崔 鼎 ，李 鵬

(西安法士特汽車傳動(dòng)有限公司，陜西 西安 710119)

齒輪傳動(dòng)是機(jī)械傳動(dòng)的一種主要傳動(dòng)形式，齒輪精度的高低決定了機(jī)械傳動(dòng)的精確性和平穩(wěn)性，而熱處理變形是影響齒輪精度的主要因素[1]。某工程機(jī)械齒輪結(jié)構(gòu)如圖1所示。外齒模數(shù)m=5,齒數(shù)z=68，螺旋角20.25°，花鍵模數(shù)m=1.5875,齒數(shù)z=48，壓力角30°，滲碳硬化層深0.90～1.50 mm，表面硬度59～65 HRC，心部硬度在硬化層深方向1.1 mm處不低于30 HRC，表面網(wǎng)狀非馬氏體組織層深≤0.02 mm，表面不允許有脫碳層，殘余奧氏體≤5級(jí)，碳化物≤3級(jí)，硬化層深處表層貝氏體≤2級(jí)。尺寸精度要求為齒向公差0.02 mm，跨棒距范圍416.429±0.133 mm，量棒12。齒輪材料為8620RH(美國機(jī)動(dòng)車工程師協(xié)會(huì)標(biāo))，化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：0.19～0.23 C，0.80～1.10 Mn，0.45～0.70 Cr，0.08～0.25 Mo，0.015～0.025 S，≤0.18 Si，≤0.02 P。

圖1 零件簡圖Fig.1 Parts sketch

零件加工工藝流程為：下料→鍛造→正火→粗車→拉花鍵→精車→滾齒→鉆孔→熱處理(滲碳、空冷→壓淬)→磨齒。滲碳和空冷處理工序在愛協(xié)林VKEs5/3型1.5 t箱式爐生產(chǎn)線上完成，采用圖2工裝支撐零件；二次加熱在9工位的轉(zhuǎn)底爐上完成；采用黑森SP500型淬火壓床生產(chǎn)線，完成壓淬、熱后清洗、低溫回火工序。其中壓淬工藝參數(shù)為：擴(kuò)張芯軸的壓力為200 psi；齒輪大端面和齒輪小端面均采用脈沖施壓，頻次為4 s開1 s關(guān)，壓力為90 psi；淬火油為好富頓K2000油，淬火油流量為1200 L/min，壓淬時(shí)間380 s。磨齒設(shè)備為萊森豪爾RZ550型磨齒機(jī)，滾齒后零件齒部單邊磨量為0.40 mm。

圖2 零件正火熱處理時(shí)備料示意圖Fig.2 Schematic diagram of material preparation during normalizing heat treatment of parts

采用上述工藝流程加工零件的廢品率達(dá)到5%～10%，主要不合格項(xiàng)為在磨齒工序出現(xiàn)的齒部黑皮，如圖3所示。

圖3 磨齒出現(xiàn)局部黑皮(沒有磨量)Fig.3 Local black skin appears on gear grinding (no grinding amount)

1 零件數(shù)據(jù)測(cè)量與分析

對(duì)零件進(jìn)行跟蹤試驗(yàn)，找出局部黑皮原因。試驗(yàn)過程為：抽取12件熱處理前零件進(jìn)行工藝跟蹤試驗(yàn)，每個(gè)零件在機(jī)加工完成后測(cè)量三組直徑方向的跨球距，為消除齒輪向方向的誤差，均測(cè)量齒寬方向中間的位置，結(jié)果見表1。

表1 熱處理前零件外齒跨球距(mm)Table 1 Outer tooth span ball pitch of parts before heat treatment

由表1可知，零件滾齒后外齒跨球距變動(dòng)量在0.01～0.03 mm之間，且平均值滿足技術(shù)要求。因此，機(jī)加工過程跨球距尺寸符合工藝要求。

檢測(cè)熱處理前、滾齒后的齒輪齒向報(bào)告，如圖4所示，齒向偏差最大的0.0089 mm，符合工藝要求的小于0.02 mm。因此，機(jī)加工過程齒向精度滿足工藝要求。

圖4 滾齒后齒輪齒向檢測(cè)報(bào)告Fig.4 Test report of gear tooth direction after gear hobbing

將12件零件按照正常工藝流程在熱處理后、磨齒前再次測(cè)量零件的跨球距尺寸，結(jié)果如表2所示。

表2 熱處理后零件外齒跨球距(mm)Table 2 Outer teeth span ball pitch after heat treatment of parts

由表2可知，熱處理后零件的跨球距尺寸均發(fā)生了一定的變化，同一零件的變動(dòng)量最大達(dá)到0.05 mm，平均尺寸較熱處理前最大增加0.086 mm。12件零件經(jīng)過磨齒后，有一件出現(xiàn)未磨圓齒部黑皮，該零件的跨棒距變動(dòng)量為0.05 mm。由于淬火后得到的馬氏體組織增大，所以熱處理后跨棒距比熱處理前的稍大[2]。圖紙要求成品的跨棒距為416.430±0.134 mm，齒部單邊磨量為0.40 mm，而跨棒距0.05 mm的變動(dòng)量不足以造成齒面未磨圓，不是造成未磨圓齒部黑皮的主要原因。

進(jìn)一步分析原因，對(duì)熱處理零件進(jìn)行齒向精測(cè)，測(cè)量報(bào)告如圖5所示。從圖5中可以看出，零件經(jīng)滲碳?jí)捍愫簖X向畸變嚴(yán)重，但是變形較為規(guī)律，均向一個(gè)方向傾斜[3]。經(jīng)過研究分析認(rèn)為零件在端面方向可能存在變形，因而測(cè)量零件兩側(cè)大端面到中間小端面的距離(具體位置見圖1中尺寸9±0.5 mm)進(jìn)行驗(yàn)證。

圖5 熱處理后齒部齒形檢測(cè)報(bào)告Fig.5 Test report of gear tooth profile after heat treatment

由于齒輪兩側(cè)對(duì)稱，為了在拉內(nèi)花鍵工序區(qū)分定位面，齒輪齒廓部位的倒角一側(cè)大，另一側(cè)倒角小。熱處理前小端面到大端面的落差為9±0.025 mm，熱處理后要求9±0.5 mm。測(cè)量65件熱處理后零件兩側(cè)高度差結(jié)果見圖6。從圖6可以看出，兩側(cè)大端面到中間小端面的高度差呈相正負(fù)相反的狀態(tài)，大倒角端面高度差為正值，小倒角端面高度差為負(fù)值，兩側(cè)的高度差絕對(duì)值基本相等，圖形成對(duì)稱狀。這說明零件熱處理后的狀態(tài)是大倒角一側(cè)相對(duì)中間小端面高度差變大。因零件在熱處理過程中是平放備料大倒角一側(cè)向下，即零件在齒廓部位向下發(fā)生了變形，形成了類似倒扣的“碗”狀，從而導(dǎo)致齒部在寬度方向的變形不一致，造成磨齒時(shí)齒寬方向的磨量不均勻，甚至沒有磨量導(dǎo)致齒部黑皮。因此，熱處理過程中齒部寬度方向變形不一致是產(chǎn)生齒面磨齒黑皮的主要原因，進(jìn)一步分析可知熱處理變形主要是在平放備料時(shí)零件外齒在熱應(yīng)力、組織應(yīng)力和自重的作用下產(chǎn)生整體向下的變形趨勢(shì)。為消除這種變形趨勢(shì)，從熱處理工裝著手，通過重新設(shè)計(jì)工裝改變零件的受力方式，從而消除或減少齒廓部位在平放備料時(shí)向下變形導(dǎo)致的熱后磨齒黑皮。

圖6 熱處理后零件兩側(cè)高度差Fig.6 Height difference between two sides of parts after heat treatment

2 熱處理工裝改進(jìn)與驗(yàn)證

2.1 熱處理工裝改進(jìn)

零件熱處理時(shí)與平放工裝接觸的部位僅16 mm厚，在高溫下零件受重力作用產(chǎn)生畸變，大外圓處產(chǎn)生下沉，以至于壓淬也無法修正。針對(duì)此情況重新設(shè)計(jì)新工裝如圖7所示，工裝直接支撐大端面和中間薄壁部位，零件在垂直方向受力更為均勻，外齒部位也得到有效支撐，理論上能夠有效地減小齒部變形。

圖7 優(yōu)化后熱處理備料工裝Fig.7 Optimized material preparation tooling for heat treatment

2.1 零件受力分析

使用Solidworks Simulation對(duì)熱處理零件在新工裝備料后進(jìn)行受力分析，工裝材料為耐熱鋼HR32，工裝與零件的接觸選擇默認(rèn)的無穿透型，固定幾何體為工裝的下端面，外部載荷為靜態(tài)引力，分析類型為變形位移分析，網(wǎng)格劃分完成后，運(yùn)行分析算例。工裝零件組合體的位移云圖[4]，如圖8所示。

由圖8(a)的位移云圖可知，原工裝零件組合體的最大位移發(fā)生在齒部，最大值約0.6525 mm，與實(shí)際情況相符；由圖8(b)的位移云圖可知，新工裝零件組合體的最大變形發(fā)生在零件的減重孔處，最大變形量為0.02 mm，而齒部的變形量大大降低，達(dá)到了預(yù)期變形量。

(a)原工裝備料；(b)優(yōu)化后工裝備料圖8 零件溫度及受力分析(a)raw material preparation tooling; (b)optimized material preparation toolingFig.8 Temperature and stress analysis of parts

2.3 效果驗(yàn)證

使用新工裝備料50件零件進(jìn)行熱處理后，跟蹤零件兩側(cè)的高度差變化，測(cè)量數(shù)據(jù)顯示兩側(cè)高度差未出現(xiàn)明顯的一側(cè)為正值、一側(cè)為負(fù)值的情況，均在±0.25 mm范圍內(nèi)波動(dòng)。50件零件兩側(cè)高度差測(cè)量數(shù)據(jù)如圖9所示，跟蹤該批次零件的磨齒情況，結(jié)果顯示50件零件均正常完成磨齒，未出現(xiàn)磨不圓齒部黑皮的情況。同樣的工藝連續(xù)生產(chǎn)了幾個(gè)批次共計(jì)400余件產(chǎn)品，跟蹤結(jié)果顯示零件的高度差均穩(wěn)定在±0.25 mm范圍內(nèi)，磨齒工序都正常完成，沒有出現(xiàn)磨不圓齒部黑皮的情況。說明新設(shè)計(jì)的熱處理平放備料工裝有效地解決了零件熱處理過程中受力不均勻?qū)е碌膯芜呑冃螁栴}，從而消除了由此導(dǎo)致的磨齒齒部黑皮問題，零件的合格率大幅提高。

圖9 新工裝備料零件兩側(cè)高度差Fig.9 Height difference between two sides of new tooling parts

3 結(jié)論及建議

目前在機(jī)械零件加工制造中，零件的熱處理變形一直是一個(gè)較難解決的問題，尤其齒輪變形的修正和齒部精度等級(jí)的提高主要還是依靠熱處理后的磨齒、珩齒等工藝完成。一些變形較大的零件即使通過加大熱處理后加工余量仍不能完全消除，特別是一些大尺寸齒輪零件在加大熱處理后磨齒磨量可能會(huì)產(chǎn)生齒面磨削量不均勻，導(dǎo)致齒部最終硬化層深淺不均，齒面殘余應(yīng)力分布不均勻，影響齒輪的承載能力及使用壽命，同時(shí)也提高了熱處理后精加工的成本。

本文通過對(duì)外徑φ410 mm的8620RH鋼齒輪在磨齒過程中產(chǎn)生齒部黑皮的原因進(jìn)行分析，從熱處理前工件尺寸、熱處理后工件尺寸、磨齒磨量、熱處理前后齒形齒向變化等方面進(jìn)行分析驗(yàn)證，零件在熱處理過程中受力不均勻產(chǎn)生的變形是導(dǎo)致磨齒齒部黑皮的主要原因。通過重新設(shè)計(jì)熱處理工裝，運(yùn)用有限元模擬分析和實(shí)際驗(yàn)證的方式，采用新設(shè)計(jì)的工裝備料解決了零件熱處理過程中受力不均勻的問題，零件的不均勻變形得到了較大的改善，磨齒齒部黑皮的問題得到了解決。本文從零件熱處理過程受力出發(fā)，重新設(shè)計(jì)熱處理工裝[5]，有效地控制了零件的熱處理畸變，保證齒輪在后續(xù)加工工序中能均勻磨齒，獲得相對(duì)均勻的齒面硬化層，解決大尺寸齒輪類零件熱處理變形和提高零件加工合格率，得到試驗(yàn)數(shù)據(jù)為此類工藝問題的解決提供一些參考。