鋼的硬度和淬透性 (中)
從 美國金屬學會 熱處理手冊 上學習:鋼的硬度和淬透性 (中)
注:本文由實驗數據繪制的圖表詳實,實用價值很高。文中鋼的牌號以及數據單位不再做轉換,讀者自己查詢。文中圖表是使用手機軟件編輯上去的,有些變形失真,敬請諒解。
五、淬透性相關曲線
由于末端淬火距離與冷卻速度有唯一的對應關系,末端淬火試驗和格羅斯曼淬透性測量的通用性得到了拓展。例如,末端淬火距離應該與 DI 有關,因為兩者都可用來測量產生規定組織(50%馬氏體)的冷卻速度。已知一種鋼的 J 值和淬火冷卻介質的H值,便可以預測任意規格的圓棒的淬硬深度。在許多情況下,測量冷卻速度顯然是不切實際的,或者是不可能的,此時便可以根據冷卻速度與末端淬火距離的唯一對應關系,將末端淬火硬度值與等效冷卻速度以及各種截面尺寸和形狀條件下的淬硬深度聯系起來。 基本假設是在一根鋼制圓棒的兩個部位上有相同的冷卻速度時,將表現出相同的硬度。例如,圖17所示,為兩種淬透性不同的鋼在末端淬火曲線上的拐點(這里常常對應50%馬氏體)。淬透性較低(圖17 a) 的鋼的端淬曲線在45HRC處有一個拐點,此拐點處的冷卻速度與直徑為100mm (4in) 的圓棒1/2半徑位置(Du/D=0. 5) 處的冷卻速度相對應(圖17 b) .淬透性較高的鋼(圖 17 c) 在45HRC 處也有一個拐點,但是該拐點的末端淬火距離(Jd) 較大(在24/16in的位置)。這相當于以較低的冷卻速度淬火,且采用圖 1-64 d)中的淬火烈度(H值)時,直徑為100mm (4in) 的圓棒可以被淬透。 這一過程可以延伸到繪制末端淬火等效冷卻速度(Jec) 圖,如圖18所示。該圖的實際應用價值是:不同淬冷烈度(H值)的各種規格的圓棒上的等效位置對應于圓棒末端淬火距離的硬度值。例如,可以利用圖18來說明圖17中兩種不同鋼的硬度。
▲圖18 末端淬火試樣上等效末端淬火硬度位置與在油、水、鹽水中淬火的圓棒不同位置等效冷卻速度的對應關系(虛線表示直徑為12.7~102mm(0.5~4in)的圓棒中的不同位置,與末端淬火圓棒J8(8/16in)位置等效)注:為了從末端淬火實驗結果中確定橫截面硬度,在橫坐標上選取適當位置處的末端淬火硬度,向上延伸到需要獲得給定圓棒硬度的淬烈度的曲線上首先分析圖17 a )所示的鋼,要求將直徑為100mm (4in) 的圓棒(圖17 b) 淬硬至1/2半徑的深度。達到這一淬硬深度要求的淬冷烈度可根據圖18 與鋼的末端淬火曲線(圖17 a) 來確定。末端淬火曲線的拐點位于末端淬火距離12/16in處。那么,在圖18 g)中從12/16in的位置向上,要將這種鋼淬硬至1/2半徑的深度,需要的淬冷烈度約為 H=1. 5。
以圖17 a)中鋼的淬透性,把直徑為100mm (4in) 的圓棒全部淬硬(中心為50%馬氏體)是不可能的。重復上述步驟,要實現圖 18 中的完全淬透,淬冷烈度將會超過表面理想冷卻(H=1) 的淬冷烈度。但對于淬透性較高的鋼(圖17 c) , 即使淬冷烈度比H=0. 5小一點,也可以將直徑為100mm(4in) 的圓棒(圖17 d) 的中心淬透。淬透性較高的鋼,其末端淬火曲線的拐點處于圓棒距淬火端1. 75in的部位,這(常用圖18 g) 等效于直徑為100mm (4in) 的圓棒的中心硬度,即H= 圖18 和圖19 (適用于橫截面積更大的圓棒), 提供了將末端淬火距離與不同規格圓棒內的等效硬度和淬冷烈度對應起來的一種實用方法。
▲圖19 直徑為125~200(5~8in)的圓棒的等效末端淬火硬度 Jeh
與部位的對應關系
這樣,對于給定的鋼的末端淬火,如果已知橫截面尺寸和淬冷烈度,就可以估算整個橫截面上硬度的分布情況。這些圖對估算整個橫截面的強度特別有用,因為從一組不同直徑圓棒的末端淬火數據可以預測將來選用鋼材的整體硬度分布(在某種程度上也可以預測顯微組織)。圖18 就給出了這種方法的步驟。 以格羅斯曼圖(上篇 圖15和圖16 c) 為基礎,拉蒙特(Lamont) 利用末端淬火距離(表2)對應等效冷卻速度的基本原理,繪制了各種橫截面的淬硬深度比例對應不同H值的圖。圖20所示,為將不同直徑的圓棒全部淬硬和淬硬到1/2 半徑的實例。
▲圖20 不同淬冷烈度的等效末端淬火部位和50%馬氏體淬硬的圓棒直徑的拉蒙特圖
a) 圓棒中心位置 b)圓棒1/2半徑位置
拉蒙特還繪制了其他淬硬深度的類似關系圖,如圖21和圖22所示。需要注意的是,拉蒙特圖是以格羅斯曼的Jd與DI (圖16 c)的對應關系為基礎的,且后來由卡尼(Carney)予以完善。
▲圖21 圓棒直徑比例r/R=0.2-0.5的等效末端淬火位置的拉蒙特圖
▲圖22 圓棒直徑比例r/R=0.6-0.9的等效末端淬火位置的拉蒙特圖 卡尼繪制了改進的理想臨界直徑與末端淬火位置關系曲線(圖16 c) , 卡尼曲線針對隨尺寸和位置不同H的變化進行了修正。使用中等至良好的淬火油或水對圓棒或末端淬火試樣進行淬火,通過分析冷卻速度、圓棒淬火特性和末端淬火試樣,可以得到以50%、80%和95%馬氏體位置(替代冷卻速度)為基礎的更為可靠的曲線。例如,圖23所示為超過50%馬氏體部位的 H 值的變化。
▲圖23 從845℃(1550°F)淬火至半冷圓棒中 H 值的變化
a) 水淬 b)油淬
圖24所示為水淬和油淬各種圓棒和末端淬火試樣在相等冷卻時間下的對應曲線。
▲圖24 從845℃(1550°F)淬火,末端淬火距離與相同半冷溫度的圓棒位置的對應關系
a) 水淬 b)油淬
這些曲線與拉蒙特曲線不一致。拉蒙特曲線對應的淬透性是基于由格羅斯曼及其同事所做的 H 為常數的假設。得到的數據見表4 和圖25及圖26 由卡尼經驗關系式。▼表4 末端淬火圓棒與各種油淬和水淬圓棒中心位置的對應關系
▲圖25 845℃(1550°F)水淬圓棒的等效端淬位置
a)95%馬氏體 b)80%馬氏體 c)50%馬氏體
▲圖26 845℃(1550°F)油淬圓棒的等效端淬位置
a)95%馬氏體 b)80%馬氏體 c)50%馬氏體
對于鋼而言,大于50%馬氏體的等效位置的冷卻速度大致相同。對于大于50%馬氏體的位置,令人滿意的熱擴散系數是6. 4mm2/s (9. 9E-3in2 /s) 。對于小于50%馬氏體的位置,珠光體、鐵素體、貝氏體和馬氏體的不同擴散系數影響著冷卻速度。 通常的做法是使用書中給出的淬火冷卻介質的平均 H 值或淬火方法,如攪拌強烈、良好、中等和無攪拌,而不是實測 H 值。通過這種做法,對于一個給定的淬火過程,忽略了 H 值隨零件尺寸和部位的變化,很有可能造成在較小規格圓棒中預測的淬硬深度小于實際獲得的淬硬深度,在較大規格圓棒中預測的淬硬深度遠遠大于實際獲得的淬硬深度。當出現這些情況時,意味著使用給定淬火冷卻介質的一些熱處理工藝可以用于小截面的低合金鋼的淬火,而對于較大的截面應該使用具有深層硬化能力的合金鋼淬火。 末端淬火試驗以及成為工業標準,因為它可以提供有價值的信息、相對經濟,并且有良好的再現性。末端淬火試驗提供了25~150mm (1~6in) 范圍內的鋼材理想臨界直徑(DI) 的有效數據,理想臨界直徑DI 可能小于25mm (1in) , 但是,通常要求靠近圓棒的淬火端使用維氏硬度值,可能比使用洛氏硬度測量設備更精密些。也可以采用其他淬透性試驗方法。 經常需要確定滲碳鋼高碳層區域的淬透性。這對控制滲碳和淬火工藝很重要,并且決定了一種鋼滿足滿足滲碳零件的顯微組織和硬化層深度技術條件的能力。參見圖27 。
▲圖27 滲碳鋼(5120)的末端淬火曲線
注:圓棒正火925℃×20min, 固體滲碳925℃×9h直接淬火, 奧氏體晶粒度6~8級
一般來說,心部淬透性足夠,并不能保證硬化層淬透性足夠,尤其是當滲碳之后要求重新加熱淬火時,不如在滲碳爐中直接淬火。導致這種結果的原因有兩個:首先相同合金成分含量對不同含碳量的合金鋼的淬透性具有不同的作用;其次,淬火前高碳層區域中的合金碳化物并不總是全部溶解,正如通常在低碳心部區域的奧氏體得到的那樣。于是,當對于一個特定應用必須選擇一種滲碳鋼時,硬化層淬透性的直接測量就變得很重要。硬化層淬透性的測量是按照以下方法完成的。將一根標準的末端淬火試棒在925℃下固體滲碳9小時并以常規方式末端淬火,將另一根對比試棒在相同的滲碳罐中同時滲碳用于確定滲碳深度。在試棒上做連續滲層剝層化學成分分析,以確定各深度上的含碳量。繪制滲碳層曲線后,便可確定末端淬火試棒上各種含碳量的深度。假設末端淬火試樣上含碳量的分布與對比試棒是相同的,在末端淬火試棒的各種深度(通常碳的質量分數是1. 1%、1. 0%、0. 9%或0. 8%, 在某此情況下低至0. 6%)上小心地磨出縱向平面,并在這此含碳量的縱向磨面上通過橫截面硬度確定淬透性。
在磨削時,必須小心操作以避免過熱和回火,并且必須保證在磨面的正中心進行硬度測量,以確保硬度值對應于一個單一的碳含量。使用洛氏硬度A標尺比洛氏硬度C標尺好,因為這樣可把壓頭穿透到軟表面層的深度降到最低程度。為了繪圖,應再將洛氏硬度A標尺轉化成洛氏硬度C標尺。在滲碳試樣的較高含碳量層,殘留奧氏體的存在會影響硬度。因此,通常需要通過金相拋光和磨面腐蝕來 評價顯微組織和深度之間的相互關系。那么,末端淬火距離可以用于測量淬透性選定非馬氏體相變組織的某種等級作為末端淬火距離。
已經過滲碳處理,再在925℃ (1700°F) 以下重新加熱淬火的鋼材,如8620、4817和9310鋼,也可以采用這種技術的改進形式確定其硬化層淬透性。末端淬火滲碳試樣和比較梯度圓棒在滲碳溫度下一起油淬,然后在保護氣氛爐中重新加熱到要求的溫度并保溫55~60min, 同時應確保至少有30~35min的透燒時間。然后對淬透性試樣進行末端淬火,對含碳量梯度圓棒進行油淬,為了做先前描述的含碳量梯度分析,以及便于機加工而進行回火。為完成滲碳層淬透性試驗,至少需要兩個試樣。在SAE J406 標準中對硬化層淬透性測量技術做了更詳細的描述。
6.2 氣冷淬透性試驗
當在鋼中施加一個比在末端淬火試棒上慢的冷卻速度時,可以用來評價具有很高淬透性的鋼的淬火情況。具體方法是,Φ25. 4mm (1in) 的試棒完成奧氏體化后,其100mm(4in)長度,放在夾具上,暴露于靜止的空氣中冷卻進行相變,這個冷卻過程是很慢的,并且冷卻速度會沿著試棒的長度方向降低。然后,沿著試棒長度方向間隔一定距離測定硬度,繪制硬度曲線。
6.3 低淬透性鋼
在碳鋼或低合金鋼中即使在標準試棒上1.6mm(1/16in)的位置,冷卻速度都不足夠快以使其淬透。這些鋼,端淬試驗是無效的,適用于低淬透性鋼的試驗方法熱鹽水試驗和SAC(surface-area-center)試驗法。熱鹽水法是由格蘭奇(Grange)提出的。他是將試棒在一系列不同溫度的鹽水中淬火如圖28所示 。由此得到的硬度,提供了一種對淬透性非常敏感的實驗方法。
▲圖28 鹽水淬透性試驗的典型結果
注:C0.18% Mn0.81% Si0.17% Ni1.08%,
奧氏體化溫度845℃。晶粒度5-7級
SAC試驗法是將Φ25.4mm(1in)的試棒在空氣中正火,然后加熱至奧氏體水淬。從100mm(4in)的長度處切下一個試樣測量硬度在表面、中心、以及從表面到中心以1.6mm(1/16in)為間距測量硬度。然后根據圖29 中的公式計算區域硬度。
▲圖29 表面硬度-面積-中心硬度面積估算圖
由此產生了三個位置的硬度數值,例如,SACNo. 63-52-42表示表面硬度為63HRC, 區域硬度為52HRC、心部硬度為42HRC.在SAE J406標準中有詳細的試驗方法。
一旦確定了末端淬火曲線,就必須估算淬火零件的臨界區域冷卻速度。對于要求進行熱處理的零件,其任何一種鋼材的適用性度量標準,是它的淬透性與零件熱處理時的臨界截面之間的關系。術語中提到的臨界截面,定義為零件工作應力最高的截面,因此,要求該截面的力學性能最高。例如,如果這個零件是鍛造毛坯,臨界截面直徑為64mm (21/2in) , 后來加工到直徑為50mm (2in) , 并且成品零件必須在3/4半徑(即深度為6. 4mm, 或者1/4in) 上淬火,那么,鋼的淬透性必須保證鍛造毛坯淬硬深度達到13mm (1/2in) 的程度。 可用一些圖表來確定給定尺寸和結構的零件內部的末端淬火等效冷卻速度。拉蒙特曲線(圖20~圖22) 以及圖18和圖19中的圖表,是典型的用來確定試棒末端淬火等效冷卻速度的圖表?；旧?有兩種確定末端淬火距離的方法: 方法1: 根據末端淬火距離與各種末端淬火形狀的等效硬度(Jeh) 位置的關系來確定。 方法2: 根據末端淬火冷卻速度數據(Jec) 與各種末端淬火零件形狀的等效冷卻速度位置來確定。 方法1是更精確的和首選的方法,因為在實際生產中已經發現,當冷卻速度相同時,在某種程度上,大橫截面的硬度比小橫截面的低些,包括末端淬火或氣淬淬透性試棒。這種差異是由以下兩個原因造成的: 2) 淬冷烈度 H 隨著橫截面尺寸的增加而降低。而且采用冷卻速度的方法(方法2) 很難準確地確定冷卻速度。然而,對于一個生產中的零件,當試圖建立所需淬透性或者淬火條件之間的關系時,沿著末端淬火試棒(Jec) 的等效冷卻條件與在不同淬火冷卻介質中產生的形狀之間的相互關系也是極其有用的。建立冷卻速度的一種方法是確定末端淬火等效距離,如圖30 所示。
▲圖30 末端淬火等效冷卻條件(Jeq)的確定
1) 用相同爐號的鋼材制作至少兩個試樣件,并且盡可能地以接近推薦的生產方法制作。如果不能用模鍛制作,則采用鍛造。2) 將要淬火的加工零件樣件,采用鍍銅或者其他措施防止零件滲碳或脫碳。試件的整體熱處理時間大約按照成品件的時間。淬火部位No. 1采用這種方式,盡可能地接近實際生產條件(不回火)。3) 切削、磨削和拋光淬火部位 No. 1 淬硬截面,硬度讀數可以按照上圖所示例子測試。4) 在距表面以下D處相對應的 No. 2位置取樣加工末端淬火試樣。末端淬火試樣的淬火溫度與部位 No. 1 的相同。實例試驗結果如下: 硬度 56 55 55 54 52 48 43 (HRC)5) 通過對第3) 步參考位置(42. 7HRC) 的硬度與末端淬火的硬度結果(第4) 步)進行比較,可以看到這個硬度在末端淬火曲線8/16in的位置上出現。參考點的淬火冷卻速度大約等于末端淬火距離8/16in處的速度。6) 隨后對大量不同爐號的生產零件進行試驗,確認其冷卻速度,然后調整材料或熱處理,或者兩者都調整,以便更精確地達到工程要求。7.1 末端淬火等效硬度法
確定末端淬火等效硬度(Jeh)的方法如圖31所示。
2)選擇一種低淬透性鋼,如8620、4023或1040;然后制成一定數量的零件,如齒輪、軸承、軸等。 5) 比較這些位置上的測量硬度值與末端淬火試棒上某些末端淬火(Jeh) 位置處獲得的等效硬度值。末端淬火試棒應是由同爐號鋼材,在同樣淬火條件下制造獲得的。 6)確定淬火生產的零件上每一個相等硬度冷卻條件的部位,Jeh 值是按照這種方式定義獲得的。 7)最后,從可用的末端淬火數據中選擇一種鋼材,使得在成品零件上每一個臨界Jeh 部位都能得到所需的硬度。 圖18 是圓棒等效硬度標準的另一個例子,圖中介紹了操作步驟,類似的圖表也適用于其他產品形狀。 (1)矩形或六邊形棒或板 除了關鍵部位和邊緣以外,圓棒的尺寸關系也可以用于矩形和六邊形橫截面。圓棒相關圖(圖18、圖19) , 以及圖32 和圖33 可以用于寬度與厚度之比(W/T) 小4的矩形棒。但是,當寬度與厚度的比值為1.4時,則應視其為等效的圓棒。與棒狀零件相比,較大平板零件的冷卻速度很慢。圖34、圖35 中冷卻速度之間的關系適用于這些形狀。 (2)管狀零件 對空心圓柱截面使用末端淬火淬透性數據選擇鋼種,主要是根據類似零件的生產經驗。在管狀截面與圓棒等效上,以及長、空心圓柱體的無因次溫度-時間圖表開發上已經取得了一些進展。 霍洛蒙(Hollomon) 和齊納(Zener) 通過計算實心圓柱體鋼件的直徑得出結論:在給定的淬火冷卻介質中淬火時,可以預測實心圓柱體的心部硬度與在相同淬火冷卻介質中淬火的空心圓柱體壁上的最低硬度相同。用雙倍管壁厚度作為一個等效實心棒直徑的經驗法則是一個令人滿意的初步近似值。
▲圖32 用油、水和鹽水的末端淬火試棒的等效冷卻速度(Jec)之間的關系1-鹽水,強烈攪拌 2-水,流速60m/min 3-靜止水 4-油、流速為230m/min 5-油,流速為60m/min 
▲圖33 在200℃中淬火的末端淬火試棒的等效冷卻速度(Jec)之間的關系1-流速41m/min 2-流速11m/min 3-流速1,5m/min 
▲圖34 末端淬火試樣和淬火平板等效冷卻速度之間的關系
▲圖35 在各種淬冷烈度下淬火時Jec和平板心部冷卻速度之間的關系
7.2 等效冷卻速度
根據淬火冷卻介質和零件橫截面可以確定冷卻速度。圖36 所示為沿著末端淬火試樣和Φ100mm (Φ4in) 的圓棒在水淬、油淬,攪拌速度為60m/min的條件下,4個部位冷卻速度之間的關系。圖中示出了直徑范圍為13~100mm(1/2~4in) 時,表面、3/4半徑、1/2半徑和心部的冷卻速度與末端淬火圓棒的等效距離之間的關系。因此,Φ50mm (Φ2in) 圓棒水淬時心部的冷卻速度大致等效于6/16in 末端淬火距離處的數值;Φ50mm (Φ2in) 圓棒油淬時心部的冷卻速度大致等效于末端淬火距離6/16in處的冷卻速度。圓棒與其他簡單幾何形狀,如方形、板形零件之間的關系如圖37 所示。
▲圖36 圓棒水淬a)和油淬b)時等效冷卻速度以及末端淬火和無氧化淬火圓棒中 等效冷卻速度之間的關系(輕微攪拌60m/min)
▲圖37 整體淬火圓棒直徑與整體淬火板材和方鋼之間的關系
八、淬透性要求的確定
確定具有合適淬透性的鋼種需要的基本信息包括:
1) 產生最佳抗力的顯微組織的最終回火硬度之前要達到所要求的硬度。
2) 這個硬度必須延伸到表面以下一定的深度。
3) 應使用可獲得淬硬深度的淬火介質。
對于一個具體的應用的零件,為了達到要求的硬度,首先需要確定含碳量。預期的淬火硬度是回火后所要求硬度的函數(圖38a)。如圖38b 所示。
PS:這張圖具有很廣泛的適用價值,可以判斷許多熱處理技術要求的合理性,以及特定條件下的熱處理結果。
選擇的鋼種可能會產生小于90%馬氏體含量的硬度。為了確保得到最佳性能,常規做法是選擇含碳量最低的鋼,使用合適的淬火冷卻介質(或者配制適用的淬火冷卻介質), 將會得到所需要的淬火硬度。按照這個步驟,具有所需硬度的結構應該完全淬硬,即應該含有大于90%的馬氏體,這是完全淬硬的常用定義,并且是SAE (美國汽車工程師協會)所采用的定義。對于服役中承受彎曲載荷的零件,認為在3/4半徑處應該達到90%馬氏體組織。為了確保達到這個要求,規定了 1/2半徑處的硬度值。
零件淬硬后的馬氏體深度和含量可能影響其適用性,它總是影響所需要的淬透性并因此而影響成本。在彎曲狀下要求應力很低的零件,在最終加工后,零件的 3/4 半徑處淬硬到80%馬氏體組織可能已經足夠了,對于另一些零件,所需的淬硬深度甚至更小。后者要求的淬硬深度主要包括為低載荷撓度設計的零件,其在外部區域可能僅承受中等應力的載荷。相對應地,一些主要承受拉應力的零件和其他要求在高硬度下使用的零件,如各種型號的彈簧,通常是幾乎淬硬整個截面。汽車鋼板彈簧在載荷方向上,簧板設計成薄截面系數。允許撓度大,橫截面的大部分處于高應力狀態。 通常。淬火深度不應超過支承載荷提供強度所需的表面以下的規定深度,因此,僅僅為抵抗表面磨損、單純的彎曲或者滾動接觸而設計的零件,要求整個截面淬硬導致的淬透性成本常常是不合適的。當服役條件要求硬度必須大于80%馬氏體組織時,由于要求的馬氏體含量增加,能夠淬硬到之前深度的截面尺寸迅速減小。例如,假設在8640H 鋼中,要求得到95%的馬氏體(最小硬度為51HRC) ,那么,在油中淬火到心部淬透的最大截面尺寸將為16mm (5/8in) ,25mm (1in) 的截面僅3/4半徑能夠淬透。再者,以95%馬氏體為基準,標準 4340H鋼的最大淬透深度為51mm (2in) 截面的心部;以80%馬氏體(45HRC) 為基準,在油中淬火時,92mm (35/8in) 的圓棒心部會淬透。 上述例子說明要求淬透很深或者馬氏體含量很高時,需要在工藝上進行調整。當這些要求并不全部合理時,結果是超過技術條件的要求而導致成本升高,從而導致畸變和淬火開裂的可能性增加。
8.2 淬火冷卻介質
在熱處理工藝中,淬火冷卻介質的冷卻能力是一個至關重要的因素,因為它的貢獻,對熱處理零件和截面淬透性要求可達到最低程度。冷卻能力作為一種淬冷烈度的測量方法,可以隨下列因素在一個相當寬的范圍內變化:
1) 選擇一種特定的淬火冷卻介質。
2) 攪拌的控制。
3) 提高淬火冷卻介質的冷卻能力的添加劑。
1) 允許使用較便宜的(合金含量較低)低淬透性鋼。 4) 提高生產率,并且由于周期縮短和生產率提高,因此降低了生產成本。 在實踐中,還有其他兩個可以改善淬火冷卻介質和淬冷烈度的選擇:所允許的畸變量和淬火開裂敏感性。 一般來說,較劇烈的淬火冷卻介質和對稱性較小的淬火零件,淬火的尺寸和形狀變化越大,導致淬火開裂的風險就越大。因此,盡管水淬比油淬成本低,而且,要求水淬的鋼比要求油淬的鋼便宜,重要的是必須仔細審核被淬火的零件,以確定由于水淬導致的畸變量和開裂的可能性是否允許采取成本較低的水淬。油、鹽浴和合成水性聚合物淬火冷卻介質是替代產品,但是使用它們時,常常要求選擇合金含量較高的鋼來滿足淬透性要求。 對于給定截面的零件而言,淬火冷卻介質和鋼種的選擇原則是,鋼種應該具有不超過所選擇介質淬冷烈度的最小要求淬透性。該鋼種也可能含有可以達到硬度和強度性能要求的最低含碳量。這個原則是基于這樣的事實:鋼的淬火開裂敏感性隨著Ms溫度的降低而增加,或者說隨含碳量的增加而增加。 表5 列出了常用淬火冷卻介質和淬火條件的典型淬冷烈度(H值)。▼表5 常用淬火介質和淬火條件的典型冷卻烈度(H)
表中數據為不含添加劑的介質?？梢酝ㄟ^像在熱鹽浴中添加水、在油中加入專用添加劑、在水中加人聚亞烷基二醇(聚合物)等措施一樣,改善冷卻介質的冷卻能力。聚合物水溶液混合物,如聚丙烯酰胺凝膠、聚乙烯吡咯烷酮、聚乙烯醇等可以通過簡單地調整水中乙二醇(聚合物)的濃度來制得從油到水的淬冷烈度范圍。同時,它們對環境無污染和損害,對工作環境無不良影響。應該經常以一定時間間隔測試這些介質的淬冷烈度,因為工件的帶出液體和熱分解會影響它們的火效率。
如前所述,鋼的淬透性取決于奧氏體化溫度下的化學成分(碳和合金含量)以及奧氏體晶粒度和其他參數,如奧氏體化溫度、保溫時間和預備熱處理組織。含碳量影響硬度,并且會降低馬氏體形成的臨界冷卻速度,從而也影響著淬透性(圖39) 。碳鋼的淬透性隨奧氏體晶粒的增大而提高,隨著含碳量的增加(見圖40) , 奧氏體晶粒度對淬透性的影響將更加明顯。
▲圖39 含碳量對純鐵冷卻速度的影響
▲圖40 純鐵淬透性與含碳量和奧氏體晶粒度的關系
由于鋼的韌性隨晶粒的增大而降低,因此晶粒度的增大有一個極限。另外,晶粒度的增大也提高了淬火開裂的風險。當產生淬火裂紋的傾向很小(截面厚度沒有突變), 并且在工程上允許時,使用粗晶粒鋼而不是細晶粒鋼或更昂貴的合金鋼來獲得淬透性,有時更實際一些。然而,使用粗晶粒鋼常常會造成缺口韌性上的一些犧牲。 在合金化方面,任何一種可在奧氏體中溶解的元素(除鈷外), 在奧氏體分解時,都延緩擴散產物的形核和長大,除了在淬火瞬間奧氏體的化學成分可和化學分析所確定的成分結果不一樣的情況以外。例如,如果在奧氏體化溫度下碳化物沒有
完全溶解,則一些碳將仍保留在碳化物中,并且不對馬氏體硬化。因此,未溶解碳化物將大幅降低淬透性。這在高碳鍋(碳的質量分數為0. 50%-1. 10%) 和合金滲碳鋼中尤其重要,因為在奧氏體化溫度下,這些鋼中會含有過剩碳化物。對于同一
爐號的鋼,采用鑄造和熱軋時也可能產生局部的或周期性的不均勾,這也使淬透性的測量進一步復雜化。 通常,可以根據合金元素是奧氏體穩定化元素(如錳、鎳和銅), 或者鐵素體穩定化(如沿γ晶界形成鐵素體)元素(如鉬、硅、鈦、釩、鋯、鎢和鈮)對其進行分類。為增加淬透性,要求添加的鐵素體穩定化元素比奧氏體穩定化元素少得多。因為許多鐵素體穩定化元素在奧氏體中碳化物析出的相互競爭過程中會消耗添加的碳和合金,從而使淬透性降低。析出物也會造成品粒細化,從而進一步降低淬透性。 在合金化方面,在給定的含碳量條件下,增加淬透性的成本最低的方式是增加錳的含量。鉻和鉬也能增加淬透性,并且也是增加淬透性的最經濟的元素之一。鎳是單位成本最高的元素,但是當韌性為首要考慮因素時,應使用鎳。 硼可顯著提高淬透性,且隨著鋼中含碳量的變化效果顯著。硼對淬透性的最大影響是僅可在完全脫氧的(鋁鎮靜的)鋼中獲得。硼對淬透性的影響在以下幾個方面是特有的: 1) 很少量的硼(質量分數約為0. 001%,10ppm) 對淬透性就有很大的影響。 在滲碳鋼中,如果滲碳氣氛中存在大量的氮,則硼對滲碳層淬透性的影響可能會完全喪失。硼的成本通常比其他有大致相同淬透性效果的合金化元素低得多。 淬透性也隨著合金化元素之間的相互影響而變化。當合金化元素組合使用代替單一元素時,可能產生明顯的相互促進作用。一些已知的增效組合的例子有鎳+錳、鉬+鎳以及硅+錳。表6 列出了合金元素對鋼的淬透性和回火的影響(基于合金元素對回火的影響,因為大部分淬火鋼需要回火)。
