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序言

雙質量飛輪用于將車輛發(fā)動機輸出的轉矩傳遞到變速器。作為雙質量飛輪中的重要部件，盤轂與變速器輸入軸連接，進而通過其他部件將轉矩傳遞給整車。通常，盤轂中心帶有內花鍵，變速器輸入軸帶有與內花鍵匹配的外花鍵，從而實現(xiàn)可靠的動力傳輸。在工作過程中，盤轂在傳遞發(fā)動機轉矩的同時會承受了一定的接觸疲勞應力，有時由于發(fā)動機的轉矩波動還會有一定的過載沖擊力。因此，對盤轂的技術要求是其表面具有高硬度、高耐磨性以及高接觸疲勞強度。

為實現(xiàn)以上技術要求，需要對盤轂進行熱處理操作。該盤轂使用低碳合金材料沖壓成形，材料中含有的鉻使其具有高的淬透性，經(jīng)熱處理后，不但表面能達到很高的硬度，且心部強度和韌性、塑性匹配度好。由于盤轂帶有花鍵，因此在熱處理時，對變形控制有嚴格要求。

分析認為，由于零件本身特點（壁薄、厚度不均勻）以及熱處理操作的局限性等原因，所以零件容易產生變形。在氣體碳氮共滲技術應用中，由于氮的滲入使鋼的臨界點(A1、A3)下移，所以可適當降低淬火溫度，為進一步減少淬火變形提供了可能；且氮的滲入還使淬透性增加，因此除合金鋼外，碳素鋼也可以實施碳氮共滲及油淬處理，從而提高硬度和表面耐磨性，這兩個特點也正是該技術被廣泛應用的原因。相對于滲碳來說，該工藝縮短了加工時間，加快了生產進度。因此，對該盤轂采用的是碳氮共滲淬火，以獲得高的表面硬度，同時達到較高的尺寸精度。

變形問題分析

當雙質量飛輪盤轂（見圖1）的花鍵尺寸過大時，會造成車輛怠速噪聲；而花鍵尺寸過小時，會引起裝配困難甚至無法裝配。因此，該盤轂對跨棒距有嚴格的要求，跨棒距偏差要求≤0.061mm，可同時滿足性能與裝配需求。 

碳氮共滲后，提取5件試制產品數(shù)據(jù)進行詳細分析。5件試制盤轂中帶盤端花鍵跨棒距最大偏差為 0.02mm（見圖2），自由端最大偏差為0.08mm（見圖3），超出跨棒距公差范圍，因此需要對該盤轂的工藝過程進行分析優(yōu)化，找到影響變形的因素，并對相關因素進行控制。盤轂制造工藝過程：沖壓成形→調質→機加工→拉齒→碳氮共滲→淬火→油冷→終檢。

經(jīng)數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，拉齒工序后、碳氮共滲前，自由端跨棒距偏差已經(jīng)大于帶盤端偏差，為0.01～0.03mm；帶盤端的跨棒距偏差為0.01mm。根據(jù)以上分析，為了減小盤轂花鍵的制造變形，需要分別控制從成形到拉齒工序的變形，以及后續(xù)熱處理環(huán)節(jié)的變形。通過沖壓精整、拉刀修磨等，拉齒工序后自由端跨棒距偏差優(yōu)化為0.01～0.02mm。本文主要針對后續(xù)盤轂碳氮共滲淬火環(huán)節(jié)的變形進行研究。 

變形原因理論分析

在加工過程中，工件變形的根本原因在于零件內應力的釋放，如果釋放的內應力高于材料的屈服強度，工件就會產生永久性的塑性變形。碳氮共滲過程中的變形，源于熱處理應力，具體包括以下兩個方面：一方面，在熱處理過程中，因工件的表面與中心或薄的部位和厚的部位之間因加熱或冷卻速度的不同，形成的溫度梯度導致體積脹縮不均而產生內應力。通常，加熱或冷卻速度越快，產生的內應力越大；另一方面，由于相變前后組織的比容發(fā)生變化，以及金屬的表層與心部不同時發(fā)生相變，這樣引起的內應力為組織應力。組織應力會增大比容的轉變區(qū)受壓應力，減小比容的轉變區(qū)受拉應力。當組織應力過大時，其與內應力疊加的結果可能導致工件變形。盤轂的結構形狀、材料厚度，以及在爐中加熱和冷卻時的支承或夾持方式等因素也會導致變形。具體到該盤轂，PFMEA分析變形原因如下。 

1）拉齒后、碳氮共滲前，沒有應力釋放工藝步驟。工件在碳氮共滲前經(jīng)過機械加工，殘存著內應力。碳氮共滲過程中，釋放的內應力導致盤轂變形。 

2）碳氮共滲裝爐工件擺放方式為懸掛方式，如圖4所示。當前懸掛支撐點為組孔B中的兩個孔，懸掛支撐點距離花鍵近且掛棒直徑小，掛棒直徑僅為10mm。懸掛支撐點處可能產生應力集中，在其后應力釋放過程中，盤轂變形，引起花鍵變形。

3）碳氮共滲淬火及回火溫度過高，不利于控制變形。 

試驗驗證

對于薄壁件，合適的預處理工藝對控制其滲碳淬火變形是至關重要的。針對PFMEA分析的第一要素，在拉齒后、碳氮共滲前，增加去應力預熱步驟，將工件預熱到400℃保溫。針對碳氮共滲工件擺放方式，嘗試平放，懸掛點設置在分布直徑遠離花鍵孔的組孔A，加粗掛棒直徑直至與掛孔名義間隙為0.5mm（預留0.5mm防止盤轂變形后卡滯在掛棒上），以及三點懸掛等方式。 

DOE結果顯示：平放時，由于上下面滲入速度不同，最大偏差為0.09～0.1mm，變形比原始懸掛放置更大，因此不予采用。對比不同的懸掛支撐點，由于組孔A比組孔B孔徑小，懸掛A孔時掛棒直徑尺寸受限。試制發(fā)現(xiàn)，工件懸掛后，掛棒彎曲變形，造成工件相互觸碰接觸，不利于工件變形控制，因此也不予采用。加粗掛棒直徑至16.5mm后，掛棒抗彎強度增加，有利于減小工件碳氮共滲過程中的變形。對于三點懸掛方式，由于工件變形后，該方式限制了后續(xù)回火去應力工序中變形的疏解，所以也不能有效減小工件變形。 

因此，最終方案為懸掛點保持在組孔B，掛棒直徑加粗至16.5mm，碳氮共滲溫度由870℃降低為 840℃；設置淬火溫度為810℃，稍低于滲碳溫度。使用改進工藝方法進行碳氮共滲后，抽取5件試制件，進行測量及數(shù)據(jù)分析。

結果顯示，綜合考慮帶盤端與自由端花鍵變形有改善：帶盤端（見圖5）棒間距最大偏差為0.03mm，與前期驗證相當（前期驗證為0.02mm)，自由端（見圖6）棒間距最大偏差顯著減低為0.04mm（前期驗證為0.08mm)。

因此，改進后花鍵跨棒距最大偏差為0.04mm，達到了偏差≤0.061mm的要求。

結束語

本文針對雙質量飛輪盤轂在碳氮共滲過程中的變形問題對工藝過程進行分析，確定影響盤轂變形的相關因素。對這些因素進行優(yōu)化后試制驗證顯示：對于該盤轂，碳氮共滲時懸掛方式中，立式懸掛優(yōu)于平放，立式懸掛時兩點懸掛優(yōu)于三點懸掛，同時掛棒直徑適當增大時有利于變形控制；碳氮共滲前增加預熱工序有利于前序工序的應力釋放，在后續(xù)熱處理中能有效減小工件變形；在滲層、硬度及金相滿足要求的前提下，碳氮共滲和淬火溫度的降低也有助于減小工件熱處理變形。通過以上三個方面的優(yōu)化，最終生產出了滿足標準要求的產品。