氮碳共滲后氣門桿部直線度與錐面跳動超差原因分析

王忠誠，賀心旺，吳文超

(濟(jì)南沃德汽車零部件有限公司，山東 濟(jì)南 250300)

氣門是發(fā)動機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生動力的關(guān)鍵部件。進(jìn)氣門工作溫度在300～500 ℃，排氣門工作溫度則達(dá)到600～850 ℃。氣門在高溫燃?xì)飧g環(huán)境中作高速往復(fù)運動，受到的沖擊力較大。惡劣的工作環(huán)境要求氣門有足夠的高溫強(qiáng)度、塑性、硬度和良好的抗腐蝕性能等[1-4]。為了提高氣門的耐磨性、抗腐蝕性、抗咬合性等，需要對其進(jìn)行表面處理。其中，氮碳共滲是常用的方法之一。

氣門常用材質(zhì)為馬氏體耐熱鋼與奧氏體耐熱鋼，通常為整體馬氏體或奧氏體耐熱鋼，或為雙金屬焊接而成。對氣門進(jìn)行氮碳共滲后，出現(xiàn)桿部直線度超差和錐面跳動超差。該類氣門錐面氮化后不再進(jìn)行加工，嚴(yán)重影響了正常的生產(chǎn)進(jìn)度，故亟需解決。

1 問題的提出

針對生產(chǎn)中出現(xiàn)的問題，分析氮化氣門加工流程，見表1。不同氣門工藝流程略有區(qū)別。生產(chǎn)現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)，氣門退火后車圓弧。采用此流程加工后的氮化氣門，錐面跳動不穩(wěn)定，某些產(chǎn)品錐面跳動超差比例在7%～20%，高于正常超差比例2%，嚴(yán)重制約了生產(chǎn)進(jìn)度。

為此，對加工流程細(xì)節(jié)進(jìn)行分析，分為桿部直線度超差和錐面跳動超差兩類。對于桿桿焊或頭桿焊產(chǎn)品，其料桿在熱處理后出現(xiàn)直線度超差(大于0.1 mm/100 mm長度)，氣門氮化后桿部直線度超差比例約為50%；對于整體馬氏體或整體奧氏體鋼氣門而言，其桿部直線度超差比例在15%。焊接后錯移大于0.3 mm或錐面跳動超過0.70 mm，在后續(xù)加工過程中，磨削或車削加工量存在差異，造成加工應(yīng)力異常增大而變形，錐面跳動超差。整體馬氏體鋼和奧氏體鋼氣門均存在此類問題。

表1 大中型氣門主要加工流程與影響桿部直線度與錐面跳動主要工序Table 1 Main processing flow of large and medium-sized valves and main processes affecting stem straightness and cone runout

2 氣門超差原因分析與試驗

2.1 大型氣門桿部直線度超差

HV170Z-J11氣門為整體4Cr10Si2Mo馬氏體鋼，桿徑為φ11 mm。氣門錐面堆焊合金進(jìn)行整體調(diào)質(zhì)處理，而后進(jìn)行氮化處理，出現(xiàn)桿部直線度超差。取20支氣門采用560 ℃氮化后不氧化的工藝進(jìn)行試驗，桿部直線度超差比例45%；另取20支氣門進(jìn)行560 ℃氮化后氧化1 min，桿部超差比例5%，結(jié)果見表2?？梢?，氣門氧化后桿部直線度超差優(yōu)于不氧化。

進(jìn)一步驗證表2中的氧化試驗結(jié)果，增大試驗樣本數(shù)量，采用560 ℃高溫氮化后氧化和不氧化工藝，桿部直線度超差比例均較高；采用530 ℃低溫氮化工藝后，桿部直線度合格率高于高溫氮化，但仍未滿足直線度超差比例不超過2%的工藝要求，結(jié)果見表3。

由表3可知，即使該氣門采用530 ℃低溫氮化+氧化工藝，桿部直線度不合格率仍較高。為此，進(jìn)行氮化前去應(yīng)力退火工序排查。取32支氣門進(jìn)行620 ℃×90 min去應(yīng)力退火，檢查桿部直線度，不合格率為12.5%，說明部分氣門桿部在機(jī)加工期間產(chǎn)生了變形應(yīng)力。然后，對其進(jìn)行530 ℃×45 min氮化處理后氧化1 min，空冷，桿部直線度不合格率增加，結(jié)果見表4。據(jù)此推斷，應(yīng)該還有其他原因造成導(dǎo)致氣門桿部變形。

表2 560 ℃氮化后未氧化與氧化桿部直線度對比Table 1 Stem straightness comparison between non-oxidizedand oxidized valves after nitriding at 560 ℃

表3 560 ℃和530 ℃氮化后未氧化與氧化桿部直線度對比Table 3 Stem straightness comparison between non-oxidized and oxidized valves after nitriding at 560 ℃ and 530 ℃

表4 去應(yīng)力退火與氮化后桿部直線度Table 4 Stem straightness after stress relief annealing and nitriding

現(xiàn)場抽查發(fā)現(xiàn)，對于HV170Z-J11氣門，個別班組氮化前進(jìn)行拋丸(違反工藝紀(jì)律)。現(xiàn)場任意取氮化前拋丸的11支氣門進(jìn)行檢查，其中有6支超過0.005 mm的工藝要求，占到55%，氣門桿部直線度明顯異常；氮化前未拋丸的11支氣門桿部直線度均小于0.005 mm，結(jié)果見表5。初步判斷氮化前拋丸是桿部直線度超差的主要原因，故要求氮化前禁止拋丸。

為進(jìn)一步驗證氮化前拋丸對氣門桿部直線度的影響，增加抽樣數(shù)量，氮化前拋丸的氣門經(jīng)低溫氮化與氧化后，桿部直線度合格率仍不高，結(jié)果見表6。

在機(jī)加工現(xiàn)場，對530 ℃×45 min氮化轉(zhuǎn)回的HV170Z-J11氣門架上，每層抽取20支，共計100支氣門進(jìn)行桿部直線度檢查，桿部直線度不合格率在25%左右，未滿足桿部直線度超差比例低于2%的工藝要求，結(jié)果見表7。

表5 氣門氮化前拋丸與未拋丸桿部直線度對比Table 5 Stem straightness comparison between shot blasting andnon shot blasting valves before nitriding

表6 拋丸與未拋丸氣門經(jīng)低溫氮化與氧化后桿部直線度對比Table 6 Stem straightness comparison between shot blasting and non shot blasting valves after low temperature nitriding and oxidation

表7 氣門氮化前未拋丸桿部直線度抽查情況Table 7 Stemstraightness of non shot blasting valves before nitriding

繼續(xù)對桿部直線度超差原因進(jìn)行過程排查，延長空冷時間、增加取樣數(shù)量后桿部直線度[5]得到有效控制，滿足工藝要求，結(jié)果見表8。

2.2 小氣門錐面跳動超差

(1)HAC14-J19氣門錐面氮化后不再加工，要求氮化前錐面跳動≤0.03 mm，成品錐面跳動要求≤0.05 mm，在成品檢查時發(fā)現(xiàn)錐面跳動超差比例約為4%。調(diào)整去應(yīng)力退火工序。結(jié)果表明，退火工序移至精磨桿端面后，批量生產(chǎn)過程中錐面跳動超差率均控制在1%以下，滿足設(shè)計要求，結(jié)果見表9。

表8 延長空冷時間后桿部直線度抽查情況Table 8 Stem straightness after extended air cooling times

表9 調(diào)整去應(yīng)力退火工序前后成品錐面跳動Table 9 Cone runout of finished products before and after adjustment stress relief annealing process

(2)對于同種HAC14-J19氣門，由于不同生產(chǎn)線上加工設(shè)計流程存在差異，即毛坯進(jìn)入機(jī)加工前進(jìn)行了盤外圓加工與去應(yīng)力退火，后續(xù)沒有退火工序，成品的錐面跳動超差率為8%，遠(yuǎn)高于正常加工情況。為此，進(jìn)行工藝試驗，即加工到一定工序后增加一次去應(yīng)力退火，結(jié)果見表10。可見，增加一次去應(yīng)力退火后，錐面跳動不合格率明顯降低，滿足工藝要求。

表10 增加去應(yīng)力退火對成品錐面跳動影響Table 10 Effect of addstress relief annealing process on thecone runout of finished product

(3)HJL4-J11氣門氮化后，產(chǎn)品盤錐面變形數(shù)量較大，盤錐面跳動超差比例過高。現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)，氣門氮化時存在盤部疊壓現(xiàn)象，如圖1所示。而工藝要求氮化單層擺放，如圖2所示，此種擺放方式在氮化后的錐面跳動超差比例為1.38%。工藝試驗過程中，先進(jìn)行磁粉探傷工序，再進(jìn)行去應(yīng)力退火處理，最后采用單層擺放氮化，錐面跳動超差比例最大為0.65%，下降十分明顯，結(jié)果見表11?？梢?，磁粉探傷工序是造成錐面跳動超差的重要原因，同時氮化時氣門盤部疊壓也會導(dǎo)致錐面跳動超差。

(4)整體馬氏體鋼HBLM1S-J10A氣門，圓弧車削，整體為5Cr9Si3，氮化300支，測量100支，發(fā)現(xiàn)16支錐面跳動超差范圍在0.07～0.20 mm。該產(chǎn)品氮化后需要進(jìn)行錐面磨削，但錐面跳動超過0.08 mm，難以加工。

圖2 單層擺放的穿架方式Fig.2 Threading mode of single layer placement

對第1批與第2批產(chǎn)品各工序進(jìn)行退火與氮化變形試驗。取2180支HBLM1S-J10A氣門按精車盤端面及外圓、粗車圓弧后退火，抽查60支，發(fā)現(xiàn)其中23支錐面跳動為0.07～0.15 mm，其余37支錐面跳動為0.02～0.05 mm，桿部直線度合格。為此，繼續(xù)進(jìn)行工藝試驗查找原因，結(jié)果見表12和表13。從表12和表13可知，粗車圓弧+退火+精車圓弧后氮化，即兩遍車圓弧可確保該氣門氮化后桿部直線度與錐面跳動合格。

2.3 大中型氣門錐面跳動超差(桿部直徑在φ9 mm以上，全加工產(chǎn)品)原因分析

表14為6Cr21Mn10MoVNbN+4Cr10Si2Mo桿桿焊全加工氣門，近期抽查氮化轉(zhuǎn)回的40支產(chǎn)品，存在桿部直線度超差引起錐面跳動超差現(xiàn)象，結(jié)果見表14。工藝要求為桿部直線度≤0.006 mm，錐面跳動≤0.03 mm。同樣，Ni30+X45CrSi93材質(zhì)頭桿焊產(chǎn)品，氮化后也發(fā)現(xiàn)桿部直線度與錐面跳動超差，成為生產(chǎn)瓶頸，亟需解決。

表11 HJL4-J11整體氮化氣門錐面跳動統(tǒng)計Table 11 Statistics of cone runout of HJL4-J11 valves after nitriding

表12 氮化前退火順序?qū)忾T桿部直線度與錐面跳動影響Table 12 Effect of annealing sequence before nitriding on stem straightness and cone runout of valve

表13 車圓弧與退火對氮化后氣門桿部直線度與錐面跳動影響Table 13 Effect of underhead turning and annealing on stem straightness and cone runout after nitriding

表14 氣門氮化后桿部直線度與錐面跳動抽查情況Table 14 Spot check for stem straightness and conerunout of valve after Nitriding

取該批次產(chǎn)品退火后桿部直線度超差1支、氮化后桿部直線度超差3支以及桿部直線度合格1支進(jìn)行檢測，結(jié)果如圖3～圖5所示。整體桿部直線度與其馬氏體桿部分直線度超差，由此可見馬氏體桿部直線度超差造成了錐面跳動超差。為此，需要進(jìn)行分析與試驗以保證桿部直線度符合要求。

圖3 去應(yīng)力退火后整體桿部直線度超差(0.04255 mm)Fig.3 Straightness of the whole rod is out of tolerance after stress relief annealing (0.04255 mm)

通過位置對比分析，發(fā)現(xiàn)變形件的桿部直線度最大點，多出現(xiàn)在馬氏體部分距離焊縫30～40 mm處，位置相對集中。在桿部的中間區(qū)域，桿部有效工作區(qū)域長度約為135 mm，該變形出現(xiàn)在65～75 mm的中間位置。

(a)0.04428 mm；(b)0.01085 mm；(c)0.01596 mm圖4 氮化后整體桿部直線度超差Fig.4 Straightness of the whole rod is out of tolerance after nitriding

(a)0.00729 mm；(b)0.003 mm圖5 氮化后馬氏體桿部直線度超差Fig.5 Straightness of Martensitic rod is out of tolerance after nitriding

進(jìn)一步梳理該類氣門的加工流程，車圓弧工序采用自動車床，盤端面采用頂針定位，彈簧夾頭夾持盤外圓，另一端兩個壓輪壓緊桿部，設(shè)定程序后，車刀自動從頸部加工至圓弧部位?，F(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，車圓弧采用的頂針大小不一，如圖6和圖7所示，工藝要求頂針直徑應(yīng)比盤外圓小2～3 mm，某些頂針尺寸不符合工藝要求。改為符合要求的車圓弧盤部頂針，效果仍不太理想。

進(jìn)行兩次車圓弧試驗，即退火前后分別進(jìn)行車圓弧加工。試驗證明，兩次車圓弧可有效控制錐面跳動。在此基礎(chǔ)上兩次連續(xù)退火，效果較好[6]，該類產(chǎn)品在氮化、氧化后空冷至100 ℃左右，再入熱水清洗，桿部直線度與錐面跳動滿足工藝要求。

提高氮化前去應(yīng)力退火溫度，減少氣門加工變形量。整體馬氏體鋼以及桿料的回火溫度在630 ℃以上。對于全加工的奧氏體鋼氮化氣門而言，錐面氮化后不再加工，由于錐面磨削加工應(yīng)力較大，故采用600 ℃退火并不能完全消除機(jī)械加工應(yīng)力，造成氮化后氣門錐面跳動超差(≥0.05 mm)比例高達(dá)30%；而采用640～670 ℃退火溫度，則可完全消除加工應(yīng)力，效果明顯[7-10]。

3 結(jié)論

1)大氣門桿部直線度超差原因在于桿部彎曲或焊接后錯移大，使得磨削加工時產(chǎn)生校直應(yīng)力，后續(xù)去應(yīng)力退火不充分則會造成桿部直線度超差。提高退火溫度，同時通過氮化+氧化后延長空冷時間、緩慢冷卻，可使桿部直線度超差得到有效控制。

(a)五棱形頂針；(b)方形頂針；(c)圓柱形頂針圖6 合格的車氣門圓弧盤部頂針(a)pentagonal shape；(b) square shape；(c) cylindrical shapeFig.6 Qualified circular discthimble for vehicle valve

(a)圓柱形頂針1；(b)圓柱形頂針2圖7 不合格的車氣門圓弧盤部頂針(a) cylindrical shape 1；(b) cylindrical shape 2Fig.7 Unqualified circular discthimble for vehicle valve

2)小氣門錐面跳動超差與去應(yīng)力退火工序安排不當(dāng)有關(guān)，退火工序要盡可能安排在靠近氮化前。

3)大中氣門(全加工)桿部直線度與錐面跳動超差，與退火不充分、車圓弧應(yīng)力大有關(guān)。增加一次退火或退火前后各車一遍圓弧，均可有效防止桿部直線度與錐面跳動超差。