VLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA DEFORMACI OZUBENÝCH KOL

VLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA DEFORMACI OZUBENÝCH KOL Pavel Stolař, Peter Jurči a H. Altena, b František Klima, Luboš Paulu c a) ECOSOND s.r.o., Praha, ČR b) Aichelin Ges.m.b.H., A-2340 Mödling, Rakousko c) ŠKODA a.a.s, Mlada Boleslav, ČR Abstrakt Carburising of gear wheels may result in distortion of treated components that has to be corrected subsequently. The finishing operations required for the obtaining of acceptable distortion level extend the production costs considerable. From this reason, the distortion of parts as well as its reduction are thus widely discussed questions. Compared to results achieved by oil quenching that were presented previously, the low pressure carburising followed by nitrogen gas quenching led to substantial reduction of distortion. This fact is evident especially regarding both the unplanenness and the conicity. The reduction of ovality is not clearly shown. The change of internal diameter was higher, however, its undesirable effect may be restricted by the tool correction adjustment. Advanced technique involving the low pressure carburising and the nitrogen gas quenching can thus be classified perspective for friendly distortion heat treatment. 1. ÚVOD Snižování deformací součástí, vzniklých při tepelném zpracování, má v praxi velký význam zejména proto, že dochází k úsporám nákladů nutných na dodatečné dokončovací operace (broušení). Rozměrové a tvarové změny ovlivňují zejména (1): a) Materiál a jeho výroba Kvalitu materiálu určuje výchozí litý stav a homogenita struktury polotovaru (segregace, fázové složení, textura, stav po žíhání, velikost zrna a prokalitelnost). Tvar průřezu výchozího ingotu je významný parametr ovlivňující výslednou deformaci. Jak uvádí Mallener (2), vliv výchozího průřezu není následným tvářením zlikvidován a projevuje se u ovality kol. Vliv chemického složení oceli byl popsán různými autory a jejich názory jsou velice rozdílné (2-5). Například Mallener (2) uvádí, že zmenšení rozptylu chem. složení u ocelí s vyšší prokalitelností vede k lepší reprodukovatelnosti výsledků. Bergström et al. (3) uvádějí snižování úhlových odchýlek ozubení se snižující se prokalitelností. Autoři (6) zjistili, že již malý rozptyl chem. složení vede k rozdílům v prokalitelnosti podle Jominyho. Doporučuje se proto, aby rozptyl chem. složení byl co nejmenší. Cook (4) zjistil, že deformace hřídelí rostou s rostoucím obsahem Cr, protže chróm značně ovlivňiuje výši teploty Ms v jádře a na povrchu, čož má zase vliv na pnutí vznikající při kalení. b) Konstrukční řešení dílu K tomuto bodu patří geometrie dílu a pnutí vnesená obráběním. Skutečnost, že konstrukce dílu má rozhodující vliv na deformace, je dostatečně známá. Bergström et al. (3) určili podíl konstrukčního řešení na výši deformací na 50 až 60 %. Konstrukce ozubených součástí je ale vždy otázkou kompromisu, takže není vždy možné udělat nejlepší konstrukční

návrh z hlediska tepelného zpracování. Žíhání na odstranění pnutí je známo jako operace, vedoucí ke snížení deformací, avšak s ohledem na úsporu nákladů nebývá často realizováno. c) šaržování Šaržování má velký význam s ohledem na deformace. Význam šaržování stoupá s rostoucí teplotou procesu a zmenšováním tloušťky stěn součástí (7). d) Tepelné zpracování Tvarové změny v důsledku tepelného zpracování (TZ) jsou ovlivněny teplotním gradientem mezi povrchem a jádrem, který vzniká při rychlém nebo nerovnoměrném ohřevu, rychlém ochlazení a pod. Pokud probíhají v materiálu během teplotních změn ještě fázové transformace, musí se počítat i s tímto efektem. Vhodným způsobem, jak omezit deformace, je v tomto případě např. stupňovitý ohřev. V práci (4) byl analyzován vliv rychlosti ochlazování na deformaci hřídelí z austenitické oceli. Se zvyšující se rychlosti ochlazování (na vzduchu, v oleji, ve vodě) byl nalezen výraznější růst otvoru a deformace průřezu. Rozdílné ochlazovací charakteristiky tekutých a plynných médií byly Preisserem (8) shledány jako důvod, proč při kalení tlakovým plynem lze očekávat menší deformace než při kalení do oleje. Rozdílná ochlazovací schopnost oleje v různých stadiích kalení vede k časovým a místním nerovnoměrnostem koeficientu přestupu tepla ve vsázce, což vede k nestejnoměrnému průběhu fázových transformací v různých částech vsázky. Podobný efekt mají nehomogenity v sycení povrchu uhlíkem, takže při určování náchylnosti součástí k deformacím se musí brát ohled na poměr Eht a celkové tloušťky součásti (9). Cílem tohoto příspěvku je systematické zhodnocení různých parametrů nízkotlaké cementace s kalením tlakovým dusíkem na tvarové a rozměrové změny ozubených kol. 2. EXPERIMENTÁLNÍ POSTUP Nízkotlaká cementace s kalením tlakovým dusíkem byla realizována ve dvojkomorové peci Aichelin. Díly byly ohřívány konvektivně, pouze jeden pokus byl realizován pomocí sálavého ohřevu. Teplota nauhličování byla 930 C při prodlevě 75 minut v součtu sytících a difuzních period. Následovalo přichlazení na teplotu 860 o C a kalení dusíkem o tlaku 10 resp. 15 bar. Směr proudění plynu bylo možno měnit. Deformační chování bylo hodnoceno na základě průměrných hodnot deformačních charakteristik a jejich směrodatných odchylek. Zpracovávána byla ozubená kola dvou typů, obr. 1. Pro jejich výrobu byla použita ocel 14 220 (materiál 1) s chemickým složením uvedeným v tab. 1. Výchozí stav struktury před tepelným zpracováním byl normalizačně žíhaný, s tvrdostí v rozmezí 170 190 HB. Dále byly pokusy realizovány s materiálem, získaným kontilitím do ingotu o čtvercovém průřezu (mat. 2). Tento materiál obsahuje méně uhlíku a má nižší prokalitelnost, než materiál 1. Nakonec byl použit materiál, získaný kontilitím do ingotu s kruhovým průřezem (materiál 3). Tabulka I Chemická složení materiálů pro výrobu ozubených kol Číslo Materiál %C %Mn %Cr %Si %Al Prokalitelnost J10 1 CSN 14 220 0,21 1,24 1,04 0,21 0,034 36 2 TL 4221 0,17 1,27 1,12 0,11 0,039 33 3 14 220, kruh. kontilití 0,20 1,24 1,04 0,21 0,032 35,7 Šaržování bylo provedeno následujícím způsobem: ozubená kola byla uložena v 8 patrech a pěti sloupcích. Počet kusů v jednotlivé vsázce byl tedy 40 (standardní vsázka).

Mimoto byly některé vsázky realizovány tak, že kola byla zavěšena ve dvou patrech a dvou řadách po šesti kusech, tj. celkový počet kol ve vsázce byl 24. 3. VÝSLEDKY A DISKUSE 3.1 Úvodní experimenty Za účelem určení podílu kalení na výši deformací byla jedna vsázka zpracována bez kalení, tj. s ochlazováním rychlostí 75 o C/hod. z teploty cementace. Graf na obr. 2 dokumentuje, že u ovality činí podíl kalení na celkové deformaci téměř 50 %. U nerovinnosti a kuželovitosti je tento rozdíl menší a jeho hodnota se pohybuje v rozmezí 20-30 %. U rozměru vnitřního průměru součástí dochází k rozhodující změně i bez kalení. Tento jev je pro daný způsob TZ charakteristický. Protože se však jedná o změnu systematickou, může být odstraněna při obrábění pomocí nastavení korekcí nástroje. Analýza příčin rozdílů ve změně vnitřního průměru ve srovnání s kalením do oleje (10) vyžaduje ještě další výzkum. Stávající stav poznání předpokládá superpozici vlivů, jako vyšší teplotu nízkotlaké cementace, odlišný průběh obsahu C a tím způsobené změny v časovém průběhu fázových transformací a rozdíl v ochlazovací charakteristice oleje a tlakového dusíku. Nestejnoměrnosti v rychlosti přestupu tepla během fáze parního polštáře při kalení do oleje vedou k větším teplotním gradientům uvnitř součásti a k odchylkám v průběhu ochlazování. 3.2 Vliv druhu ohřevu Rozdíly mezi deformacemi kol po konvektivním ohřevu a po čistě sálavém ohřevu jsou na obr. 3. Konvektivní ohřev vedl oproti čistě sálavému ohřevu ke značně menší ovalitě ozubeného kola. Navíc se u sálavého ohřevu jeví jako nepříznivá dvojnásobná směrodatná odchylka naměřených hodnot. Podobně se zvyšuje směrodatná odchylka u rovinnosti, avšak průměrné hodnoty byly stejně tak jako u kuželovitosti srovnatelné. Kontrakce vnitřního průměru zůstala podle očekávání v podstatě nezměněna. Celkově pokusy potvrdily očekávání, že konvektivním ohřevem se dosahuje zlepšené rovnoměrnosti ohřevu, což vede k menší tvarové změně. Proto byly všechny ostatní pokusy realizovány konvektivním ohřevem. 3.3 Vliv parametrů kalení 3.3.1 Směr proudění plynu Zařízení pro TZ umožňuje volbu směru proudění plynu při kalení, a to svrchu, zespodu a střídavě. Při posledním způsobu lze proudění měnit v pravidelných časových intervalech, přičemž obvykle se používá 15s. Vliv směru proudění na deformace je na obr. 4. Obecně byly při střídavém ochlazování naměřeny menší deformace, než u kol kalených jednosměrným proudem tlakového plynu. Průměrné hodnoty ovality, nerovinnosti a kuželovitosti jsou při střídavém kalení, začínajícím prouděním seshora nižší, než při jednostranném kalení pouze seshora. Při střídavém kalení se začátkem zezdola jsou tyto odchylky zase nižší, než u ochlazování pouze zezdola. Co se týče rozptylu hodnot, lepších výsledků bylo dosaženo při chlazení seshora, resp. při střídavém chlazení se začátkem seshora. Při střídavém chlazení dochází během změny směru proudění ke snížení rychlosti ochlazování, což vede k většímu stažení vnitřního průměru Při kalení seshora bylo zase dosaženo vyšší rychlosti ochlazování než u kalení zezdola, kde se projevila teplotně - akumulační schopnost přípravku. Lze tedy říci, že u stažení otvoru byla určena jednoznačná závislost na rychlosti ochlazování. 3.3.2 Tlak plynu Výsledky jsou na obr. 14. Použití tlaku 10 bar vedlo k o něco zvětšené nerovinnosti a ovalitě a ke značně zvětšenému rozptylu hodnot, nežli tlak 15 bar. Kuželovitost zůstala téměř neovlivněna. Tyto výsledky jsou na první pohled překvapivé, protože normálně se předpokládá,

že zvýšení ochlazovací rychlosti cestou zvýšení tlaku vede ke větším deformacím. Pro jejich vysvětlení lze uvést předpoklad, že zvýšeným tlakem se uvnitř vsázky dosahuje rovnoměrnějšího přestupu tepla, což může příznivě ovlivnit tvarové změny. V souladu s touto úvahou bylo při 10 barech průměrné stažení otvoru horší, než u 15 barů. 3.4 Šaržování Při těchto pokusech bylo ochlazování realizováno pouze seshora. Na obr. 5 je znázorněn vliv typu šaržování na deformace. Ukázalo se, u visící vsázky jsou zlepšené podmínky průtoku plynu mezi součástmi, což umožňuje dosažení vyššího koeficientu přestupu tepla a tím ochlazovací účinnosti. V důsledku toho byla tvrdost jádra až 420 HV 10. Navíc bylo naměřeno výrazně snížené stažení vnitřního otvoru. Průměrná hodnota ovality byla prakticky stejná, jako u součástí kalených naležato, avšak s větším rozptylem hodnot. Naproti tomu nerovinnost kol byla u visících vsázek značné zlepšená, podobně jako kuželovitost. Přes zvýšení ochlazovací rychlosti bylo tedy dosaženo snížení deformací, což se vysvětluje zlepšením průtoku plynu vsázkou a tím rovnoměrnějším ochlazováním. Z těchto důvodů se ukazuje být visící šaržování s ohledem na kombinaci nízké deformace a vysoké tvrdosti jádra jako optimální. 3.5 Vliv teploty cementace Cementační teploty byly 930 a 980 C, avšak kalení bylo v obou případech realizováno po snížení teploty na 860 C s krátkou prodlevou. Při vyšší teplotě bylo naměřeno značně větší stažení vnitřního průměru, což odpovídá základnímu předpokladu, že zvýšená teplota procesu vede k větší rozměrové změně součásti. Střední hodnota ovality nebyla vyšší teplotou procesu prakticky ovlivněna, avšak rozptyl hodnot byl poněkud větší. Nerovinnost a kuželovitost byly při vyšší teplotě mírně zvýšeny. Toto zjištění opět odpovídá předpokladu o vzrůstu deformací s vyšší teplotou cementace. 3.6 Závislost na poloze ve vsázce Mimo vlivů parametrů procesu byla zkoumána i závislost deformace na poloze kola na roštu. Ovalita má značnou závislost na poloze kola, zejména co se týče poloze na patře roštu, obr. 6. Je vidět, že u prostředních pater byla naměřena téměř dvojnásobná ovalita ve srovnání s dolními a horními patry. Tato tendence byla objevena již po pomalém ochlazování šarže, avšak kalením se ještě zesílila. Dále bylo zjištěno, že v centrálním sloupci se vyskytovala nejmenší hodnota ovality a ovalita v krajních sloupcích vykazovala jednoznačnou orientaci v radiálním směru. Tento jev by mohl být zdůvodněn rozdílným vyzařováním tepla během transportu vsázky a stejně tak před začátkem kalení. 3.7 Vliv materiálu Při pokusech s nízkotlakou cementací byly použity mimo standardního materiálu také kola, u nichž byl výchozí odlitek získán kontilitím s čtvercovým resp. kruhovým průřezem. Z technických důvodů byly pro tyto pokusy použity součásti se zesílenou geometrií, takže přímá porovnatelnost s dalšími experimenty není možná. Přesto jsou výsledky velmi zajímavé. Jak je vidět na obr. 7, ovalita byla v důsledku použitého materiálu o cca 15 % menší. Kuželovitost zůstala prakticky neovlivněna. Tyto výsledky odpovídají předpokladům, že u materiálu vyrobeného kontilitím a minimálními segregacemi a stejnoměrnější strukturou po průřezu může být dosaženo lepší ovality. Vnitřní průměr vykazoval mírně zmenšené stažení, což by mohlo být spojeno s mírně změněným chemickým složením oceli. 4. ZÁVĚR

1) Oproti kalení do oleje, jehož vliv na deformace byl popsán v předešlé práci (10), lze moderním postupem kalení tlakovým dusíkem výrazně snížit nerovinnost a kuželovitost ozubených kol. Zlepšení činí 35 až 50 %. 2) U ovality nebylo podobné zlepšení jednoznačně prokázáno a její výše je závislá především na parametrech procesu nízkotlaké cementace, resp. kalení. 3) Dalšího zlepšení nerovinnosti a kuželovitosti lze dosáhnout šaržováním, u kterého jsou kola na přípravku zavěšena. 4) Pro dosažení stejnoměrnějšího rozložení deformací je nutné volit vyšší tlak plynu, aby ochlazovací účinnost po průřezu a výšce vsázky byla pokud možno co nejstejnoměrnější. Z podobného důvodu se jeví výhodnější realizovat ohřev nikoli ve vakuu, ale v inertním plynu, kdy výměna tepla probíhá konvektivně. 5) Nízkotlaká cementace s kalením dusíkem vede, nezávisle na parametrech procesu, k výraznému stažení vnitřního průměru ozubených kol. Protože se jedná o změnu systematickou, lze ji eliminovat v procesu obrábění za měkka, a to nastavením korekcí nástroje. 5. LITERATURA 1. Grassl, D.: Einsatzhärten von Zahnrädern. Lehrgang "Praxis der Zahnrad-fertigung", Techn. Akademie Eßlingen, 1996. 2. Mallener, H.: HTM 45 (1990) 1, 66-72. 3. Bergström, C.M., Larsson, L.-E., Levin, T.: HTM 43 (1988) 1, s. 36 40 4. Cook, W. T.: Heat Treatment of Metals 1999/2, s. 27 36. 5. Hock, St., Schulz, M., Wiedmann, D.: HTM 53 (1998) 1, s. 31-39. 6. Kristoffersen, H., Segerberg, S.: Heat Treatment of Metals 1995/2, s. 39 42. 7. Altena, H., Luc, J.P., Quemarais, N.: Gaswärme Int. 9/1998, s. 456 462 8. Preisser, F.: Stahl 3/1999, s. 51 54. 9. Wyss, U.: HTM 45 (1990) 1, s. 44-56. 10. Stolař, P., Jurči, O., Klíma, F.: In: Proceedings of 3 nd Int. Conference on Quenching and Control of Distortion, March 1999, Prague, s. 425 435.

Obr. 1 - Cementovaná ozubená kola Obr. 2 - Podíl vlastního kalení na tvarové a rozměrové změny

Obr. 3 - Vliv druhu ohřevu na tvarové a rozměrové změny Obr. 4 - Vliv směru proudění plynu na výši deformací

Obr. 5 - Vliv tlaku kalícího plynu na tvarové a rozměrové změny ozubených kol Obr. 6 - Vliv polohy ozubeného kola na roštu na tvarové změny

Obr. 7 - Vliv typu materiálu na deformaci ozubených kol