激光表面淬火范文

激光表面淬火范文（精选7篇）

激光表面淬火 第1篇

由于孔隙的存在,粉末冶金凸轮的强度和耐磨性受到一定的限制。为解决这一问题,通常对其承载表面进行处理。激光处理是提高材料耐磨性的卓有成效的方法之一,它可以改变金属材料表面的化学成分,显微组织和力学性能,获得很好的耐磨损和耐腐蚀表层。

本文通过对粉末冶金材料激光表面淬火速度、功率对材料硬度的影响进行了研究。

1 试验方案

1.1 材料的制备

本试验采用的粉末冶金试样化学成分见表1。采用日本产的预合金化铁粉,其筛分析见表2。添加的合金素粉末为瑞士生产,其粒度为0.015mm。

经筛分析后,预合金化铁粉、添加元素金属粉和硬脂酸锌类的粉末润滑剂等在滚筒式混粉机中进行充分混合。

PM试样压制采用单轴双向压制法,它是一种有对置的两个单轴相向成形的方法。压制时,阴膜固定不动,上、下磨冲从两个方向进行加压,压坯由下膜冲上升脱出。这种方法成形的压坯上、下密度比较均一,在PM汽车零件生产中比较常用。

压制完成后,把试棒压坯送入网带式传送烧结炉中在氮基保护气氛下烧结,烧结温度为1250~1300℃。

烧结时,脆弱的粉末压坯在保护气氛中加热,通过原子迁移,使粉末颗粒形成凝聚体和使混入的合金元素合金化,从而获得所要求的物理—力学性能。

线切割加工PM试棒成10*20*30mm的试样,磨损表面经磨削加工。

1.2 激光热处理工艺

为了改善粉末冶金材料的强度、硬度及耐磨性,对试样进行了不同工艺参数的激光淬火处理。

所用设备5kw HJ-4型工业用横流CO2激光器及JKJ-5型激光宽带镜,激光相变硬化带宽10mm。

1.3 试样硬度的测量

采用日本SHIMADZU公司生产的HMV—2000型显微硬度计测量激光处理后试样表面硬度的变化,寻找激光处理的工艺参数和层深之间的关系。硬度计压头载荷为300、1000克,加载时间为20秒钟。

2 试验结果与讨论

从表3中可以看出,激光处理硬化层中,最硬层位于次表层。出现这种情况的主要原因是:

1)烧结过程中表面脱碳;

2)激光处理中试样表面产生一薄层的凝固态组织。

其原因是,激光表面处理可以达到一定的层深,在这个范围内,硬度较高;过了这个区域后,是激光处理的热影响区,随着层深的加大硬度逐渐下降;过了热影响区后,即心部未受激光影响的区域,硬度为心部硬度,故保持不变。

从表4中可以看出,当激光速度不变时,激光功率为3000W时材料的硬度最大;

当激光功率不变时,激光速度为10mm/S时材料的硬度最大,可以达到1000HV以上。

摘要：粉末冶金是一项能制造复杂形状零件的,节材、省能、省工的机械结构零件制造技术,非常适合于大批量生产。本文对激光表面处理粉末冶金材料的硬度进行了分析。

关键词：激光表面,冶金,硬度

参考文献

[1]梁工英,杨琛,苏俊义.激光表面处理对球墨铸铁冲蚀性能的影响.摩擦学学报,第20卷,第2期,2000.

链轮表面淬火裂纹分析与研究 第2篇

目前国内中小链轮多采用中频或超音频感应淬火工艺, 以提高齿部的耐磨性和疲劳强度, 延长链轮的使用寿命。但是, 在链轮齿部感应淬火后经常出现齿部裂纹, 针对这一问题做了大量分析研究。

链轮材质45钢, 技术要求:调质220~260HB, 齿部表面硬化HRC。

二、链轮裂纹分析

链轮齿部裂纹的形态呈现出多样性:有沿齿底部以下5mm处的周向裂纹, 裂纹比较宽, 裂纹长度少则1/3周长:有沿齿根穿透硬化层的淬火裂纹;有沿齿高3/4处的断裂裂纹;同时还有以上集中裂纹交错并存现象。给裂纹分析增加了一定的困难。

2.1周向裂纹

周向裂纹是此次链轮开裂的主要特征, 占裂纹链轮总数70%以上, 只是各条裂纹有宽有窄 (宽度<0.5mm) , 长度不同, 但裂纹的形貌与特点基本雷同。

周向裂纹也称为“玻璃裂纹”。这种裂纹主要发生在中频淬火零件中 (见图1) 。

齿底部下5~6mm裂纹 (x100倍) 当表面淬火层深度>4mm时, 淬火层表面由压应力状态开始向拉应力转变, 随着淬火层深度的增加, 拉应力逐渐增加, 一旦拉应力大于零件的破断力, 就会在淬火层与非淬火层交界处发生“剥离裂纹”。根据裂纹链轮的金相分析:链轮淬火层的深度约为5mm (图2) 。

综上所述, 链轮淬火层过深并且淬火层没有实现零件的仿形分布, 以至于使淬火层表面处于过大拉应力状态, 表面应力分布不均匀, 是链轮裂纹的主要原因。

2.2穿透淬火层的淬火裂纹

在链轮齿根部也出现了少量的淬火裂纹。这种裂纹肉眼观测极不清楚, 经过探伤才能发现。它主要发生在淬火层, 其中个别裂纹与剥离裂纹贯通形成更严重的开裂现象, 金相分析发现淬火层组织比较粗大, 应该是淬火温度偏高所造成。

2.3齿部的断裂裂纹

根据现场观察, 这些链轮齿底部基本没有淬火层, 齿部的淬火层仅有齿高3/4, 而且全齿淬透, 裂纹比较清晰。根据分析裂纹发生在淬火层与非淬火层交界处, 属于剥离裂纹一类。

2.4结论

根据链轮裂纹的解剖与分析, 要解决链轮裂纹首先应该解决淬火层的深度和淬火层的仿形分布, 同时也要控制好合理的淬火温度。只要把淬火层控制在2mm, 力求使淬火层最大限度实现仿形齿部硬化, 并且将零件淬火余温控制在100~1500C, 就可以从根本上解决链轮裂纹问题。

补充说明:期间对某些裂纹链轮做过金相分析发现, 硬化层金相组织为回火马氏体6级, 说明淬火温度并不高, 也会发生剥离裂纹, 甚至还有一些链轮存在加热不足现象仍然出现了剥离裂纹。

三、工艺分析

对链轮裂纹问题有了明确认识以后, 针对先前的生产工艺进行详尽分析和研究, 对工艺中所有能够引发的各类因素进行解析分类, 结合中频设备加热的原理及特点, 逐一研究提炼, 并对下一步工艺试验方案进行周密探讨部署: (注:工艺试验主要在8KHZ中频加热设备上进行)

3.1原工艺存在的问题经过分析认为

之前采用的工艺过于依赖设备固有的频率, 该频率对零件的电流透入深度达4mm, 往往使淬火层深度超过4mm, 使淬火层表面具有较大拉应力, 导致裂纹。

原工艺加热功率偏大、电流密度较高、加热时间较长等, 这些因素都会提高淬火层深度和淬火温度, 增加零件淬火开裂倾向。

原工艺淬火冷却介质是水, 对冷却时间没有严格规定, 不利于减少淬火应力, 容易造成淬火裂纹。

3.2工艺试验方案

根据链轮裂纹和原工艺的分析与讨论, 工艺试验方案的针对性、目的性非常明确, 结合当前实际情况, 充分利用已经报废的链轮进行调整、调试和改制, 确定工艺试验方案采用节圆直径为Φ124.425mm, 06B链轮作为工艺试验的典型零件。

以典型零件为设计依据, 工艺试验有针对性地提出一系列改进措施: (1) 加热功率有160KW减至90~100KW, 减小加热的电流密度, 加热时间控制在3~4S; (2) 淬火介质改用5~10%AQ251淬火液;淬火冷却时间缩短至0.3~0.4S, 零件淬火后的余温控制在100~150℃之间; (3) 感应器与被加热零件的间隙6mm; (4) 控制淬火层在1~2mm之间, 最大可能地使淬火层沿齿形仿形分布, 确保表面应力为压应力并较均匀分布。

四、链轮工艺试验结果

在工艺试验过程中, 随机收集部分试验分析和结果。

4.1顶圆直径Φ124.425mm, 06B链轮试验结果 (见图3)

淬火层深度1.2mm, 淬火硬度:齿侧HRC56、齿底部HRC59。淬火层组织:微细马氏体5级。探伤:一批7件均无裂纹。热处理工艺:功率90KW、加热时间3.5S, 感应器与零件间隙6mm。280~300℃回火2h空冷。回火硬度:齿侧HRC47、齿底部HRC49 (图纸要求:齿部表面硬化HRC45~50) 。

4.2顶圆直径Φ149.5mm, 08B链轮试验结果 (见图4)

淬火层深度1.24mm, 淬火硬度:齿侧HRC61齿底部HRC61。淬火组织:微细马氏体5级。探伤:一批6件均无裂纹。热处理工艺:功率129KW加热时间3.5S冷却时间0.2~0.3S, 感应器与零件间隙5.5mm。280~300℃回火1h空冷。回火硬度:齿侧HRC49齿底部HRC49 (图纸要求:齿部表面硬化HRC45~50) 。

在工艺试验过程中, 对淬火链轮长时间不回火, 也未发现裂纹, 这说明合理的淬火余温既能减轻链轮的淬火应力也能起到零件的自回火作用。

目前采用上述热处理工艺已生产各种规格链轮1200余件, 探伤后均无裂纹。

摘要：本文对链轮齿部感应淬火硬化进行探讨, 结合生产实际分析了链轮感应淬火出现的问题, 从工艺上解决了仿齿廓硬化实现的可能, 并避免了由此所产生的淬火裂纹问题。

模具刃口的激光淬火试验与数值模拟 第3篇

激光淬火应用于模具的局部强化，可显著提高表面硬度、改善刃口等部位的耐磨性能，提高模具的使用寿命;可实现低成本材料替代高成本材料，改进模具制造和使用方式;克服传统模具因加工和热处理带来的诸多弊病，提高模具整体质量，大幅度降低模具制造成本，简化制造工艺，缩短制造周期，增强模具企业的竞争力[3]。从已发表的论文来看，绝大部分学者采用激光器对金属表面进行激光扫描，对硬化区进行X射线衍射谱分析、光学显微分析和硬度测试[4,5,6,7,8],这种方法成本高，对变换淬火工艺参数或材料不具备通用性。王秀凤[9]等学者曾采用试验与数值模拟相结合的方法，对激光淬火工艺进行了初步研究，从而减少了试验次数，提高了效率。

本文以模具常用材料45钢为例，采用CO2激光器对试件边缘(模拟模具刃口)进行激光淬火，实验测定淬火层硬度、深度和宽度，并通过有限元分析软件模拟了激光淬火过程，得到了淬火过程中的温度场、应力场及位移场等信息，经验证，模拟结果与试验相吻合。结论表明，通过改变淬火的工艺参数，模拟不同情况下淬硬层深度变化，可为实际应用提供参考依据。

1 试验

试验在中科院力学所表面改性实验室进行。试验设备为2kw连续输出式CO2激光器。试件材料为45钢，尺寸为50mm25mm25mm。为了对模具刃口的强化效果进行研究，试验时将试件平放在工作台上，沿试件的棱边(此处为Y方向)进行激光连续扫描，扫描前将扫描区域涂黑，以提高材料对激光的吸收率，如图1所示。激光器输出功率为900W，光斑直径为5mm，扫描速度为13mm/s。

扫描完毕，在光斑作用处沿X-Z切取截面取试样，做金相试验。在制备金相试样时，为防止磨坏扫描区，在其上表面粘贴薄金属片。试样打磨、抛光后，用3%的硝酸酒精腐蚀，通过NEOPHOT21金相显微镜观察其组织如图2所示，初步测定淬硬层最大深度为0.53mm，半宽度为2.65mm，如图3所示，图中刻度尺的最小刻度为0.1mm。

采用硬度测量仪测量试件相变区不同深度处的硬度值，如图4所示，根据测量值绘制硬度随深度变化的曲线如图5所示，图中测量点的垂直间距均为0.05mm。

图5表明，在距试件表面0.45mm以内为相变硬化区，硬度值在60-64HRC范围内变化，远大于常规淬火所达到的最高硬度值(55HRC);0.45～0.55mm深度处为过渡区，硬度值明显下降，大于0.55mm处则为基体材料。因此有效淬硬层的深度可取为0.45mm，比由金相图读取的数值(0.53mm)略小。

由图5可以看出，淬火区的硬度很高且硬化层硬度基本无梯度变化，十分有利于提高材料的寿命。而常规淬火硬化层的硬度从表面到内部有明显的下降梯度，表面硬度最高，耐磨性最好，但随着零件正常工作时的相对硬度，表面将逐渐被磨去，其相对运动接触面的硬度值随之逐渐降低，磨损随之加剧，最终导致零件因磨损量过大而失效。

2 数值模拟

2.1 模型的建立

利用大型非线性有限元软件MSC.Marc模拟激光淬火过程。模型尺寸为50mm25mm25mm，其工艺参数和边界条件与试验相同，环境温度为27.5℃;材料的力学性能参数和热物性能参数均是温度的函数，取自手册[10,11];通过Marc软件的子程序接口，利用FORTRAN编写FLUX用户子程序来模拟移动的圆形激光光斑的自动加载。考虑到激光束辐照后在试件作用区产生强烈的温度梯度，故采用三维八节点六面体减缩积分单元以达到较高的精度;为提高计算效率，单元划分时在激光扫描区网格加密，最小单元尺寸为0.5mm0.5mm0.5mm，远离扫描区网格逐渐稀疏，如图6所示。

2.2 温度场模拟结果

通过热-机耦合模拟了45钢的激光淬火过程。45钢的相变临界温度为727℃，且随加热速度的增加而升高，可由试验值估取。选取模型在任一光斑作用中心处的横截面，如图7所示，光斑中心处表面最高温度为1065.9℃;利用最小刻度为0.1mm的刻度尺测量750℃处硬化层深度为0.44mm、宽度为4.12mm，如图8所示，与试验测得值较吻合，认为750℃处作为相变的临界温度较为合理。

任取激光扫描路径上的一点，其温度随时间变化的曲线如图9所示。

图9可以看出，激光淬火时，其加热和冷却速度极快，加热相变区的温度梯度很大，在极短的时间内生成的大量细小的奥氏体形核，在快速冷却时来不及长大和扩散，致使相变区晶粒细化。所以激光淬火时只要表面温度低于熔点，不使其熔化即可。为了增加硬化层深度，在表面不熔化的前提下，可以加大能量注入，如增加激光输出功率或降低扫描速度。如图10所示等温线图是在其它参数不变的条件下，采用功率1000W，速度8mm/s进行模拟计算的结果，对比图8可以看出淬火层深度明显增加，约为0.7mm，宽度基本不变，最高温度上升至1189℃。

2.3 应力场模拟结果

激光扫描完毕后，在板料中存在残余应力，它是由热应力和相变应力共同作用的结果。通过模拟计算可以方便地得到残余应力的大小及分布，如图11所示。在激光扫描的部位及其垂直下方的区域产生压应力，压应力的周围尤其是靠近试件侧面的部位产生较大的残余拉应力，此外试件在远离扫描区的底面棱角处产生压应力。总体来看是压应力和拉应力相互交织在一起的比较复杂的分布，众所周知残余压应力可以提高材料的可靠性和使用寿命，而残余拉应力则将导致裂纹的产生及扩展。所以，激光淬火在选定工艺参数的时候，要注意控制残余应力的大小及分布。

2.4 位移场模拟结果

激光淬火过程中，由于热应力和相变应力的存在，扫描完后试件将产生塑性变形。扫描完后试件的位移分布如图12(a)所示;在试件上表面变形最为明显的区域取一点，画出该点位移随时间变化曲线，如图12(b)所示，可以看出，激光经过扫描点时，在其表面产生较大的塑性变形;激光扫描过后，试件快速冷却，变形大幅回复，最终的塑性变形却很小，位于激光扫描表面的最大位移为0.009756mm，相对于试件的几何尺寸可忽略不计，由此可见，激光淬火后硬化部分的热影响区较常规淬火方法要小很多，产生的热应力也小的多，在实际应用时可将模具刃口处加工到最终尺寸，激光淬火后就可以投入使用，无需后序精加工。

3 结论

数值模拟与试验的相互印证表明，通过建立较准确的数值模型，采用热-机耦合计算，获得全面的激光淬火过程信息。通过温度场预测了硬化层的深度和宽度，试件在激光淬火后表面硬度可以达到模具钢的使用要求;通过应力场得知在试件中存在复杂交织的残余拉、压应力，为达到预期的性能要求可以选取合适的激光工艺参数;通过位移场得知在热应力和相变应力的共同作用下，试件最终产生很小的塑性变形，可以忽略不计。

研究表明，激光淬火可显著提高模具表面的硬度、细化晶粒，增加模具的耐磨性，提高模具的使用寿命;激光淬火的可控性可提高产品淬火质量的稳定性，其高效率可缩短产品的制造周期。同时，材料性能的大幅提高使低成本材料替代高成本材料成为可能。

参考文献

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[10]谭真,郭广文.工程合金热物性[M].北京:冶金工业出版社.1994.9.

磨削与表面淬火集成新工艺技术研究 第4篇

1 前言

金属表面热处理技术在工业生产的各个部门得到了广泛的应用, 通过机械、物理、化学等方法来改变材料的表面形貌、化学成分、相组成、微观结构和表面应力状态, 使材料表面具有更高的耐磨性、耐腐蚀性和抗疲劳性能, 从而充分发挥材料的性能和潜力。在工业生产中有许多表面热处理工艺:利用力冲击使金属表面强化的表面热处理技术有喷丸 (砂、磨料、水) 强化、捶击强化等;利用热化学作用使表面强化的有渗氮、碳氮共渗、渗硼、渗铬等;利用机械和热作用使表面强化的表面热处理技术有摩擦强化、加压抛光等。无论采用何种热处理工艺都需要对零件进行运输、储存、清洗等操作, 不可能将其集成到产品的机械加工生产线上, 因此将使产品生产周期加长、成本提高。磨削加工中, 金属切削所作的功几乎全部转化为热量, 由于被切削的金属层较薄, 大约有60%~90%的热量被传入工件, 这些传入工件的热量在磨削过程中常来不及传入工件深处, 而聚集在表面层里形成局部高温。如果利用磨削加工中产生的热量对工件进行表面热处理, 不仅可充分利用被认为是“消极因素”的磨削热, 而且还可实现磨削加工与表面热处理的集成, 在磨削加工中直接对零件表面进行淬硬, 在获得满意的尺寸精度、形状精度和表面质量的同时, 又提高零件的耐磨性和疲劳强度, 改善零件材料的性能。

磨削加工中磨削热的扩散及控制, 一直是该领域的重要研究课题, 若工艺条件不当, 磨削热将影响已加工工件的表面质量, 特别是加工淬硬钢时, 还可能引起加工表面的热损伤。994年, 德国的E.Brinksmeier和T.Brockhoff首次提出了关于在磨削加工中利用磨削热对零件进行表面淬火的热处理新工艺, 并于996年和999年进一步阐述了这一新工艺在工业中应用的可行性及相关试验研究结果。2000年, 澳大利亚的Zhang.L和Zarudi.I申请了关于磨削加工和表面淬火集成工艺的专利。可见, 在材料去除加工的同时对工件表面进行淬硬处理的方法具有潜在的发展前景。为得到满意的磨削淬硬结果, 需在磨削加工时产生大量磨削热及获得最佳热量扩散分配比, 因此磨削淬硬工艺不宜使用冷却润滑液。但当工件体积太小, 不足以满足自身淬火功能要求时, 可使用冷却液帮助实现工件淬火。另外, 冷却液可用于冷却砂轮和清洗磨削淬硬后的加工面, 磨削淬硬工艺适用于各种廓形的磨削加工。

2 磨削区温度分布的理论模型

磨削热来源于磨削功率的消耗, 单位时间磨除单位面积金属所消耗的能量称为比磨削功率。

进入工件的单位能量为

式中, Pc为比磨削功率, Nm/mm2s或W/mm2;Vs为砂轮线速度, m/s;Vw为工件线速度, m/s;ap为磨削深度, mm;lg为工件与砂轮接触长度, mm;Ft为切向磨削力, N;ec为进入工件的单位能量, J/mm2;R为进入工件的热量分配比率;t为接触时间, s。

磨削时由于切削深度较小, 接触弧长也很小, 因此将磨削热问题视作带状热源在半无限体表面上移动的情况来考虑。常用的热源模型有矩形热源和三角形热源, 从磨削区的切削和摩擦情况分析, 三角形热源模型更接近实际测定的情况, 但两种热模型所计算磨削区的最高温度相同。

3 磨削热对零件表面特性的影响

磨削加工在材料去除及切屑形成的同时所产生的磨削热量主要通过工件扩散, 使工件表面产生高温, 这种热载荷与磨粒和工件表面之间的机械载荷叠加, 当磨削淬硬钢时, 将使工件表面产生裂纹、回火以及产生白亮化层;当磨削未淬硬钢 (如退火钢) 时, 由于表层材料被磨削热加热到一定温度时将产生由珠光体向马氏体转化, 使材料产生表面硬化现象 (如图) , 即“磨削淬硬”, 并在表面层产生残余压应力 (如图2) , 使零件抗疲劳强度和耐磨性增加 (如图3) 。E.Brinksmeier和T.Brockhoff首次对典型的轴类零件进行磨削淬硬处理, 随后又对退火的过共析钢和亚共析钢进行磨削淬硬试验研究, 得到了深度达0.25 mm的马氏体硬化层, 为这一新工艺的工业应用打下了基础。

4 磨削用量对磨削淬硬工艺的影响

4.1 磨削速度

随着磨削速度的提高, 单颗磨粒的切深减小、切屑变薄, 使磨削力降低。在磨削力不变的条件下, 增大磨削速度将使比磨削能增加, 使进入工件的单位能量也增加。另一方面, 磨削力的增大或减小与磨削速度和其他参数 (如工件进给速度) 有关。因此, 磨削速度与磨削淬硬没有直接的对应关系 (如图4) 。

4.2 磨削深度

磨削深度与单位时间单位砂轮宽度的比材料去除率成正比, 同时也与当量磨削层厚度成正比, 因此在砂轮速度和工件进给速度不变的条件下, 增加磨削深度将导致磨削力的增大, 使比磨削能增加;另一方面, 磨削深度的增加, 砂轮与工件接触弧长增加, 使比磨削能降低。图5为比磨削能和硬化层深度随磨削深度的变化曲线。从图5看出, 随着磨削深度的增加, 比磨削功率降低, 而进入工件的单位能量和硬化层深度增加。这是因为随着磨削深度的增加, 磨削力增加没有砂轮与工件接触弧长和磨削深度乘积显著, 所以比磨削功率降低, 由于砂轮与工件的接触弧长增加, 使热源与工件的作用时间增加比比磨削功率降低显著, 因此进入工件的单位能量随着磨削深度的增加而增加, 从而导致工件表面硬化层深度增加。

4.3 工件进给速度

在其他参数不变的条件下, 增加工件进给速度, 磨削力增加, 使比磨削功率增加, 但进入工件的单位能量由于工件和热源接触时间减少而减小。从图6明显可以看出:当进给速度很低时, 虽然进入工件的能量很高, 但由于所消耗的比磨削功率很低, 因此淬硬层深度较小;随着进给速度增加, 比磨削功率增加, 但由于减少了工件与热源的接触时间, 进入工件的热源能量降低, 使淬硬层深度减小。

5 结论

(1) 磨削淬硬工艺使表面热处理工艺不仅集成到生产线上, 而且和零件加工过程一体化, 减少生产工序, 缩短加工周期, 降低产品成本。

(2) 磨削淬硬工艺适合于在普通磨床上对各种廓形进行表面淬硬处理, 工艺适应性广。

(3) 通过调整磨削用量 (大切深、适中工件进给深度和常规磨削速度) , 采用普通刚玉砂轮和对被加工零件进行回火处理, 可得到最佳的淬硬效果。

(4) 磨削淬硬工艺与渗氮、激光 (电子束) 淬火、射流冲击表面强化硬化层深度相当。

激光表面淬火 第5篇

关键词：汽轮机,叶片,激光淬火,极化曲线

0 引言

水蚀现象普遍存在于汽轮机末级叶片中。末级叶片的工作环境为湿度在9%~14%的湿蒸汽介质中, 且末级叶片在较高的转速下工作, 同时气流中含有大量的水滴, 在高速离心力作用下冲蚀叶片, 造成叶片的点蚀, 使叶片失效, 造成机组效率降低, 严重的情况下甚至会出现安全事故。因此汽轮机末级叶片的防水蚀研究既迫切又非常有意义。

本文采用汽轮机末级叶片常用马氏体沉淀硬化型不锈钢17-4PH进行激光淬火强化处理, 对强化处理后的合金的动电位极化曲线进行了研究, 研究了其耐水蚀性能的机理。

1 试验

1.1 试验材料

%

基体采用汽轮机叶片常用不锈钢材料0Cr17Ni4Cu4Nb (17-4PH) , 该材料属于马氏体沉淀硬化型不锈钢, 合金化学成分见表1, 力学性能如表2所列。

1.2 试验方法

按照GB/T 17899-1999《不锈钢点蚀电位测量方法》进行17-4PH不锈钢的动电位极化曲线实验。所用实验仪器为自制的恒电位仪。试验介质为3.5%的Na Cl溶液, 温度为 (30±1) ℃。采用国内标准三电极体系:辅助电极采用Pt电极, 参比电极采用饱和汞电极。回扫电流密度10 m A/cm2, 电位扫描速度是l m V/s。

2 结果与讨论

2.1 动电位极化曲线分析

17-4PH不锈钢激光淬火前后在3.5%Na Cl溶液中的动电位极化曲线如图1所示。从图中可以看出表面经激光淬火后的17-4PH不锈钢有明显的钝化区。相对而言, 基体试样也存在一个比较小的钝化区, 这说明激光淬火前后的17-4PH不锈钢在所研究的腐蚀介质中都具有自钝化行为。表3列出了17-4PH及其表面淬火后在含有氯离子的溶液中的电化学参数。17-4PH钢激光淬火后击破电位为0.214V, 远远高于激光淬火前17-4PH钢的击破电位 (-0.022V) , 这说明经过激光淬火后, 不锈钢的点蚀敏感性大大降低, 不锈钢的耐点蚀性能得到明显提高, 较宽的钝化区间也说明经过激光淬火处理后的不锈钢更适合于不同的腐蚀环境。

2.2 动电位循环极化曲线分析

对17-4PH激光淬火和17-4PH基体试样进行循环极化曲线测试, 结果见图2和图3所示。循环极化曲线上可用于评价材料耐蚀性的特征参数有击穿电势Eb (正程曲线上的抬头电势) 、保护电势Ep (反程曲线与正程曲线相交的电势) 及曲线上的滞后环面积A。

从表4中可以看出, 17-4PH激光淬火层和基体发生点蚀的地方能够自修复, 淬火层Eb-Ep值较基体低40 m V左右, 这表明相对17-4PH基体试样, 淬硬层出现点蚀后, 蚀孔迅速发展的倾向性较小。

一般认为, 由正扫曲线和反扫曲线所围成的环形曲线面积可以判断点蚀形成后的发展程度, 环面积越小点蚀发展程度越小。根据文献资料, 单纯依据封闭滞后环面积来评定金属材料的点蚀并不准确, 应该使用相对环面积来评定金属材料的耐点蚀性能更加客观合理。相对环面积的计算方法为:相对环面积=滞后环面积÷电势区间。电势区间为扫描终止电势Ef与保护电势Ep之差。循环极化曲线各状态的滞后环面积, 电势区间和相对滞后环面积见表5。

由表5中的数据可知, 无论是从滞后环面积, 还是相对环面积, 淬硬层的数值都比基体的小, 这说明淬硬层的点蚀发展比基体缓慢。

3 结论

通过以上对激光淬火强化处理后的17-4PH不锈钢的动电位极化曲线及动电位循环极化曲线分析, 可以看出:

1) 17-4PH钢激光淬火后击破电位为0.214 V, 远远高于激光淬火前17-4PH钢的击破电位 (-0.022 V) , 淬火后的不锈钢点蚀敏感性大大降低, 耐点蚀性能得到明显提高, 较宽的钝化区间也说明经过激光淬火处理后的不锈钢更适合于不同的腐蚀环境。

2) 激光淬火层和基体发生点蚀的地方能够自修复, 淬火层Eb-Ep值较基体低40 m V左右, 相对17-4PH基体试样, 淬硬层出现点蚀后, 蚀孔迅速发展的倾向性较小。

激光表面淬火 第6篇

冷轧工作辊热处理生产的技术要求主要包括表面硬度、淬硬层深度和表面硬度均匀性等。通常冷轧工作辊的热处理主要采用表面感应加热淬火的工艺方式。其中, 对于给定材质所要求的淬硬层深度, 一方面, 可以通过选择感应加热过程中电源的频率来得到不同的加热深度, 随后在冷却过程中得到不同的淬硬层深度;另一方面, 可以通过改变感应加热淬火过程中的工艺参数 (如加热温度、保温时间和冷却强度等) 来改变轧辊表面硬度和淬硬层深度的大小。而不管采取何种方式, 表面硬度和淬硬层深度的改变均取决于加热冷却过程中的组织转变。因此, 剖析感应淬火过程中轧辊辊身内部不同深度处的组织转变规律将有助于优化生产工艺, 提高产品质量。

1实验材料与方法

研究用冷轧工作辊材质为86CrMoV7, 其化学成分如表1所示。图1 (a) 所示为试验辊的规格尺寸, 试验辊辊身硬度要求为93～98 HSD, 淬硬层深度≥6 mm, 该辊经调质后辊身采用“中频连续感应淬火+回火工艺”获得上述的技术要求。对热处理后的试验辊从辊身中部切取圆饼状试样如图1 (b) 所示, 再从圆饼试样上沿半径方向自表面向心部切割15 mm20 mm试块进行组织观察和硬度测试。随后对切片圆饼状试样用工业盐酸热蚀后进行低倍组织观察, 对线切割试块经研磨和抛光后采用3%～4%硝酸酒精溶液显示微观组织形貌, 利用ZEISS-AXIO金相显微镜和ZEISS-EVO MA10扫描电镜进行显微组织观察, 硬度测试在HR-15A洛氏硬度机上测得。

2试验结果

图2所示为试验辊切片的低倍形貌与试验辊辊身由表及里的硬度变化曲线。由图2 (a) 可知, 中频连续表面淬火后试验辊辊身径向显微组织主要可分为3个区, 其中一区为淬硬层区, 二区为过渡层区, 三区为平衡转变区, 对应三区的硬度变化曲线如图2 (b) 所示, 一区淬硬层区硬度在距表面约8 mm左右的范围内保持等硬层约65 HRC, 随后硬度逐步下降;二区过渡层区硬度则快速下降至最低约27 HRC, 随后又逐步升高;在距表面约20 mm后组织进入三区平衡转变区, 该区硬度均维持在约31 HRC。

辊身径向距表面不同深度处的显微组织见表2及图3～8。

3分析与讨论

工件的感应加热过程具有集肤效应的特点, 即感应电流主要集中在工件表面, 其中电流透入的深度d可近似为感应加热的加热层深度, 电流透入深度的表达式如下[1,2]

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式中 d为电流透入深度 (mm) ;μ为材料相对磁导率;ρ为材料的电阻率 (Ωcm) ;f为电流频率 (Hz) 。

由式 (1) 可知, 对于给定材质的工件, 感应加热的加热深度主要与频率有关, 与频率的算术平方根成反比。对于本试验辊中频感应加热电源的频率约为250 Hz, 再将查得的相对磁导率和电阻率代人式 (1) , 计算得中频感应加热的加热深度约30 mm。而对于本试验辊直径仅为90 mm, 且在感应淬火加热前, 该试验辊还经过一次高温预热过程, 因此可知该试验辊在淬火冷却前整个辊身由表及里应均处于奥氏体化状态, 即试验辊心部有较大的热容量存在。通过上述的分析计算, 可用图9来描述整个淬火过程中辊身径向不同深度的组织演变特点。具体转变过程如下:

试验辊经预热+中频感应加热后, 整个辊身均处于奥氏体化状态, 由于奥氏体化时间短组织中仍有少量未溶的颗粒状碳化物存在, 如图9 (a) 所示, 而对于辊身径向由表及里不同深度的位置处, 由于奥氏体时间不一样, 使得径向组织中奥氏体晶粒大小和未溶碳化物颗粒多少会有所区别, 即在辊身表面附近奥氏体晶粒比心部大, 同时未溶碳化物数量表面比心部少;图9 (b) 所示为试验辊在淬火冷却初期内部组织的变化, 在淬火初期, 辊身表面迅速转变为马氏体, 而随着辊身由表及里深度的增加, 冷却速度减慢, 使得部分奥氏体发生屈氏体转变, 而在近心部部分, 冷却效果还未起作用, 因此心部仍保持奥氏体状态;当冷却继续进行过程中, 试验辊心部热量不断向表层扩散, 近心部奥氏体在缓慢冷却过程中发生平衡转变, 形成珠光体, 同时由心部向表面传递的余热会使前期已淬火形成的马氏体发生部分分解, 如图9 (c) 所示;随着冷却的继续, 心部的奥氏体也发生珠光体转变, 同时由心部向表面传递的热量在使马氏体发生回火分解的同时使部分屈氏体发生球化, 如图9 (d) 所示。

上述对试验辊加热冷却过程中辊身径向不同深度位置组织转变的分析结果如表2中所示的与试验结果相近, 符合该尺寸规格试验辊中频感应加热淬火的特点。

4结论

(1) Φ90 mm试验辊经中频连续表面淬火后, 辊身由表及里由三区组成:淬硬层区、过渡层区、 平衡转变区。

(2) Φ90 mm试验辊经中频感应加热后辊身均奥氏体化, 试验辊心部热容量大, 在淬火冷却过程中, 辊身心部的热量不断向表面传递, 使已淬火形成的马氏体发生自回火现象。

摘要：利用金相显微镜、扫描电镜研究了冷轧工作辊中频连续表面淬火过程中辊身由表及里的组织转变规律。结果表明:Φ90mm试验辊经中频连续表面淬火后, 辊身由表及里由三区组成:淬硬层区、过渡层区、平衡转变区。试验辊经中频加热后辊身均奥氏体化, 辊身心部热容量大, 在随后的淬火冷却过程中, 辊身心部的热量不断向表面传递, 使已淬火形成的马氏体发生自回火现象。

关键词：冷轧工作辊,中频,表面淬火,组织转变

参考文献

[1]付正博.感应加热与节能—感应加热器 (炉) 的设计与应用 (第1版) [M].北京:机械工业出版社, 2008.

激光表面淬火 第7篇

作为内燃机心脏部件气缸套。其在高温、高压的恶劣环境下承受着活塞、活塞环的高速滑动摩擦。因此, 气缸套是内燃机的易损部件。当其磨损量达到一定的值就会使内燃机的动力下降、排放尾气污染超标、增加燃油的使用量。为了延长气缸套的使用寿命及发动机的大修周期, 提高内燃机气缸套内孔抗摩擦磨损性能。就要提高气缸套内孔表面的硬度。用高能量的等离子束对内燃机气缸套内孔进行强化处理是提高气缸套内孔强度的重要方法。

2 等离子淬火机理

气缸套内表面等离子淬火的机理是采用等离子束为热源以极快的速度扫描气缸套的内表面, 使气缸套的内表面很快达到奥氏体的温度, 热源随即迅速离开, 使热量向气缸套内部深处传导, 被加热的气缸套表层迅速冷却, 气缸套表层的金相组织便由奥氏体转变成莱氏体及隐针马氏体硬化组织, 从而大大提高了气缸套内表层的硬度及耐磨性。气缸套在进行等离子淬火时快速进行加热和冷却, 生产细小的晶粒和晶类组织, 因此经过等离子表面淬火的气缸套在获得很高的强度和硬度的同时还保持很好的塑性和韧性。同时因为加热速度快的原因对气缸套的内表面的强韧性只存在轻微的弱化强度。等离子淬火属于一种依靠气缸自身热传导迅速冷却的淬火方法, 不需要任何的冷却介质, 所以处理环境清洁, 无污染。等离子设备的操作和维护简单, 价格相对比较低。

3 等离子淬火加工工艺和设备

我公司接到客户要求生产S195L、S1100L、S1115L、S1125L、S1130L等几种内燃机气缸套, 其孔径为95、100、115、125、130。上述缸套客户均要求内孔有螺旋状等离子带、右旋且规定了螺距、等离子带的宽度及距气缸套上、下口位置, 在内孔的外观上要求不能有麻点、不连续等离子带且成品其缸套内孔的粗糙度要求0.4。

我公司原来有一台山东某等离子设备厂生产的SDL-75/150等离子机床, 其控制系统是采用南京清华通用数控有限公司生产JWK-15T性控制器来控制等离子机床。枪炬沿机床X轴上下移动及工作台上的伺服电机沿Z轴的旋转运动。为此我们将螺旋加工程序按以下方式编辑 (以S195L为例, 孔95mm, 缸套总长210mm, 要求等离子螺旋带距缸套上10mm, 下口30mm) :

说明:1、U2是指枪炬与缸套之间的实际距离 (如S195要求上端距离10, 下端距离30, 则10+30=40) 除20。以S195为例:40/20=2, 即U2。

2、U8.5是指缸套加工长度除20。 (以S195为例:210-40=170/20=8.5)

3、W=9.6乘圈数 (S195为36圈)

4、U-10.5=- (U2+U8.5) , (以S195为例。)

加工后测量发现上述程序达到客户图纸要求的要求要求内孔螺旋状等离子带、右旋、螺距、等离子带的宽度及距气缸套上、下口位置, 在外观上无麻点、不连续等离子带的要求。但按原来工艺生产的气缸套在等离子加工后发现内孔的粗糙度不能达到客户要求的0.4要求, 因此, 将加工工艺由原来的成品气缸套后等离子改为等离子后再增加一道内孔抛光工序。这样就满足了客户要求气缸套内孔粗糙度0.4的要求。

从上述几种缸套加工的实际情况和客户的满意度可以看出:我公司使用上述的设备和工艺完全能满足客户要求的, 达到了预期的效果!

4 其他热处理和等离子的优点

等离子气缸套和其他热处理如等温淬火热处理、高温氮化热处理、激光束热处理相比存在以下几点优点:

a.生产效率高, 95-130毫米内径的气缸套, 合金强化时间在1分10秒至2分钟的范围内, 适应于大批量生产;

b.设备投资少, 是其它热处理设备的二分之一到三分之一;

c.处理成本低, 是其它几种热处理的四分之一到二十分之一;

d.热处理质量高, 根据气缸套各部分工作温度和磨损程度要求, 调整机床的转速和等离子束的电流强度, 实现“均衡磨损”控制;

e.无需要前期处理, 无污染, 无公害;

f.占地面积小, 对场地无要求;

g.使用操作简单, 设备容易维护。

5 结束语

在目前的技术水平下, 同其他热处理相比, 等离子热处理无疑是最佳的处理方式。我公司通过上述几种气缸套的生产, 对等离子淬火的生产工艺和生产设备做了更加深入的了解。

摘要：本文主要阐述内燃机气缸套内孔表面等离子淬火实现的具体方法、加工工艺及其特点。