轮钢棒状材料的端面进行精车后,采用超声滚压试验装置对精车后端面进行加工处理。采用三维形貌测量仪等专用设备,对加工完成后的试样表面表面粗糙度、表层显微硬度、表面二维形貌和表层残余应力等进行检测,然后利用正交试验,寻找对试样表面粗糙度影响的显著性因素,建立表面粗糙度的解析模型,对比试验数据和解析模型数据,研究超声滚压对表面粗糙度、表面二维形貌、表层显微硬度和表层残余应力的影响。结果得到的显著性顺序为进给量、主轴转速、次数、振幅、静压力,并且前述给出的粗糙度解析模型可以较好地预测超声滚压后的表面粗糙度,计算得到的理论数据与试验数据较为接近。试样表面的粗糙度Ra由车削加工的3.003μm减小为0.468μm,齿轮钢表层形成了明显的加工硬化层,其深度约为260μm;表层显微硬度从未处理的360.9HV升至417.6HV,比率为15.7%;表层内形成了勺形分布的残余应力,在距离表层60μm处,最大残余压应力形成,为–790.97 MPa,残余压应力层深度达到了800μm。结论超声滚压加工可以显著提高18CrNiMo7-6齿轮钢试样的表面性能,其中以滚压进给量的影响最为显著。     

渗碳齿轮钢18CrNiMo7-6低倍夹杂缺陷的分析研究

采取低倍、高倍检测以及扫描电镜对渗碳齿轮用钢18Cr Ni Mo7-6低倍夹杂缺陷进行成分分析,判定夹杂主要成分是Al2O3。产生夹杂的原因是较多的脱氧产物没有来得及上浮,形成夹杂物留在钢液中。通过对冶炼过程用铝量分析,在吨钢用铝量一定的前提下,提高沉淀脱氧用铝量,降低扩散脱氧用铝量,可减少夹杂物的产生。