改进淬火介质提高GCrl5钢制轴承套圈淬火质量www.tool-tool.com

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刊自《金属热处理》2001年第6期

我公司在90年代初将氮基可控气氛铸链炉自动生产线应用于GCr15钢制轴承套圈淬、回火。淬火介质主要用N32机械油。随着套圈尺寸的增大，有时出现淬火硬度严重不均和畸变等问题，采用今禹Y15T快速淬火油添加剂对N32机械油进行改性处理后，解决了套圈硬度不均，有效地控制了畸变。

我公司铸链炉生产线自1993年投产至1999年初已累计淬火工件7000余t，产品质量稳定控制在JB／T1255-1991标准范围之内，淬火介质以 N32机械油为主，冬季也部分补充N15机械油，对淬火介质除严格控制水分含量外未采取其他检测手段，多年来也未出理淬火质量问题。1999年初，因旧油老化，工件淬火后表面光亮度下降，生产时油烟较大，遂将铸链炉淬火油槽整槽换用新的N32机械油，其后不久即发现厚壁大尺寸套圈(外径>100mm、有效壁厚>10mm)淬火后易出现部分套圈(约占5%-20%)厚端面表面硬度不均匀、局部硬度不合格，出现6级 (JB／T1255-1991第二级别图)以上淬火组织。如图1a所示，个别套圈出现如图1b所示的硬度分布。

图中硬度合格区域金相组织为2级，残留碳化物量适合，但颗粒较粗；硬度不合格区域主要为6级、8级、偶见>8级，屈氏体形状为块状，大块状，块状屈氏体中部可见残留碳化物颗粒。

1 质量问题分析

1.1 原始组织均匀性较差是产生淬火不合格组织的原因之一

据查，上述问题出现期间球化退火温度超过820℃，退火组织评级为4级（JB／T1255-1991第一级别图)，虽属合格，但由于部分碳化物颗粒较粗且分布不均，造成淬火工艺调整困难。为此对退火工序立即进行了纠正，但此前生产的退火坯已难以返工。

1.2 淬火温度是否偏低

JB/T1255-1991标准的编制说明，出现6级、8级淬回火组织显示淬火温度偏低。而提高淬火加热温度、延长保温时间可提高奥氏体中碳、铬含量，使奥氏体成分均匀化，晶粒增大，提高淬火时过冷奥氏体稳定性，抑制珠光体类型转变，提高GCr15钢淬透性，降低临界淬火速度。据此，我们将淬火加热温度提高8-10℃、总加热时间延长10-15min进行批量生产试验，硬度不合格的问题可得以解决。但不少套圈同—零件硬度差较大，达2HRC，淬回火组织中仍不时发现局部有少量小块状屈氏体存在；同时也开始有细小针状马氏体出现，淬火变形量急剧上升。直径变动量超差率由平均不到10%上升到25%以上，零件力学性能相对劣化。由此可见，在原始组织均匀性较差的情况下单纯提高淬火加热温度及时间以解决硬度不合格的问题并不是最佳途径。

1.3 淬火加热炉炉膛保温性能、炉温均匀性是否下降，装炉量是否合适

经查，装炉量均未超过工艺规范。如下规范检测炉温均匀性：空载，I、II、III区仪表设定温度均为850℃并巳达到热稳定状态，用5支铠装热电偶在铸链带工作空间内同一横断面(590mm宽x100mm高)上同时测量左上、左下、中间、右上、右下5点温度，从进料震动导槽在铸链带上开口处(进料口)起至铸链带末端(落料口)止4750mm长度上各横断面炉温平均值如图2所示。

其中I区因靠近进料口且测温时进科口敞开，平均温度较低，为840℃，II区平均温度846℃，III区平均温度854℃，整个加热长度内炉温波动平缓。对于连续式淬火加热炉尤为重要的是工作空间内同—横断面上各点的温差，实测图示c点至d点间同—横断面上各点温差土4℃之内，炉温均匀性尚属良好。实测炉壳温升<40℃。因此，可以排除加热炉性能与装炉量影响均匀加热奥氏体化的因素。>

1.4 淬火介质冷却能力是否不足

因质量问题出现在铸链炉淬火抽槽换用新N32机械油之后，而同期在箱式炉加热用旧油淬火的同类型工件未出现硬度不合格的问题，由此分析—方面可能旧油(如前所述，因掺有部分N15机械油，其成分与老化程度巳难以追溯)冷却能力好于新油；另一方面，在箱式炉加热淬火时工件用钩串或手提铁丝淬火篮在油中摇动冷却，工件与淬火介质之间的相对运动均匀且充分，而铸链炉淬火油槽虽然容积大，具有淬火油自动控温装置及两台齿轮油泵、一台油搅拌机使淬火槽内油温均匀并稳定控制在60-90℃之间，循环良好。但由于淬火槽深度大，油搅拌机运转所形成的油流对淬火工件表面的冲刷不均匀，油搅拌机转速越高工件淬火变形越大，并且齿轮油泵与油搅拌机运转所形成的油搅动区主要在油槽工件落料导槽的上、中部，赤热工件垂直落入油槽时瞬间通过油搅动区后即停置在油槽下部缓慢运行的提升网带上，工件与淬火油之间的运动相对缓慢且部分工件可能互相重叠，此时如淬火油自身的冷却能力不足，工件局部冷连低于临界淬火速度而产生屈氏体转变可能是造成部分套圈淬火后局部硬度不合格的主要原因。其后采用ISO9950标准对新旧油样的冷却特性检测证实了这—分析，新旧油样的冷却特性曲线见图3e、 f。

2 淬火介质改进及其效果

根据以上分析，我们认为N32机械油用于自动生产线上厚壁大尺寸套圈淬火时其冷却能力有所不足，鉴于淬火油槽的结构紧凑难以更改，现在N32机械油油质尚可，决定单纯在改进淬火油的冷却特性方面进行试验。经对比测试，我们选用北京华立精细化工公司生产的今禹Y15T快速光亮淬火油添加剂对该槽N32机械油进行改性处理，加人10%添加剂后油品的冷却特性曲线见图3g。改性后淬火油冷速提高，最大冷速提高了20℃／s，蒸汽膜阶段时间缩短近一半，最大冷速所在温度提高了50℃，有利于抑制淬火组织出现扩散型转变。改进后的淬火油用与改进前相同的加热工艺进行厚壁大尺寸GCr15钢制轴承套圈淬火时，硬度全部合格，同一零件硬度差在1HRC以内，淬火金相组织等级提高，屈氏体彻底消失，套圈经酸洗检查无裂纹，唯淬火变形仍较大。考虑到改进后淬火油冷却性能的改善，可满足工件在较低温度下奥氏体化产生的晶粒较细、碳、铬含量较低的奥氏体所需的临界淬火速度，既保证淬火硬度，又细化马氏体基体组织，避免淬火裂纹，可提高GCr15钢淬回火后的力学性能，也可提高临界淬火直径，扩大GCrl5钢的使用范围。经过逐步试验，调整工艺，采用比正常加热温度低2-5℃，同时调减淬火油槽油搅拌机转速，其后轴承套圈淬火硬度稳定控制在64-65.5HRC，淬火金相2—3级，以2级为多，外径100mm以上的套圈淬火后直径变动量超差率降至约7%，随后淬火工件近3000t，其中GCrl5钢制圆锥滚子轴承套圈最大有效壁厚达15mm、非标滚轮轴承套圈最大有效壁厚达 23mm，质量全部合格，减少了废品及返修损失。由于该槽N32机械油洁净度尚好，改进后工件淬火后表面光亮无污染，淬火时油烟少，改善了工件表面质量和车间生产作业环境。

3 结论

(1）根据零件材质、原始组织、淬火方式选择适当冷却特性的淬火介质并定期监测、调整其冷却特性对保障零件淬火质量至关重要；

(2)在允许的范围内改进淬火介质的冷却特性，有利于提高零件淬火后硬度及均匀性，扩大钢种的使用范围，并可通过加热工艺的调整达到减少淬火变形的效果；

(3)选择优质的专用淬火油配合控制气氛加热炉可得到淬火后光亮洁净的外观质量，减少油烟挥发，有利于实现热处理清洁生产。

参考文献

• [l] 刘云旭．金属热处理原理[M]北京：机械工业出版社，1981．
• [2] 夏立芳．金属热处理工艺学[M]哈尔滨：哈尔滨工业大学出版社．1986．
• [3] 崔 崑．钢铁材料及有色金属材料[M)．北京：机械工业出版社．1981．
• [4] 曾广益．淬火介质冷却曲线的判读和评价[J].金属热处理， 1999．(3)：38-40．
• [S] 李茂山,张克俭．热处理淬火介质的新进展[J].金属热处理， 1999．(4)：39-42．
• [6] 张克俭．齿轮淬火冷却中的质量问题及其解决办法[J]．金属热处理．1999．(1)：40-42．
• [7] JB/T1255-1991．高碳铬轴承钢滚动轴承零件热处理技术条件 [s]．

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轻型车后桥圆锥齿轮渗碳淬火变形的控制www.tool-tool.com

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刊自《Hot Working Technology》2001No.4

中图分类号：TGl56.8.1 文献标识码：B 文章编号：1001-3814(2001)04-0078-01

如何提高轻型车后桥圆锥齿轮的对研合格率一直是各生产厂家所关心的话题。几年来，我们通过不断地探索，积累了一定的经验。本文从热处理角度探讨如何通过控制渗碳淬火变形，提高齿轮的热处理质量，从而提高齿轮的对研合格率。现以轻型车后桥圆锥从动齿轮为例作一介绍。

1 工艺改进情况

齿轮材料为20CrMnTi，M=5，Z=41，要求其表面硬度58-64HRC，心部硬度33～48HRC，渗碳层深0.9-1.3 mm。渗碳设备为UBE-600箱式炉，装炉量96件／炉。

齿轮热处理后允许变形量：①内孔：∮125.5₀^+0.25 mm，圆度公差≤0.05mm；②平面度公差：内缘≤0.10 mm，外缘≤0.06mm。

有效的方法是改进渗碳淬火工艺，通过应用电解质气相离子(ECA)催渗技术及配合使用今禹Y35-I等温分级淬火油，经大量的生产验证，齿轮变形得到有效控制。改进前后的渗碳淬火工艺如图1，2。

我们用上述工艺分别进行了10炉次的对比试验，结果如下：①内孔尺寸：∮125.5₀^+0.25mm，圆度公差≤0.04 mm的原工艺仅占30%左右(其余的在允许变形范围内)，而改进工艺后能达到96%以上；②平面度公差：外缘≤0.04 mm、内缘≤0.06 mm的原工艺仅占20%左右(其余在允许变形范围内)，而改进工艺后达到lOO%在此范围。通过对比可见，改进工艺后从动齿轮渗碳淬火变形得到明显控制。

2 工艺特点分析

(1)ECA催渗技术 ECA 催渗剂随渗碳剂通入炉内，使炉内气氛产生电解质气相，在气氛中各物质都是以离子态存在，而不是以分子态存在，碳以正四价碳离子形式存在。由于工件都是含碳钢或合金钢，工件沉浸在电解质气相中发生原电池反应，产生正负极性，由于工件极性的存在，正四价碳离子极易吸附在工件表面。

碳离子在工件内部迁移过程受两个方面的力驱动，一个是电场力，另一个是由于工件表面与心部存在碳的浓度梯度产生的扩散力。碳离子向内部迁移的途径也有两条，除沿晶界扩散外，还因为正四价碳离子半径只有碳原子的五分之一，正四价碳离子可以穿透晶粒内部向工件内层扩展，也正由于快速的扩散速度，工件表层不易积聚高的碳形成网状或块状碳化物。

气体渗碳一般分三个阶段：第一步是碳的富化剂分解产生活性碳原子;第二步是活性碳原子被工件表面吸附；第三步是活性碳原子沿晶界向内部扩散。稀土催渗是利用稀土元素的特性使有机物易于分解产生活性碳原子，稀土元素使工件表面发生畸变易于吸附活性碳原子从而提高前两步的速度，但对扩散阶段的渗速并没有多少影响。ECA催渗技术可提高三个阶段速度，特别是对渗层速度起决定作用的扩散阶段的渗速，因此较之稀土催渗速度快，更具有优越性。

(2)今禹Y35-I等温分级淬火油 其特点是：蒸汽膜阶段很短，高温冷却速度较快，对流开始温度较高，适于可控气氛箱式炉对工件做马氏体等温分级淬火。淬火硬度均匀、有足够大的淬透能力，并能很好地控制淬火变形，热稳定性好，使用寿命长，能保证工件长期稳定的淬火质量。

3 效果对比

(1)自应用ECA催渗并配以Y35-I等温分级淬火油后，后桥圆锥齿轮的渗碳淬火变形得到明显的控制，为提高齿轮对研合格率提供了强有力的保证。

(2)自改进工艺后，每炉缩短生产周期约18%，表面维氏硬度能达到765HV左右；由于扩散阶段渗速提高，有效硬化层深度也较改进前有所增加。

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大截面板簧和稳定杆的热处理改进www.tool-tool.com

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刊自《热处理》2002年第4期

摘要：合理选择淬火冷却介质和确定零件的材料使产品质量处于受控状态和确保产品质量的提高。

关键词：板簧；稳定杆；热处理

中图分类号：TGl62.83 文献标识码：A 文章编号：1008-1690(2002)04-0042-03

An lmprovement on Heat Treating Process Of Heavy
Section PlateSpring and Stabilization Rod

FENG Yue-you，FANG Shu-sheng，HUAN Chang-wen
(Anqing Automobile Steel Plate Spring Plant)

Abstract：The rational selections of quenching medium and material Of parts will help product quality be a controlled condition and ensure raising product quality．
KeyWords：plate spring；stabilization rod；heat treatment

1．前言

近年来我厂大截面的汽车少片簧和稳定杆及支架的产量在不断增多。原采用60Si2Mn材料在15#机油中冷却，经常出现表面淬不硬和心部淬不透的现象，心部组织也难以达到要求。后改用Y15-Ⅱ快速光亮淬火油淬火，对少数特厚件还需采用更换钢材牌号的办法，解决了上述问题。

2．解决问题的途径及解决方法

针对上述情况，解决途径有三条：①改进热处理工艺，适当提高淬火温度、增加淬火冷却过程的摆运速度和延长摆动时间；②选用冷却速度更快些的淬火介质；③改换钢种，选用淬透性更好的钢种，如50CrV、55SiMnVB和60CrMnB等弹簧钢。

2.1 调整热处理工艺参数

在加热方面，调整加热温度和保温时间。从生产的500件Φ20mm稳定杆中，抽查3l件，其硬度为5l～58HRC，波动范围仍较大。

在冷却方面，由于淬火机的摆动速度是固定的；摆动时间经过由40～120s多次的调整，没有明显效果，试验表明延长摇摆时间对粗大件的淬火影响不大，因此冷却介质的冷却速度成为关键因素。

2.2 改换淬火介质

文献表明优质弹簧钢60Si2MnA在15#机油中淬火时只能使Φ20mm和板厚14mm的钢材获得80%的马氏体(M)。如果选择水溶性介质，如PAG类淬火剂，它可以获得较快的冷却速度，但是，一定浓度的水性淬火液往往只适用于一定厚度范围的工件淬火；如果选择快速淬火油，它能满足不同截面工件的淬火要求。

经调研，决定采用北京华立精细化工公司的今禹Y15-Ⅱ快速光亮淬火油。首先，从冷却速度看，它具有较快的冷却速度，又不致于使钢板淬裂(其冷却曲线与15#机油的示于图1a)和b))。其次，我们选取不同直径和一定厚度的板材做了大量对比试验(如下表中所示)，证明它可以使较厚的工件淬透，满足工艺要求。

规格

材料

淬火介质

表面硬度（HRC）

金相组织

脱碳（mm）

备注

Φ16

60Si2Mn

15#机油

59

淬火M

0.15

M为3级

Y15-II

61

淬火M

0.15

M为3级

Φ35

60Si2Mn

15#机油

59

M+F（少）

0.15

M为4级，F占5%

Y15-II

60

淬火M

0.15

M为4级

在此基础上，我们生产了151根Φ35mm和Φ28mm的稳定杆，抽查了40根(占生产总数的26.49%)，硬度为55±2HRC(97.5%在53HRC以上)；金相观察，心部组织为85%M+155F，符合了主机厂的供货要求。

2.3 更换钢种工作

试验表明，当厚度超过20mm的板簧和直径超过Φ40mm的稳定杆(60Si2Mn)，即使在Y15-Ⅱ介质中淬火，产品质量还是达不到要求。为此，做了改换钢种的试验。

将少片簧(C18前簧、C13后簧)改成50CrVA材料，在快速油中淬火，并做了台架试验，此二种板簧的疲劳寿命均超过优等品(14万次)未断，金相组织为中等细回火屈氏体2级，产品质量明显提高。

3 生产应用情况

Y15- Ⅱ介质的投入使用后六个月，共生产少片簧1026.99吨和生产稳定杆16719根，支架37281只，其中Φ35mm稳定杆2964根，Φ28mm稳定杆2406根，直径≥20mm为12712根，占76.03％。稳定杆和支架只能在此介质中生产，并稳定和提高了产品质量。

目前工厂投资200万元，已建成年产10万根稳定杆生产线，并投入使用，其淬火介质采用Y15-Ⅱ快速光亮淬火油。

4 经济效益

原Φ35mm稳定杆外协加工费每根35元，采用Y15-Ⅱ介质后，每根热处理成本约为4.15元，可节约30.85元。同样，Φ28mm稳定杆每根可节约16.94元。按年产10万根稳定杆计，每年可节约成本79.08万元，经济效益显著。

使用Y15-Ⅱ介质后，使产品质量始终处于受控状态，淬火硬度波动幅度明显变小， 回火也便于控制；金相组织大多在2-4级，金相级别明显提高。台架试验寿命明显增加，如C13后簧寿命由原来的不足3万次到超过14万次(未断)。工厂以可靠的产品质量，赢得了用户的信赖。

5 结束语

生产实际表明，使用Y15-Ⅱ淬火介质可满足大截面板簧、稳定杆和支架等悬架件的热处理要求，提高了产品质量。对于板材厚度超过20mm和杆件直径超过Φ40mm时，应采用更换材质，才能取得较好的效果。

参 考 文 献

[1] 张克俭，王德成．大力推广应用新型淬火介质[J]，机械工业标准化和质量，1997，(1)，1-2．
[2] 张克俭．解决淬火变形问题的新方法[J]，金属热处理，1997，(6)．
[3] 朱应波等编译，国外弹簧钢钢种现状及发展趋势[M]，冶金工业出版社，1993，10，第一版．
[4] 机械工程手册，B[M]，机械工业出版社，1996，9，第2版，弹簧钢，4-209．

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（４）航空エンド・ミル設計

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（６）ダイヤモンド・エンド・ミル

（７）医療用品エンド・ミル設計

（８）自動車部品＆材料加工向けエンド・ミル設計

弊社の製品の供給調達機能は：

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（２）ミクロ・エンド・ミル～大型エンド・ミル供給

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35CrMnSiA薄壁零件变形分析及改进措施www.tool-tool.com

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刊自《热处理》2002年第2期

摘要：本文介绍用网带炉对35CrMnSiA薄壁零件淬火，对零件变形引起的尺寸超差原因进行了试验与分析并采取了相应的措施。结果表明：采用Y35-II等温分级淬火油冷却介质和热处理前零件的壁厚差尺寸控制，可以得到淬、回火后零件的尺寸满足技术要求。
关键词：网带炉；变形；冷却介质
中图分类号：TG162.7 文献标识码：B 文章编号：1008—1690(2002)02-0040-03

1 前言

网带炉八十年代初引进我国。网带炉因其操作简单，使用方便，可以连续工作，生产效率高而得到迅速发展，已在许多领域被广泛使用。我厂用网带炉对关键零件本体进行淬火，本体零件是薄壁零件，壁厚只有2mm，对淬、回火后的变形要求较严。本体零件淬、回火后出现尺寸变形超差比例较大，如果不解决零件尺寸变形超差问题，将势必影响产品的质量和生产成本。为此，我们对影响零件变形的因素如加热参数、冷却介质等进行分析及试验，从中找到减少变形的方法。

2 试验条件及技术要求

2.1 试验条件

试验设备：RC9型网带炉；零件材料：35CrMnSiA；零件见附图。

2.2 技术要求

零件进行少氧化加热，零件的变形要求∮34.8_+0.02^+0.18孔椭圆度≤0.15mm，淬、回火后硬度为50-55HRC(Z101C)。

3 冷却介质、工艺参数及壁厚差对变形的影响

3.1 冷却介质对变形的影响

用Y35-II等温分级淬火油及10号机械油两种冷却介质作对比试验。

3.1.1 工艺方法

网带炉三区加热：第一区温度是550℃；第二区温度是800℃；第三区温度是910℃。淬火网带运行速度55-65mm／min。冷却提升网带速度 800-1200mm／min。采用甲醇作为保护气氛；采用Y35-II等温分级淬火油冷却介质，淬火油温度90℃；10号机械油，淬火油温度50℃。

试验零件数量各200件，零件加热时竖立在网带上，间距30-40mm。

3.1.2 试验结果

网带炉淬火后经180℃3小时回火，零件硬度在50-55HRC范围内；零件的∮34.8^+0.18孔椭圆度如表1和表2。
表1 200件本体零件∮34.8^+0.18孔椭圆度(Y35-II等温分级淬火油)

椭圆度

0.01-0.03mm

0.04-0.10mm

0.11-0.15mm

>0.15mm

数量(件)

27

131

28

15

椭圆度

0.01-0.03mm

0.04-0.10mm

0.11-0.15mm

>0.15mm

数量(件)

2

59

81

58

表2 200件本体零件∮34.8^+0.18孔椭圆度(10号机械油)

3.1.3 试验分析

从试验结果可以看出：用Y35-II等温分级淬火油作冷却介质比10号机油作冷却介质有着明显减少零件尺寸变形效果。10号机械油冷却特性在高温阶段蒸气膜时间较长，开始对流温度低，高温冷却速度不高，且低温冷却较慢。Y35-II等温分级淬火油冷却特性在高温阶段蒸气膜时间短，开始对流温度高，高温冷却速度高，且低温冷却较慢。由于两者的高温阶段冷却特性不同，从而引起淬火应力的不同及变形的差异，Y35-II等温分级淬火油对减少本体零件变形有着明显作用。经批量生产试验仍有一定比例的变形大于0.15mm，为此对其它因素的分析和试验有着一定的意义。

注意：Y35-II等温分级淬火油在使用前必须加热到120-140℃保温循环3-5天。

3.2 工艺参数对变形的影响

在加热及冷却工艺参数范围内用9组进行对比试验，每组零件100件。冷却介质为Y35-II等温分级淬火油。9组工艺参数如表3。
表3 对比试验的工艺参数

组号

第一区温度℃

第二区温度℃

第三区温度℃

油温℃

1

550

790

900

110

2

550

790

910

100

3

550

800

890

110

4

550

800

910

90

5

550

810

900

90

6

550

810

890

100

7

550

790

890

90

8

550

800

900

100

9

550

810

910

110

淬火后经160-180℃，2.5-3小时回火，零件硬度在50-55HRC范围内，零件的∮34.8_+0.02^+0.18孔椭圆度如表4。表4结果显示每组都有5-8件尺寸变形超差0.15mm，每组变形超差在0.11-0.15mm及0.04-0.10mm的比例相差不大。在工艺范围内调整工艺参数对变形的影响较小。
表4 工艺对比试验数据

椭圆度

1号组件数

2号组件数

3号组件数

4号组件数

5号组件数

6号组件数

7号组件数

8号组件数

9号组件数

0.01-0.03mm

21

21

24

20

19

18

21

21

19

0.04-0.10mm

61

59

58

63

59

63

62

59

62

0.11-0.15mm

12

13

12

11

14

12

12

13

11

>0.15mm

6

7

6

6

8

7

5

7

8

3.3 零件壁厚对变形影响

对表4椭圆度>0.15mm的零件进行壁厚差检测，发现零件最大的壁厚差是0.13mm，最小的壁厚差是0.06mm。零件壁厚尺寸存在较大差异。零件变形是冷却过程中产生的内应力也就是热应力组织应力相互作用而形成的。零件壁厚尺寸的不一致导致零件壁厚部分组织转变形成组织应力较大，零件壁薄部分组织转变形成组织应力较小；零件壁厚部分冷却速度较慢，零件壁薄部分冷却速度较快，从而形成了零件各部分热应力也不同。零件壁厚不同形成淬火后的热应力和组织应力不同，零件的各部分变形不一致而引起零件尺寸的变形超差，因此控制零件壁厚尺寸的大小，对零件热处理后的尺寸变形有着重要的影响。

4 措施及效果

经过分析和比较认为：冷却介质是影响本体零件变形的主要因素，而壁厚差也是影响本体零件变形的重要因素。采用Y35-II等温分级淬火油作为冷却介质及对热处理前本体零件的壁厚差控制在0.06mm范围内，对减少零件变形超差有着较好的作用。满足上述条件，用200件零件进行了淬回火，检测数据表明零件变形超差只有2%-3%，随后又进行了多批次零件淬回火，结果零件变形超差也只有2%左右。目前，本体零件热处理的质量比较稳定，满足了产品生产与技术的要求。

5 结论

35CrMnSiA本体零件变形超差主要因素是冷却介质和零件的壁厚差。

解决35CrMnSiA本体零件变形超差有两个有效措施是：

1)采用Y35-II等温分级淬火油作为冷却介质；

2)热处理前本体零件的壁厚差控制在0.06mm范围内。

参 考 文 献
[1]安运铮．热处理工艺学[M]．1982．7
[2]北京华立精细化工公司．淬火介质的特性和用法技术[M]．第二辑．1996．3
[3]热处理手册[M]．第1册．第二版

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两种淬火油对板簧热处理质量影响的研究www.tool-tool.com

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刘富强¹ 黄建斌² 郭云生¹ 高东海²
(1.中国一汽集团公司辽阳汽车弹簧厂，辽阳111000；
2.北京工业大学材料科学与工程学院，北京100022)

刊自《热加工工艺》2004年第12期

摘要：通过对N32机油和今禹Y15-II快速光亮淬火油的冷却特性的对比研究，以及对采用两种油进行的60Si2Mn和50CrVA钢样品淬火冷却后的组织性能分析，研究了两种油对板簧热处理质量的影响。实验结果表明，N32机油的高温冷却速度不足是其不适于有效厚度大于12mm的60Si2Mn板簧淬火的原因。而今禹Y15-II快速光亮淬火油的蒸汽膜阶段短，高温冷却速度较快，有足够的低温冷却速度，能够满足14mm以下厚度的60Si2Mn和20mm左右50CrVA板簧淬火。

关键词：60Si2Mn板簧；冷却特性；有效厚度

中图分类号：TG162.74;TG154.4 文献标识码：A 文章编号：1001-3814（2004）12-0045-03

Research of Two Kinds of Quenching Oil Affecting on the Heat Treatment Quality of Plate Spring

LIU Fu-qiang¹ HUANG Jian-bin² GUO Yun-sheng¹ GAO Dong-hai²
(1.Liaoyang Auto Spring Factory, FAW Group CO., Ltd, Liaoyang 111000,China；
2.College of Material Science and Engineering, Beijing University of Tecnology, Beijing 100022, China)

Abstract：The effect of two kinds of quenching oil affecting on the plate spring are researched by comparing the cooling property of N32 mechanical oil with Jinyu quich & clean quenching oil, analyzing the structure and properties of the samples of 60Si2Mn and 50CrVA steel using two kings of oil. The result shows that the deficiency of high temperature cooling rate of N32 mechanical oil is the reason of it's unsuitable for the quenching of 60Si2Mn plate spring which effective depth is deeper than 12mm. While the shorter steam film phase and the faster high temperature cooling rate of Jinyu Y15-II quick & clean quenchingoil make it has the capacity to satisfy the quenching of 60Si2Mn plate spring which effective depth is deeper than 12mm and 50CrVA plate spring which effective depth is deeper than 20mm.

Key words：60Si2Mn plate spring；cooling property；effective depth

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用机油淬火，油质好并加上良好的摆动，才有可能使12mm厚的60Si2Mn板簧淬透，但在大批量生产，且影响因素较多的前提下，就很难达到满意的效果。虽然使用水溶性淬火液的效果也不错，但因管理环节较多，需要用一个独立的循环系统，对不同材质、不同规格产品的生产缺乏灵活性，难以应对快速多变的市场需求。为了解决以上矛盾，挖掘传统的60Si2Mn弹簧钢的潜能。本文尝试用新型的今禹Y15-II快速光亮淬火油对较厚的60Si2Mn板簧进行淬火冷却，并与N32机油的冷却特性进行了对比。以探索适用于较厚截面的60Si2Mn板簧淬火的新型油品。

1 试验条件及方法

新旧比例不同的N32机油和今禹Y15-II快速光亮淬火油的冷却特性试验是在油温为50℃、体积为1200ml条件下，采用IS09950国际标准进行实验，用KHR-01型冷却特性测试仪测定油的冷却特性。

两种钢的板簧和取材于规格为14×100的60Si2Mn弹簧钢及18×100的50CrVA弹簧钢标准拉伸试样，同时用BLl2-220型步进式加热炉加热，分别用N32机油和今禹Y15-II快速光亮淬火油淬火冷却，油温为20-60℃。用Axiotech 金相显微镜检查金相组织；用WE-30t万能材料试验机进行拉伸试验；用HB-3000型布式硬度计检查硬度。

2 试验结果

2.1 新旧比例不同的N32机油的冷却特性

新旧比例不同的N32机油的冷却特性如表1所列。由表1中数据可知，虽然，旧油的Tvmax明显低于新油，但旧油的Vmax与新油接近。但是随新油量的增加，提高了淬火油V_300℃，使非马氏体转变(A→B)的机会减小。因此对60Si2Mn钢的淬火，新油的综合冷却特性较好。 表1 N32机油的不同成分的新旧油的冷却特性

冷却速度
V_max(℃/s)

冷却速度
V_300℃(℃/s)

冷却时间t₆₀₀(s)

冷却时间t₆₅₀(s)

最大冷速对应的温度T_vmax(℃)

旧油

90

5

6.0

4.8

550

10%新油

85

16

6.0

4.9

561

20%新油

77

16

7.5

6.1

567

30%新油

75

17

8.0

6.9

558

40%新油

73

21

7.0

5.8

575

50%新油

93

19

5.5

4.8

616

100%新油

91

25

5.5

4.8

605

注：650℃为60Si2Mn钢的A→P的鼻尖温度。

2.2 Y15-II快速光亮淬火油与N32机油的冷却特性对比

实验获得的两种油的冷却特性参数如表2所示。通过表2的对比，可以看到Y15-II快速光亮淬火油有较短的蒸汽膜阶段，且出现最高冷却速度的温度较高，这样避免了从过冷奥氏体中先析出先共析铁索体的可能性；同时Y15-II快速光亮淬火油具有足够高的低温冷却速度，减少获得贝氏体(B)的转变量，使马氏体(M)转变充分，得到足够的淬透深度。

表2 Y15-II快速光亮淬火油与N32机油的冷却特性对比

项 目

N32

Y15-II

40 ℃运动粘度， mm²/s

28.8-35.2

不大于22

闪点（开口）， ℃ 不低于

170

180

特性温度， ℃

600

700

最大冷速， ℃/s

61

101

最大冷速对应温度， ℃

535

605

冷到300 ℃的时间，

29.4

12.8

另外，粘度和闪点作为油品的验收标准，Y15-II快速光亮淬火油具有粘度低，流动性好，使用中带出消耗量少，闪点高于普通机油的特点。

2.3 两种钢在两种介质中淬火冷却试验结果的对比

规格为14×100的60Si2Nn与18×100的50CrVA板簧钢及试样，在表3所示的化学成分及热处理工艺条件下，分别在Y15-II快速光亮淬火油和N32机油两种介质中淬火冷却的试验结果如表4所示。 表3 试样的化学成分及热处理工艺

弹簧钢的规格

化学成分（wt%)

热处理工艺

C

Si

Mn

Cr

V

S

淬火（℃）

回火（℃）

14×100（60Si2Mn）

0.57

1.5

0.76

0.009

860-890

480-500

18×100（50CrVA）

0.53

0.33

0.74

0.98

0.18

0.008

840±10

400-410

表4 两种弹簧钢经不同淬火介质淬火后的拉伸试验结果

钢种

60Si2Mn

50CrVA

淬火介质

N32

Y15-II

N32

Y15-II

试样编号

1

2

3

4

1

2

3

4

屈服强度 N/mm²

1401

1337

1401

1401

1745

1745

1745

1745

抗拉强度 N/mm²

1420

1401

1414

1414

1752

1752

1752

1752

伸长率 %

6

5

7

7.5

8

10

8

10

收缩率 %

24

29

31

31

26

19

36

21

由表4可见，同种材料用Y15-II淬火比用N32淬火，塑性高而强度基本一样。

热处理（淬火、回火）前后样品的金相组织如图1所示。可见，60Si2Mn钢的原材料组织为珠光体+铁素体，用N32机油淬火、回火后的组织为屈氏体+少量贝氏体，用Y15-II快速油淬火、回火后的组织为回火屈氏体；50CrVA弹簧钢的原材料组织为珠光体+ 少量铁素体，用N32机油淬火、回火后的组织为回火屈氏体，用Y15-II快速油淬火、回火后的组织为均匀细小的回火屈氏体。显然，Y15-II快速油的冷却优于N32机油。

不同试样的拉伸断口如图2所示，可看出，用Yl5-II快速油淬火的试样的放射区面积小于用N32机油淬火的，前者的断面收缩率高于后者，而前者的强度略高，这样的力学性能对板簧而言更为理想。

2.4 生产现场的产品淬火硬度对比结果及分析

在实际生产中，加热温度为860-890℃，加热时间25-30分钟，每隔半小时抽三片弹簧，用N32机油对12×100的60Si2Mn板簧以及用Yl5-II快速光亮淬火油对14×76的60Si2Mn板簧淬火，两种油温都为20-60℃，淬火后的硬度值见表5。 表5 用不同淬火油进行现场生产的60Si2Mn板簧的淬火硬度

产品规格

分组抽样测得的硬度值(HB)

I

II

III

最低

最高

平均

N32淬12×100板簧

415

388

477

485

335

415

352

415

321

321

485

403

Y15-II淬14×76板簧

475

508

510

550

485

522

510

463

520

463

550

505

可见，在N32机油中12mm厚的 60Si2Mn板簧的淬火硬度最高为485HB，最低为321HB，硬度不均匀，只有少数值满足要求。说明该油对有效厚度为12mm的 60Si2Mn板簧的高温冷却速度和最大冷却速度都不够。而在今禹Y15-II快速光亮淬火油中，14mm厚的60Si2Mn板簧的淬火硬度最高为 550HB，最低为463HB，平均为505HB，硬度较为均匀，其冷却性能能满足14mm厚的60Si2Mn板簧淬火要求。

经过一年的使用和探索，今禹Y15-II快速光亮淬火油能满足14mm以下厚度的60Si2Mn板簧淬火，并在厚度为20mm左右50CrVA板簧淬火处理时，在整个截面上都能淬透，获得良好的机械性能，并保持了工件具有较好的光亮度。

3 讨论

弹簧淬火的目的是把奥氏体化的钢材，以合理的冷却方式淬火形成马氏体，然后回火达到所要求的组织和性能。而保证淬硬的关键是淬火介质在弹簧钢C曲线的鼻尖处的冷速要足够地大，以使过冷奥氏体不致形成珠光体或贝氏体组织，由60Si2Mn钢和50CrVA钢的过冷奥氏体转变曲线和端淬曲线可知，其马氏体形成温度在300℃左右，因此合适的冷却介质应在鼻尖处达到最大冷却速度而在300℃以下有适当的的冷却速度，以达到既能够淬硬淬透又能减少变形的目的。

观察表1数据可知，N32机油(无论是新旧)，t_650℃都≥4.8秒，而 60Si2Mn钢“C”曲线上从到A→P转变鼻尖的最短时间为4s左右，结果使工件的淬火过程中发生中温转变出现不应有的贝氏体组织(B)，见图 1(c)。分析生产现场的硬度(表5)表明，用N32机油淬火硬度不均匀且偏低，这是由于其Tvmax低于60Si2Mn钢“C”曲线的鼻子尖温度以及 Vmax(见表2)偏慢的缘故，这对于有效厚度大于12mm的60Si2Mn钢板簧来说显然不适应于大批量的生产。N32机油对50CrVA钢的淬火是合适的，但效果要差于用Y15-II快速光亮淬火油淬火见图1(d)。

表2中的数据表明：Y15-II快速光亮淬火油的蒸汽膜阶段较短，且出现最高冷却速度的温度较高。这样避免了过冷奥氏体先析出先共析铁素体和贝氏体，同时具有足够高的低温冷却速度(通常用300℃的冷却速度代表淬火介质的低温冷却速度)，得到理想的组织。按金相检验标准区分，60Si2Mn钢用Y15-II淬火的试样的组织级别要高于用N32机油的淬火的；50CrVA弹簧钢经两种淬火介质热处理后，从组织形态上Y15-II快速光亮淬火油具有较N32机油更为细小均匀的回火屈氏体组织，见图1(e)、(f)。虽然从图21的断口形貌照片上看不出太大的区别，但对比拉伸数据可知，Y15-II油热处理后，材料强度略高于N32机油，塑性指标高于N32机油淬火，这主要是由于Y15-II油的特性温度和最大冷速都优于N32机油的缘故。

因此，Y15-II快速光亮淬火油的使用，一方面保证了14×100的60Si2Mn(18×100的50CrVA)板簧在全部截面上淬透；另一方面也保证了热处理后的力学性能。

4 结论

（1）在原有旧的N32机油里添加新油不能对冷却特性产生较大的改善，N32机油不适合有效厚度大于12mm板簧的批量生产。

（2）Y15-II快速光亮淬火油具有较好的冷却特性，对60Si2Mn材料采用Y15-II快速光亮淬火油进行热处理后，材料拉伸后的塑性、金相组织级别均优于N32机油淬火的。

（3）对于大截面(12mm左右厚)60Si2Mn板簧采用Y15-II快速光亮淬火油热处理，能够提高材料的综合机械性能，更好的满足产品的性能要求。

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涂层刀具及其合理使用www.tool-tool.com

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涂层刀具有效地解决了刀具材料的硬度和耐磨性愈高而强度和韧性愈低的矛盾。本文就涂层方法、涂层材料、涂前刀具处理以及涂层刀具合理使用等问题作了综述。
　　引言
　　涂层刀具是在强度和韧性较好的硬质合金或高速钢(HSS)基体表面上，利用气相沉积方法涂覆一薄层耐磨性好的难熔金属或非金属化合物(也可涂覆在陶瓷、金刚石和立方氮化硼等超硬材料刀片上)而获得的。涂层作为一个化学屏障和热屏障，减少了刀具与工件间的扩散和化学反应，从而减少了月牙洼磨损。涂层刀具具有表面硬度高、耐磨性好、化学性能稳定、耐热耐氧化、摩擦因数小和热导率低等特性，切削时可比未涂层刀具提高刀具寿命3~5倍以上，提高切削速度 20%~70%，提高加工精度0.5~1级，降低刀具消耗费用20%~50%。因此，涂层刀具已成为现代切削刀具的标志，在刀具中的使用比例已超过 50%。目前，切削加工中使用的各种刀具，包括车刀、镗刀、钻头、铰刀、拉刀、丝锥、螺纹梳刀、滚压头、铣刀、成形刀具、齿轮滚刀和插齿刀等都可采用涂层工艺来提高它们的使用性能。
　　涂层刀具有四种：涂层高速钢刀具，涂层硬质合金刀具，以及在陶瓷和超硬材料(金刚石或立方氮化硼)刀片上的涂层刀具。但以前两种涂层刀具使用最多。在陶瓷和超硬材料刀片上的涂层是硬度较基体低的材料，目的是为了提高刀片表面的断裂韧度(可提高10%以上)，可减少刀片的崩刃及破损，扩大应用範围。
　　a)涂层刀片
　　b)涂层刀具 图1涂层刀片及其刀具
　　涂层方法
　　目前生产上常用的涂层方法有两种：物理气相沉积(PVD)法和化学气相沉积(CVD)法。前者沉积温度为500℃，涂层厚度为2~5µm；后者的沉积温度为900℃~1100℃，涂层厚度可达5~10µm，并且设备简单，涂层均匀。因PVD法未超过高速钢本身的回火温度，故高速钢刀具一般采用PVD 法，硬质合金大多采用CVD法。硬质合金用CVD法涂层时，由于其沉积温度高，故涂层与基体之间容易形成一层脆性的脱碳层(η相)，导致刀片脆性破裂。近十几年来，随着涂覆技术的进步，硬质合金也可采用PVD法。国外还用PVD/CVD相结合的技术，开发了复合的涂层工艺，称为PCVD法(等离子体化学气相沉积法)。即利用等离子体来促进化学反应，可把涂覆温度降至600℃以下(目前涂覆温度已可降至180℃~200℃)，使硬质合金基体与涂层材料之间不会产生扩散、相变或交换反应，可保持刀片原有的韧性。据报道，这种方法对涂覆金刚石和立方氮化硼(CBN)超硬涂层特别有效。
　　用CVD法涂层时，切削刃需预先进行钝化处理(钝圆半径一般为0.02~0.08mm，切削刃强度随钝圆半径增大而提高)，故刃口没有未涂层刀片锋利。所以，对精加工产生薄切屑、要求切削刃锋利的刀具应采用PVD法。涂层除可涂覆在普通切削刀片上外，还可涂覆到整体刀具上，目前已发展到涂覆在焊的硬质合金刀具上。据报道，日本三菱公司在焊接式的硬质合金钻头上采用了PCVD法，结果使加工钢料时的钻头寿命比高速钢钻头长10倍，效率提高5倍。
　　表1瑞士PLATIT公司推出的各种新型涂层涂层 颜色 硬度GPa 厚度µm 摩擦系数 最高使用温度℃ 说明
　　TiAlN单层 紫黑 35 1-4 0.5 800 通用高性能涂层
　　TiAlN多层 紫黑 28 1-4 0.6 700 适用断续切削
　　TiCN-MP 红-铜 32 1-4 0.2 400 高韧性通用涂层
　　MOVIC 绿-灰 - 0.5-1.5 0.15 400 MoS2基涂层
　　CrN 银亮 18 1-4 0.3 700 适用加工铜、钛
　　TiAlCN 红-紫 28 1-4 0.25 500 高性能通用涂层
　　CBC(DLC) 灰 20 0.5-4 0.15 400 润滑涂层
　　GRADVIC 灰 28 1.5-6 0.15 400 TiAlCN CBC
　　AlTiN 黑 38 1-4 0.7 800 属高性能涂层
　　µAlTiN 黑 38 1-2 0.3 800 涂层表面质量好
　　AlTiN/SiN 紫兰 45 1-4 0.45 1100 纳米结构
　　涂层材料
　　涂层材料须具有硬度高、耐磨性好、化学性能稳定、不与工件材料发生化学反应、耐热耐氧化、摩擦因数低，以及与基体附着牢固等要求。显然，单一的涂层材料很难满足上述各项要求。所以硬质涂层材料已由最初只能涂单一的TiC、TiN、Al2O3，进入到开发厚膜、复合和多元涂层的新阶段。新开发的 TiCN、TiAlN、TiAlCN多元、超薄、超多层涂层与TiC、TiN、Al2O3等涂层的复合，加上新型的抗塑性变形基体，在改善涂层的韧性、涂层与基体的结合强度、提高涂层耐磨性方面有了重大进展。目前，又突破了在硬质合金基体上涂覆金刚石薄膜技术，全面提高了刀具的性能。
　　工艺最成熟和应用最广泛的硬质涂层材料是TiN，但TiN与基体结合强度不及TiC涂层，涂层易剥落，且硬度也不如TiC高，在切削温度较高时膜层易氧化而被烧蚀。TiC涂层有较高的硬度与耐磨性，抗氧化性也好，但其性脆，不耐冲击。TiCN兼有TiC和TiN两种材料的优点，它在涂覆过程中可通过连续改变C、N的成份控制TiCN性质，并形成不同成份的多层结构，可降低涂层的内应力，提高韧性，增加涂层的厚度，阻止裂纹的扩展，减少崩刃。所以，目前生产的一些刀片，如瑞典Sandvik公司推荐用于加工钢料的GC4000系列刀片、中国株洲硬质合金厂生产的CN系列刀片、日本东芝公司的T715X和 T725X涂层刀片中均有TiCN涂层成份。TiCN基涂层适于加工普通钢、合金钢、不锈钢和耐磨铸铁等材料，用它加工工件时的材料切除率可提高2~3 倍。
　　TiAlN、CrC、CrN、TiAlCN是近几年来开发的硬质涂层新材料。TiAlN涂层刀片已商品化。它的化学稳定性和抗氧化磨损性能好，用其加工高合金钢、不锈钢、钛合金和镍合金时的刀具寿命可比TiN涂层高3~4倍。此外，TiAlN涂层中如果有合适的铝浓度，切削时在刀具前刀面和切屑的界面上还会产生一层硬质的惰性保护膜，该膜有较好的隔热性，可更有效地用于高速切削。例如，美国Kennametal公司推出的H7刀片，系TiAlN涂层，是专为高速铣削合金钢、高合金钢和不锈钢等高性能材料而设计的。CrC和CrN是一种无钛涂层，适于切削钛和钛合金、铜、铝以及其它软材料，化学稳定性好，不产生粘屑。TiAlCN是一种梯度结构涂层，不仅具有高的韧性和硬度，而且摩擦因数也较小，适用于铣刀、滚刀、丝锥等多种刀具，切削性能明显优于 TiN。
　　德国CemeCon公司开发了Supernitride涂层系列，其中超级氮铝钛涂层有很高的含铝量，可形成稳定的氧化层(氧化温度达1000℃)，它比一般的TiAlN涂层更硬、更致密、更耐高温，适用于高速切削、干式切削和硬切削的刀具，可加工硬度高达58HRC以上的淬火钢。
　　此外，纳米超薄膜涂层工艺已日趋成熟。据报道，日本住友电工公司推出了一种高速强力型钻头，它是在韧性好的K类(WC Co)硬质合金基体上交互涂覆了1,000层TiN和AlN超薄膜涂层，涂层厚度约2.5µm。使用表明，该钻头的抗弯强度与断裂韧性可大幅度提高，其硬度则与CBN相当，刀具寿命可提高2倍左右。该公司还开发出ZX涂层立铣刀，超薄膜镀层数达2,000层，每层厚度约1nm，用该立铣刀加工60HRC的高硬度材料，刀具寿命远高于TiCN和TiAlN涂层刀具。第八届中国国际机床展览会(CIMT2003)上，瑞士PLATIT公司推出的纳米结构涂层 (AITiN/SiN)立铣刀，其涂层硬度为45GPa，氧化温度1100℃，切削对比试验表明，其寿命比TiN涂层立铣刀高3倍，比TiAlCN涂层立铣刀高2倍。表1是PLATIT公司推出的各种新型涂层，除上述AITiN/SiN、TiAlCN新涂层外，还有特定功能的涂层，如CBC、DLC润滑涂层，其摩擦因数小(0.15)，适于涂覆丝锥、钻头等刀具，可改善排屑性能，或者作为复合涂层的表面涂层，减少切屑的粘结。
　　纳米结构
　　日本日立工具公司推出的GM20、GM25多层厚膜涂层刀片，它是在比普通CVD涂层稍低温度条件下(约800℃~900℃)进行的，以形成耐磨性很高的柱状结晶，为了提高刀片的抗粘附性，再在刀具表面上涂覆一层Al2O3膜。据称，这种镀膜的厚度大，韧性高，与基体结合紧密，抗崩刃性好，尤其适于断续切削的工作，刀具寿命可比一般涂层刀片高1.5~2倍以上。
　　美国Kennametal Hertel公司在KC9315型刀片上涂有16µm厚的厚涂层，这种刀片特别适于加工高强度铸铁(如球墨铸铁和蠕墨铸铁)，切削速度可达 400m/min，并可在干切削和断续切削条件下使用。该刀片涂层总共有三层：氧化铝(Al2O3)、碳氮化钛(TiCN)和氮化钛(TiN)。
　　目前，金刚石薄膜涂层刀具的应用已进入实用阶段。它是在硬质合金基体(常用K类合金)上采用CVD法沉积一层由多晶组成的膜状金刚石而成，常称CVD 金刚石刀具(简称CD刀具)。因基体易于制成复杂形状，故适用于几何形状复杂的刀具。美国和日本都相继推出了金刚石涂层的丝锥、钻头、立铣刀和带断屑槽可转位刀片(如Sandvik公司的CD1810和美国Kennametal公司的KCD25)等产品，用于有色金属和非金属材料的高速精密加工，刀具寿命比未涂层的硬质合金刀具提高近十倍、甚至几十倍。而另一种适于加工钢铁材料的CBN涂层亦已开发成功，并正在走向工业试用阶段。前几年，武汉大学研制出一种C3N4薄膜，膜的硬度接近超硬材料，用其涂覆在高速钢钻头上，可使钻头寿命大大提高。此外，美国一家涂层公司使用热阴极蒸发技术把碳蒸发沉积到高速钢刀具表面上，获得结合得很好的类金刚石碳涂层(DLC)。类金刚石是非晶体，但它有很多金刚石相似的性能，如高的抗压强度与硬度、低的摩擦因数和好的耐蚀性等，类金刚石刀具的问世，为涂层刀具的应用展现了一个新的前景。
　　除上述各种硬质涂层材料外，还开发了MoS2基的软涂层材料及WC/C“中硬”型滑性涂层材料。前者能大大改善刀具的切入性能，并防止积屑瘤的产生；后者切入时摩擦因数虽比MoS2涂层稍高，但它的抗磨损性能较好。软涂层可单独使用，也可先在刀具表面上进行硬质涂层，再在其上涂MoS2软涂层，无论是切钢或加工高硅铝合金都有好的效果(见图2)，而且对铸件也同样有效。例如，采用一种(Ti, Al)N MoS2软涂层的硬质合金钻头干钻削灰铸铁发动机缸体上的深孔，刀具寿命高达1600min，而只涂TiN或TiCN涂层的钻头，其寿命分别为 19.6min和44min。
　　目前，一些工业发达国家还着手根据被加工材料的性质来设计涂层成份、涂层厚度及与之相匹配的基体材料，以求获得其最佳组成并取得最佳涂覆效果。同时，还在开发智能涂层，这种涂层在磨损、变形或暴露于高温的情况下，会引起电阻的变化，并发射电子而能被机床识别。
　　工件材料：42CrMo4V(1000MPa)刀具整体硬质合金；D=8.5mm钻削速度：70m/min，进给量：0.15mm/r钻深42.5mm，干切削
　　工件材料：AlSi9刀具整体硬质合金；D=8.5mm钻削速度：90m/min，进给量：0.315mm/r钻深25.5mm，微量冷却润滑 图2不同涂层材料钻头在钢件及铝件上钻削时切削行程长度的对比
　　涂层刀具的合理使用
　　涂层刀具的使用效果除与涂层方法及设备、涂层工艺和涂层材料有关外，还有以下情况。涂前刀具的表面质量
　　被涂刀具表面应是光亮的磨光面，刀具各工作表面上不得有锈斑、磨糊、氧化、崩刃等缺陷，要求刃口上无毛刺。前、后刀面上的表面粗糙度应达到Ra<0.8~1.25µm。表面粗糙度值愈小，涂层的结合度愈好。此外，刀具表面的清洗质量也十分重要。
　　刀具基体材料
　　涂层刀具的基体材料与涂层材料应合理匹配，须根据不同的加工要求选用。涂层高速钢刀具的基体，既可用W6Mo5Cr4V2(M2)的通用型高速钢，也可用含钴的超硬高速钢和粉末冶金高速钢(PM HSS)。因粉末冶金的基体均匀，故使用效果好。加工钛合金时，推荐用含钴超硬高速钢如W2Mo9Cr4VCo8(M42)作为刀具的基体材料。对于涂层滚刀，当以正常切削速度(小于45m/min)加工齿轮时，崩刃是滚刀磨损的主要原因，因此应选择韧性较好的W6Mo5Cr4V2高速钢作为刀具的基体材料；而在高速滚齿时(切削速度大于100m/min)，月牙洼磨损是滚刀磨损的主要原因，因此应选用耐热性和耐磨性较高的含钴超硬高速钢或 CW9Mo3Cr4VN高速钢为刀具的基体材料。
　　涂层硬质合金刀具的基体，在加工钢材时，宜选择加工钢材的硬质合金，如WC-TiC-Co或WC-TiC-TaC-Co类合金(P30用得较多)；加工铸铁和有色金属时，宜选择WC-Co类合金(K20用得较多)。
　　被加工材料的硬度及切削加工性，对涂层刀具的使用效果也有一定影响。试验证实，涂层刀具最适于切削高硬度和耐磨合金一类难加工材料。
　　刀具的几何角度
　　由于涂层的润滑性好，所以涂层刀具工作时常会在工件表面上打滑，为此涂层刀具上的后角应比未涂层刀具的后角略大。实践表明，对铰刀等一类精加工刀具，加大后角后，可使刃口锋利，切屑形成容易，打滑现象明显减少，刀具的使用性能提高。
　　切削用量和切削液
　　为了充分发挥涂层刀具的性能，必须正确选用切削用量和切削液。涂层刀具由于耐热性好，抗月牙洼磨损能力强，故可采用较大进给量和切削速度工作，但首先应选取较大进给量。通常涂层高速钢刀具采用的进给量比未涂层刀具提高10%~100%，提高20%~30%的切削速度是合适的。为了提高工效，涂层硬质合金刀具也可采用比未涂层刀具高25%~70%的切削速度进行切削。目前，用涂层硬质合金通用刀具加工中碳结构钢时的切削速度，立铣刀可达 100~150m/min，钻头可达80~100m/min；丝锥加工铸铁为20~40m/min。
　　实践证明，使用20号机械油加10%煤油冷却时，可使涂层高速钢镗刀的寿命提高1~2倍。TiN涂层高速钢滚刀加工20CrMnTi(197HBS) 钢制斜齿圆柱齿轮(模数m=5)时，使用20号机械油和煤油混合润滑，刀具寿命可提高5倍左右，即使重磨后也可提高2~3倍，干切时寿命仅提高1倍。
　　涂层刀具使用时还要求机床的精度好、刚性高和振动小，刀具或刀片的夹持也应牢固。
　　涂层刀具的重磨和重涂
　　涂层刀具磨损后必须进行重磨。涂层刀具重磨时，须将刀具上的磨损部分全部磨掉。对于只需重磨前刀面的刀具(如拉刀、齿轮滚刀和插齿刀等)或只需重磨后刀面的刀具(如钻头和铰刀等)，若在其毗连切削刃的另一个刀面(如钻头的螺旋出屑槽)上的涂层未受损伤，刀具耐磨性即可提高。重新刃磨后的涂层刀具，其刀具寿命可达原来新涂层刀具寿命50%左右或更长，仍比未涂层刀具的寿命要高。
　　刃磨涂层硬质合金刀具所用砂轮可采用金刚石砂轮。但刃磨涂层高速钢刀具时，用立方氮化硼(CBN)砂轮磨削有较好效果。刀具的磨损处应全部磨去，涂层不能剥落，又不能使刀具退火。
　　使用涂层刀具的一个重要问题是重磨后刀具切削性能恢复的问题，即刀具每次刃磨(开口)后可否再进行重复涂层(重涂)的问题。对于重磨的成形刀具，只有进行重涂，才能保证刀具的总寿命提高3~5倍以上。凡重涂刀具首先必须按工艺要求将各几何参数磨好，其磨光部分不允许存在各种质量缺陷，如磨糊、毛刺等。重涂时可采用局部屏蔽技术只对刃磨面进行涂层。对于不采用屏蔽技术的重涂，在重涂4~6次后，刀具的非刃磨面的涂层厚度就会过大，从而影响刀具的精度和产生局部剥落现象，此时要对刀具进行脱膜处理后再重涂。重涂后的刀具切削性能一般不低于第一次新涂层刀具，刀具可重涂多次，直到报废为止。
　　由上可知，重涂对提高刀具耐磨性和生产率是有很大潜力的。但重磨后是否要重涂，还要看该刀具在技术上可否重涂和在经济上是否合算而定。
　　涂层刀具在中国应用概况
　　中国对涂层刀具的研究与应用是从20世纪80年代开始的。目前，湖南株洲硬质合金厂已能提供YB系列、CN系列及CA系列的各种涂层刀具的产品。YB 系列是用引进设备生产相当于瑞典Sandvik公司GC系列涂层刀片的产品，涂层材料为TiC、TiC Al2O3及TiC Al2O3 TiC；CN系列主要用于钢材的精加工，其涂层材料为TiC Ti(C,N) TiN；CA系列涂层材料为TiC Al2O3，适于铸铁和有色金属材料的加工。四川自贡硬质合金厂用美国的涂层设备，生产ZC系列涂层刀片。但与制造技术先进的工业发达国家相比，中国应用涂层刀具的比例与涂层技术的水平均较低。为此，上海工具厂有限公司和湖南株洲硬质合金集团公司新近又从瑞士和德国分别引进了PLATIT公司和 CemeCon公司的涂层设备，以使中国刀具的涂层技术和涂层刀具的性能迅速赶上并接近国际先进水平。与此同时，还成立了中瑞合资上海纳微涂层有限公司，这是一个大型涂层服务中心，开展刀具的涂层、重磨及重涂服务，该公司引进了4套涂层设备，可涂覆S-AlTiN(超级氮钛化铝)、S-TiN(超级氮化钛)、TiCN、DLC、CrN等多种涂层。可以预料，随着涂层刀具的推广与应用，必将促进中国高速切削、干式切削和硬切削等先进切削技术的发展，而先进切削技术的发展，又将进一步推动涂层刀具的应用。

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