a ECOSOND s.r.o., Křížová 1018, Praha, ČR c AICHELIN, Gmbh, Fabriksgasse 3, A-2340 Moedling, Rakousko

Transkript

1 METAL , Hradec nad Moravicí TVAROVÉ A ROZMĚROVÉ ZMĚNY OZUBENÝCH SOUČÁSTÍ VLIVEM KALENÍ V RŮZNÝCH OCHLAZOVACÍCH MÉDIÍCH DIMENSIONAL AND SHAPE DISTORTION OF GEAR PARTS DUE TO THE QUENCHING IN DIFFERENTS MEDIA Peter Jurči a Pavel Stolař a Herwig Altena b a ECOSOND s.r.o., Křížová 118, Praha, ČR c AICHELIN, Gmbh, Fabriksgasse 3, A-23 Moedling, Rakousko ABSTRAKT Článek popisuje rozsáhlý experimentální program, realizovaný na dvou typech součástí, vyrobených z cementační oceli obsahem niklu. Ozubená kola a hřídele byly cementovány v plynu a kaleny jednak do oleje, jednak vysokotlakovým dusíkem. Zkoumány jsou jednak deformace rozměrové, tj. stažení díry a roztažení ozubení, jednak deformace tvarové (ovalita, rovinnost, odchylka sklonu ozubení). ABSTRACT Paper describes a large experimental program, realized on 2 types of machine components made from a nickel containing case hardening steel. Gear wheels and pinions were carburized in a gas atmosphere and quenched into an oil tank as well as using a high pressure nitrogen gas. The dimensional changes (contraction of the internal diameter, extraction of toothing) as well as the shape distortion (ovalization, out of planeness, slope angle of toothing) were investigated as a function of the quenching parameters. 1. ÚVOD Ozubená kola, pastorky a jiné součásti, přenášející vysoké točivé momenty, patří k nejnamáhavějším strojním součástem. Volbě materiálu pro jejich výrobu, ale rovněž samotnému mechanickému a tepelnému zpracování je tedy zapotřebí věnovat náležitou pozornost. Nejdůležitějšími požadavky, kladenými na ozubené součásti, jsou dostatečná povrchová tvrdost a otěruvzdornost, avšak rovněž houževnaté jádro o dostatečné tahové a ohybové pevnosti. Dále se mezi rozhodující mechanické vlastnosti řadí únavová pevnost a kontaktní únavová pevnost. S ohledem na funkčnost převodovek je účelné minimalizovat deformace součástí, a to buď ovlivněním mechanického a tepelného zpracování (levnější a většinou efektivnější), anebo dodatečnými opatřeními např. dokončovacím broušením nebo rovnáním. V současné době nejpoužívanější technologií chemicko tepelného zpracování ozubených součástí je kombinace cementace v plynu s následným kalením do oleje. Následuje praní součástí a nízkoteplotní popouštění při teplotách 15 o C. Výsledkem tohoto 1

2 METAL , Hradec nad Moravicí procesu je tvrdost povrchu cca 7 HV a jádra v závislosti na použitém materiálu v rozmezí 45 HV. V průmyslové praxi se však stále častěji využívá jiného technologického směru, a to vakuové (nízkotlaké) cementace s následným kalením plynem (dusík, hélium). Principiálně lze touto technologií proces zpracování značně urychlit, protože pro sycení lze použít značně vyšších teplot (až kolem 1 o C), než pro cementaci v plynu. Kalení přetlakem plynu zase umožňuje dosáhnout vyšší stejnoměrnosti ochlazování vsázky, což se může příznivě projevit v deformačním chování souboru součástí. Uvedené dva základní směry zpracování lze rovněž kombinovat. Nejlépe tím způsobem, že na konec linky tepelného zpracování (zpravidla průběžná pec) se zařadí ochlazovací jednotka s tlakovým plynem. Rozměrové a tvarové změny konstrukčních součástí jsou obecně nežádoucím průvodním jevem procesů tepelného zpracování (TZ). Je známo, že podíl TZ na celkové deformaci dílu se může pohybovat v širokém rozmezí. V literatuře jsou uváděny hodnoty v rozmezí % [1], ale někdy také značně vyšší hodnoty. Pokud je věnována velká pozornost materiálu, jeho homogenitě, správné konstrukci dílu a minimalizaci pnutí při obrábění, mohou být tyto veličiny nepatrné a relativní podíl TZ na deformace může vzrůst na víc než 5 %, avšak celková deformace dílů bude proporcionálně nižší. Tyto deformace lze ze systematického hlediska rozdělit na změny tvarové a změny rozměrové. Rozměrové změny představují z praktického hlediska menší problém a pohybuje li se jejich velikost v dostatečně úzkém intervalu (malý rozptyl hodnot), lze jim předcházet např. nastavením korekcí při mechanickém opracování. Naproti tomu tvarové změny představují mnohem vážnější problém, protože jim žádnými korekcemi nelze efektivně předcházet a jedinou možností je pak optimalizace volby materiálu, konstrukce součásti a jejího tepelného zpracování. Rozměrové a tvarové změny jsou závislé na mnoha faktorech. Jsou to jednak faktory materiálové, jako stav po odlití a homogenita, stav po žíhání (velikost zrna) a taky prokalitelnost, jednak faktory konstrukční. Na konstrukci dílu jsou kladeny různé požadavky, které nelze vždy zohlednit při navrhování z hlediska nízkodeformačního chování. Nakonec nelze pominout ani faktory vlastního tepelného zpracování, jako šaržování, cementace, kalení a popouštění. Právě těmto posledním faktorům a stanovení jejich vlivu na deformace je věnován tento konferenční příspěvek. 2. METODIKA EXPERIMENTU Procesy s cementací v plynu a kalení do oleje byly realizovány v průběžné cementační peci s olejovou lázní při již dříve optimalizovaných parametrech. Čas taktu byl 16.3 min. a Eht se pohybovala v rozmezí.6 až.7 mm. Experimentální tepelné zpracování s cementací v plynu a kalením přetlakem plynného dusíku (přetlak 15 bar) bylo realizováno v průběžné peci, na konci vybavené dusíkovou kalící jednotkou. V obou případech bylo popouštění realizováno ve vzduchové popouštěcí peci při teplotě 17 o C/ 2 hod. Tepelně zpracována byla ozubená kola o vnějším průměru mm a šířce ozubení 23 mm a hřídele o délce 3 mm s drážkování a ozubeními o různém průměru hlavové kružnice. Součásti byly vyrobeny z materiálu TL 4521 (17CrNiMo6) o aktuálním chemickém složení.17 %C,.1 %Si,.73 %Mn,.78 %Cr,.3 %Mo, 1.7 %Ni,.18 %Al. Tvrdost výkovku byla 1 HB. Mikrostruktura polotovarů obou součástí vykazovala poměrně výraznou perlitickou řádkovitost, obr. 1 a 2. 2

3 METAL , Hradec nad Moravicí 15 µm 15 µm Obr. 1, 2 Mikrostruktura polotovarů - výkovků (vlevo hřídel, vpravo talířové kolo) Ozubená kola byla zpracována ve 4 vsázkových roštech (pro každou technologii) o 25 dílech, šaržovaných v 5 patrech a 5 sloupcích. Hřídele byly vsázkovány svisle v přípravcích, obsahujících 5 součástí. Všechna ozubená kola byla před i po tepelném zpracování proměřena na rovinnost, ovalitu a rozměr vnitřního otvorů. U vybraného souboru součástí byly měřeny rovněž parametry ozubení. Makroskopické deformace hřídelů byly hodnoceny pouze ve stavu po tepelném zpracování při následujícím rovnání. Vybraného počtu součástí byly hodnoceny rovněž parametry ozubení. 3. VÝSLEDKY A DISKUSE Proces cementace v plynu a kalení do oleje v průběžné peci s olejovou lázní byl optimalizován již v předešlých výzkumech [3], a současné procesy tepelného zpracování byly tak realizovány již za těchto optimálních podmínek. Naproti tomu pokusné procesy tepelného zpracování s kalením tlakovým dusíkem byly realizovány prvníkrát a jejich výsledky tudíž odpovídají tomuto počátečním stavu poznání Mikrostruktura Mikrostruktura povrchu talířového kola, kaleného proudem dusíku je na obr. 3. Materiál je tvořen martenzitem a malým množstvím zbytkového austenitu. V jádře se nachází kromě těchto dvou fází rovněž jisté množství nemartenzitických složek, navíc, martenzit je nízkouhlíkový, obr. 4. Měření průběhu tvrdosti ukázalo, že kalením tlakovým dusíkem není problém dosáhnout požadované tloušťky Eht, a to ani na hlavě ozubení, ani v patní kružnici, obr. 5. Určitým problémem může být prokalení větších průřezů, například pod ozubením 1. a 2. rychlosti. Zde se tvrdost v některých případech pohybuje těsně kolem požadované hodnoty 3 HV. Diagramy na obr. 6 8 znázorňují makroskopické deformační chování ozubených kol. ná hodnota ovality se u kol, kalených tlakovým dusíkem, pohybuje mezi 49 a 53 µm. U kol, kalených v oleji, činí tento parametr µm. Jak je tedy vidět, rozdíl je výrazný a z hlediska této tvarové změny signifikantní pro obě technologie kalení, protože podobné hodnoty se zjistily i v jiných experimentálních pracích a pro součásti s jinou geometrií. 3

4 METAL , Hradec nad Moravicí Obr. 3, 4 Mikrostruktura oceli po tepelném zpracování, vlevo povrch, vpravo jádro 8 Měření EhT Tvrdost HV Hloubka pod povechem (mm) Tvrdost (hlava zubu) Tvrdost (pata zubu) Obr. 5 Průběhy tvrdosti pro ozubení Deformace (x.1 mm) Ovalita odchylka odchylka Deformace (x.1) Otvor ROŠT 1 ROŠT 2 ROŠT 3 ROŠT 4 ROŠT 5 ROŠT 6 ROŠT 7 ROŠT 8 ROŠT 1 ROŠT 2 ROŠT 3 ROŠT 4 ROŠT 5 ROŠT 6 ROŠT 7 ROŠT 8 Obr. 6, 7 Deformační parametry otvoru v závislosti na tepelném zpracování. (rošt 1-4 kalení dusíkem, rošt 5-8 kalení do oleje). 4

5 METAL , Hradec nad Moravicí Nerovinnost u věnce Deformace (x.1 mm) ROŠT 1 ROŠT 2 ROŠT 3 ROŠT 4 ROŠT 5 ROŠT 6 ROŠT 7 ROŠT 8 Obr. 8 Nerovinnost u věnce (čelní házení) v závislosti na tepelném zpracování. (rošt 1-4 kalení dusíkem, rošt 5-8 kalení do oleje). Podobně signifikantní je i rozdíl ve změně rozměru otvoru. Graf na obr. 7 ukazuje, že po kalení tlakovým dusíkem je změna velikosti otvoru výraznější, než při kalení do oleje ( proti µm). Tato rozměrová změna však není z hlediska výhodnosti či nevýhodnosti technologie směrodatná. Mnohem důležitější je rozptyl hodnot, který je naopak podstatně lepší (cca třetinový) pro technologii kalení plynem, a tudíž umožňuje lepší technologickou korigovatelnost. Použití tlakového dusíku vedlo k o něco vyšší nerovinnosti kol µm pro dusík vs µm pro olej, obr. 8. Výzkumy, provedené v minulosti, při použití nízkotlaké cementace s kalením tlakovým dusíkem vedly k opačnému poznatku, avšak tyto procesy byly realizovány za postupně optimalizovaných podmínek [4-6]. Z toho vyplývá, že i pro tuto kombinovanou technologii existuje poměrně široký prostor pro optimalizaci procesu kalení. ný počet zdvihů rovnacích kladiv pro hřídele, kalené do oleje, byl 3.97 a pro hřídele, kalené dusíkem Na druhé straně ovšem průměrný čas, potřebný na srovnání hřídelů byl prakticky stejný vteřin. Je to proto, že ne vždy existuje přímý vztah mezi počtem rovnání a celkovou dobou rovnání zejména to platí pro případy, kdy se jednotlivá rovnací kladiva nasazují střídavě, což vede k mírnému prodloužení doby rovnání. Úroveň jednotlivých deformací kol po kalení v oleji v horizontálním směru je na obr. 9 (pro jeden rošt). Ovalita a změna rozměru otvoru jsou pro prostřední sloupec vždy nižší, než je průměrná hodnota na roštu. Nerovinnost se chová více méně náhodně a nelze říct, že by v některé horizontální poloze byla její hodnota vyšší nebo nižší, než je průměrná. Vertikálně dochází k růstu ovality a rozměrové změny otvoru směrem shora dolů a spíše ke snižování nerovinnosti, obr. 1. U procesů s kalením tlakovým dusíkem je patrná výrazná horizontální tendence ke zvýšené hodnotě nerovinnosti v prostředním sloupci, obr. 11. Ovalita a míra otvoru na horizontální poloze závisejí pouze nepatrně. Podobně, i když méně výrazně se mění nerovinnost i ve směru vertikálním, obr. 12, a to tak, že v dolních a horních patrech je horší a veprostřed o něco lepší. Míra otvoru spíše nepatrně roste shora dolů. Ovalita na vertikální polohu reaguje nejméně zřetelně. 5

6 METAL , Hradec nad Moravicí Deformace (x.1) Rošt 6 - sloupce Sloupec Ovalita Otvor Nerovinnost věnec Patro Rošt 6 -patra Horní 4.patro 3.patro 2.patro Spodní Deformace (x.1 mm) Ovalita Otvor Nerovinnost u věnce Obr. 9, 1 Horizontální (vlevo) a vertikální (vpravo) závislost deformací ozubených kol, kalených do oleje. Deformace (mm x.1) Rošt 3 - sloupce Sloupec Ovalita Otvor Nerovinnost u věnce Patro Rošt 2 - patra horní 4.patro 3.patro 2.patro spodní Deformace (mm x.1) Ovalita Otvor Nerovinnost u věnce Obr. 11, 12 Horizontální (vlevo) a vertikální (vpravo) závislost deformací ozubených kol, kalených dusíkem. Úroveň deformací pastorků, vyjádřená časem rovnání v rovnacím lisu, se v horizontálním směru chová více méně statisticky náhodně, a to jak pro kalení v oleji, tak tlakovým dusíkem. Jediná mírná tendence je patrná ve smyslu, že spíše větší deformace se dosahují na kraji roštu v důsledku tamní zřejmě vyšší ochlazovací rychlosti, zatímco deformace v prostředních částech roštů je nižší, obr. 13. Diagram na obr. 14 dokumentuje horizontální závislost míry přes kuličky (míra roztažení ozubení) pro ozubení první rychlosti na hřídeli, kaleném v oleji. Ukazuje se, že uprostřed roštu je deformace spíše menší, než na kraji. Toto chování bude nejspíš dáno rychlostí ochlazování podobně, jako tvarová deformace hřídelí, obr. 13. Podobná závislost byla nalezena i u ozubení 2. rychlosti a rovněž u drážkování. Rovněž vsázky, kalené tlakovým dusíkem, se z kvalitativního pohledu deformačního chování od vsázek, kalených do oleje nelišily, obr. 15. Rozdíl byl zaznamenán pouze v absolutní hodnotě deformací. U dalších dosud zkoumaných parametrů ozubení hřídelů nebyly zaznamenány horizontální závislosti parametrů součtová odchylka ozubení i deformace boku zubu se v závislosti na poloze na roštu jak pro kalící prostředí olej, tak i pro dusík chovaly více méně náhodně, obr. 16, 17. 6

7 METAL , Hradec nad Moravicí Obr. 13 Horizontální rozložení celkové deformace hřídelů, vyjádřená časem rovnání ve vteřinách. Kalení tlakovým dusíkem. Čím je tmavší barva, tím jsou deformace větší (platí i pro všechny následující obrázky) Obr. 14, 15 Horizontální rozložení rozměrové deformace ozubení 1.rychlosti hřídelů, vyjádřená v milimetrech. Vlevo kalení v oleji, vpravo tlakovým dusíkem. 7

8 METAL , Hradec nad Moravicí Obr. 16, 17 Horizontální rozložení tvarové deformace ozubení 1.rychlosti hřídelů (x.1 mm). Vlevo součtová odchylka, vpravo deformace boku zubu. Kalení tlakovým dusíkem. 4. ZÁVĚR. Perspektivní metodou kalení tlakovým dusíkem lze dosáhnout prokalení součástí, prakticky srovnatelné s klasickým kalením do oleje. Kalení tlakovým dusíkem vede k jednoznačnému a výraznému zlepšení ovality a zestejnoměrnění změn rozměru vnitřního otvoru, avšak k mírně zhoršené rovinnosti. Vzhledem k předešlým poloprovozním zkušenostem lze však očekávat, že optimalizací procesu kalení dusíkem se i tento parametr významně zlepší. Kalení v oleji vedlo k již dříve pozorovaným nestejnoměrnostem v deformačním chování standardní vsázky ozubených kol. Výrazná systematická nestejnoměrnost však byla pozorována a i při kalení dusíkem, zejména co se týče rovinnosti. Lze očekávat, že zejména nalezení příčiny této nestejnorodosti a její odstranění přispěje k celkovému zlepšení rovinnosti tak, že i úroveň této deformace bude lepší, než u kalení do oleje. Rozměrové změny ozubení jsou pro kalení dusíkem menší, než pro kalení do oleje. U tvarových změn toto tvrzení neplatí, jsou zhruba stejné. Lze však očekávat, že po optimalizaci parametrů kalení dusíkem budou i tyto deformace nižší. 5. LITERATURA 1. Mallener, H.: Maß- und Formänderungen beim Einsatzhärten. HTM 45 (199) 1, s Stolař, P. Jurči, P., Klíma, F.: Vliv parametrů kalení na deformace ozubených kol, In: Sborník 17. Dny tepelného zpracování s mezinárodní účastí, , Brno, s Stolař, P., Jurči, P., Klíma, F.: The Effect of Oil Quenching Parameters on Distortion of Gear Wheels, In: Proceedings of the 3 rd International Conference On Quenching and Control of Distortion, March 24-26, 1999, Prague, s Altena, H., Stolař, P., Jurči,P., Klima, F., Pavlů, L.: HTM 55 () 5, s Altena, H., Stolař, P., Jurči, P., Klíma, F., Pavlů, L.: Heat Treatment of Metals 1.1, s Jurči, P., Stolař, P., Pavlů, L., Altena, H.: in: Proceedings of the 14th Int. Conference METAL 5, Hradec nad Moravicí. CD-ROM. 8