量具热处理现场操作技巧大揭秘

1.量具磨损后的体积膨胀处理

量具经长期使用，由于与被检零件的不断摩擦而磨损，使其精度失准。如何延长其使用寿命，使其恢复其原有精度呢？实践表明，可以通过使其体积膨胀方法进行修复。

量具制造初期，虽然经过了冷处理和低温（120～140℃）时效处理，尺寸稳定性有了很大提高，但总会有少数残留奥氏体未发生转变而保存下来，而且淬火加热温度越高，奥氏体中碳和合金元素含量越多，保留下来的残留奥氏体也越多。实践证明，对磨损（尺寸变小）的量具进行在230℃热油中煮2～5h的长时间回火，可使剩下的一部分残留奥氏体发生转变，伴随新转变产物的比体积增大使量具的体积膨胀，从而补偿其磨损量。虽然处理后硬度稍许降低，但量具仍可继续使用，从而延长了使用寿命。表4-13所示为卡规在230℃低温回火4h后尺寸和硬度的变化情况。表4-14为螺纹塞规在230℃油中回火时间与平均直径增加量的关系。

表4-13 卡规在230℃低温回火4h后尺寸和硬度的变化情况

表4-14 螺纹塞规在230℃油中回火时间与平均直径增加量的关系

有些高合金钢制作的量具，淬火后剩余的残留奥氏体量较多，通过较高温度的（比原来的回火温度高10～20℃）回火会使尺寸增加量显著。

2.螺纹环规的缩孔操作

规格较大的螺纹环规淬火后内孔会有不同程度的胀大。尽管预先采取了一定的措施，但有时因生产环境和条件发生变化或操作失误等原因，也导致内孔胀大超差。生产实践证明，采用缩内孔技术，可有效挽救其废品。

缩内孔操作技术要点：将内孔胀大超差的螺纹环规加热到所用材料相变点稍低（10～20℃）的温度，透烧后用两块外沿稍大于螺纹环规直径的木版或石棉板夹持环规两平面（堵住内孔）并在水或盐水中冷却，即强迫环规由外圆周围向里急剧冷却，达到缩内孔的目的。

分析认为，由于冷却过程中环规外围急速冷却致使其强烈收缩，此时内孔处于良好塑性状态，于是顺应地向里收缩。另外，由于是在相变点以下加热，冷却过程仅产生热应力，而热应力对环状零件的变形规律是高度减小、外圆胀大、内孔缩小。

通过缩内孔处理后，重新按规定的工艺淬火和回火即可满足使用要求。

3.T10A钢制螺纹环规的限形淬火

T10A钢制螺纹环规原来采用盐浴加热，双介质淬火冷却。淬火后往往内径缩小0.30～0.35mm，圆度误差为0.06～0.08mm，精研后成品率低，返修品多。采用限形淬火后，变形问题得到了良好解决。

（1）限形淬火的实质 将螺纹环规加热到常规淬火温度并透烧后，淬火冷却到接近钢的Ms点时，将准备好的同种规格限形柱塞放入内径继续冷却，使环规在限形状态下进行奥氏体向马氏体的转变。在相变过程中，由于柱塞螺纹中径与环规螺纹中径尺寸相同，而且由于冷却速度快柱塞还来不及膨胀，当环规淬火冷却收缩到与柱塞接触后再收缩便受到限制。在柱塞的限制下得环规的形状将发生合理的变化，如椭圆将趋于正圆、接触面逐渐增加等。由于环规的相变超塑性，在很小接触应力作用下环规很容易适应这种限制，最后得到微变形的效果。

（2）限形淬火方法 根据螺纹环规的有效厚度，可以采用以下两种限形淬火方法。

1）有效厚度≥25mm者，加热温度为800℃，保温后淬入质量分数10%的NaOH水溶液中，冷却到接近钢的Ms点温度时，迅速装入限形柱塞转入油冷。最后连同柱塞一起回火。回火后将柱塞退出，测得内径收缩量为0.04mm，圆度误差≤0.03mm，硬度也符合图样要求。

2）有效厚度<25mm者，加热温度为820℃，保温一定时间后淬入190℃热碱浴中停留15～20s，迅速取出并擦净碱液装入限形柱塞入油冷却。清洗后低温回火。最后测得内径收缩量≤0.04mm，圆度误差<0.015mm。

应当指出，对减少变形该法不失为一种有效的方法，但对于批量生产则不太合适。

4.卡规的渗碳淬火变形规律及变形的控制措施

卡规，如图4-13所示，通常用20钢制作，经渗碳、淬火和回火后达到需要的使用性能。其工艺路线为下料→机加工→渗碳→正火→校直→淬火→回火→校直→磨削→研磨量口→发蓝处理→入库。

（1）热处理技术要求 卡规渗碳淬火的热处理技术要求如下。

1）渗碳层要求渗层深度为1.0～1.5mm，渗层组织中不得有网状或大块碳化物。

图4-13 卡规简图

2）淬火、回火后要求渗层组织为细针状马氏体+细粒状碳化物+少量残留奥氏体，心部组织为板条马氏体+少量铁素体，渗层硬度为60～64HRC。

3）变形度要求侧向弯曲≤0.20mm，长度变形≤0.15mm。

（2）热处理变形规律及分析

1）变形规律。按上述工艺路线及常规渗碳、正火、淬火及回火工艺处理后，卡规的侧向变形达0.5～0.8mm，通过冷压校直+冷敲校直，可以达到技术要求，但长度由原来机加工后的167.20mm缩短到165～165.70mm，即长度减小1.5～2.2mm，对于这种变形难于用各种校正方法使其达到技术要求。

2）变形原因分析。根据热处理过程体积变形的基本规律可知，长轴件和长板件在热应力的作用下不仅发生弯曲变形，而且其长度缩短，截面增大（变粗）；而在组织应力的作用下则恰恰相反，即长度增加，截面减小（变细）。由于含碳量较高的渗碳层较薄，淬火后组织应力较小，则由高温冷却下来的热应力对变形起主导作用。

（3）改进措施 根据上述分析，欲解决卡规的这种变形，可采取以下几种不同措施。

1）当其长度收缩得超过加工余量不多时，可采取用黄铜锤锤击两侧面，通过敲击产生的压应力使热应力得以松弛，将热应力引起的变形校正过来。

2）通过降低淬火温度和减缓冷却速度，减少热应力达到减小尺寸收缩的目的。例如，将加热温度由810℃降到780℃，冷却介质由原来的160℃热碱浴改为160℃的硝盐浴，其他参数不变，结果热处理后变形合格。

3）卡规的正常失效一般是量刃被磨损。卡规本体一般正火后获得索氏体组织，其强度基本够用。然后再通过高频或火焰局部淬火使量刃获得高硬度和耐磨性。

5.卡规量刃的局部淬火操作

有些形状较复杂的量具，如塞规、平规、缺口规等，在使用时仅局部与被检零件摩擦，要求较高硬度，其余部分有一定的强度即可，因此无必要整体淬火硬化。如此不仅同样可以满足使用要求，而且可大大减少变形。

量刃局部淬火操作，可采用以下几种常用方法：

（1）局部加热法 将中、小型卡规淬火的部位浸入在盐浴介质中加热，然后或整体冷却，或仅冷却被加热的部分。对于大型件不便局部加热时，可将不需淬火部位用石棉等阻热物质绑扎好，整体放在箱式炉中加热，然后整体冷却。

（2）局部冷却法 对大、中型卡规不便整体加热时，可利用高、中频或氧—乙炔火焰局部加热后，喷水冷却或浸入淬火介质中冷却。

（3）局部渗碳、整体淬火 对于要求局部渗碳的卡规，可以在不需渗碳部分涂防渗剂，或留出加工余量渗碳后去除渗碳层，然后再整体淬火。

（4）整体淬火、局部软化 有些卡规整体淬火比较方便，但淬火后的变形控制难度较大。此时，可以在整体淬火后将非量刃部分用高、中频或氧—乙炔火焰加热退火，以便于对变形的校正。

6.量具冷处理时的应力抵消操作

如前所述，量具的尺寸稳定化主要受淬火组织和应力稳定程度的影响。为了使其组织稳定化通常要进行冷处理，使不稳定的残留奥氏体尽量减少。然而，冷处理过程所发生的残留奥氏体向马氏体的转变必定会产生新应力，而且随冷处理温度的降低，马氏体转变量在递增，内应力也相应增加。这种应力通过低温回火不可能完全消除，只能通过时效处理使其稳定下来。如何减少冷处理后的应力，一直是人们研究的课题。低温回火消除一部分但不能完全消除，为此人们研究出了一种“反制”的方法，即利用冷处理后急速加热的方法来抵消冷处理因急冷而产生的内应力。

冷处理应力抵消操作的要点如下。

1）量具淬火后，在-196～-70℃冷处理温度下保温12h。

2）利用沸水或高温蒸汽将冷处理的量具急速加热到室温。

3）随后进行低温回火。

经上述处理后，内应力的变化如表4-15所示。

表4-15 冷处理后急速加热对内应力的影响

试验表明，冷处理温度越低，内应力去除的效果越有效。同时，急热的速度越快，内应力去除得越显著。应当指出，这种方法对内应力的去除仅一次有效，多次处理并无提高效果。

7.量具用钢淬火后不同的处理方法对时效变形的影响规律的验证

为探讨量具用钢淬火后，不同的回火参数、冷处理和时效时间等对其时效变形的影响，用直径ϕ9.5mm×100mm的试样进行了一系列试验，旨在寻求其影响规律。表4-16～表4-18所示分别为量具常用的三种钢淬火后不同温度的回火及冷处理工艺对时效变形的影响、高合金工具钢淬火后不同温度的回火和冷处理工艺对时效变形的影响，以及分级淬火后不同温度的回火及冷处理对时效变形的影响。

表4-16 量具常用的三种钢淬火后不同温度的回火及冷处理工艺对时效变形的影响

表4-17 高合金钢淬火后不同温度的回火及冷处理工艺对时效变形的影响

表4-18 230℃分级淬火后不同温度的回火及冷处理工艺对钢时效变形的影响

8.不同热处理工艺对GCr15钢制量块尺寸稳定性的影响规律的验证

作为测量基准的量块，不仅要求有很高的制造精度，而且要求有很高的尺寸稳定性，1m长度1年内的变动量不得超过0.52μm。为了验证不同热处理工艺对量规尺寸稳定性的影响规律，进行了一系列尺寸稳定性快速“模拟试验”法试验，旨在找出回火工艺对残留奥氏体转变、硬度及尺寸稳定性的影响规律，找出冷处理顺序及磨削应力对尺寸稳定性的影响规律等。

（1）试验用料及化学成分 所用材料为GCr15钢，其化学成分如表4-19所示。

表4-19 GCr15钢的化学成分（质量分数，%）

（2）初步结论 通过对试验结果进行分析，可得出以下初步结论。

1）在通常情况下，用150℃加热、保温3h的回火方法能在数天内模拟出量规数年内自然时效尺寸变化的曲线来，但内应力较大时会出现偏差。

2）通过在860℃加热、保温15min的淬火→-78℃、保持1h的冷处理→在150℃、保温70min重复3次的回火→在120℃加热、保持48h的时效→精磨→120℃加热、保持10h时效的热处理工艺，不仅能使GCr15钢制量块获得64～64.5HRC的高硬度，而且能获得0.06μm/（m·a）的极高稳定性。

3）回火温度低于150℃或回火次数少于3次，均会导致-78℃冷处理过的量块自然时效时发生尺寸收缩。若经-45℃冷处理后回火不足，自然时效过程中体积将先缩后胀。

4）马氏体和残留奥氏体变化速率不一致，想通过冷处理来保留过量残留奥氏体使尺寸膨胀来抵消因碳从马氏体中析出造成的尺寸收缩是徒劳的。

5）150℃回火，可减少残留奥氏体数量1.5%～2.0%（体积分数），而120℃回火可减少残留奥氏体数量约1%（体积分数）。但经相同温度的冷处理后，均达到相同的残留奥氏体数量。

6）经-75℃、保持1h的冷处理后，无论150℃或120℃回火均使残留奥氏体量降至5%左右（体积分数）。因此，提高淬火加热温度，必须增加回火次数，否则将导致尺寸收缩。

7）淬火后在室温下停留50min后，经-75℃保持1h的冷处理与淬火后立即在-45℃保持1h的冷处理效果相同。因此，淬火后应及时回火或冷处理，以免奥氏体发生陈化稳定。

8）淬火后，经-75℃保持1h的冷处理可使硬度提高约1HRC，低温回火后仍保持这一差值。

9）量块磨削后，不消除磨削应力会导致尺寸膨胀达0.64μm/（m·a）。对于每年会使量块尺寸收缩的热处理工艺，磨削后不进行去应力时效处理会提高尺寸稳定性。但对于引起膨胀的热处理工艺，这样做会降低尺寸稳定性。

10）在马氏体转变区快速急冷，会导致量块发生弹性和塑性收缩。因此，淬火后冷至室温前不应用冷水冲洗。同理，不能用冷却速度过大的干冰、酒精液与量块直接接触进行冷处理。

9.GCr15钢制量块的渗氮淬火复合处理

尺寸稳定性和耐磨性是衡量精密量具产品质量的主要性能指标。众所周知，影响尺寸稳定性的因素是组织中不稳定的回火马氏体和残留奥氏体发生分解转变，以及残余应力的消长等。提高回火温度可以改善尺寸稳定性，但不可避免降低其硬度，使耐磨性受损。利用常规热处理方法很难将两者统一起来。在生产实践中，对GCr15钢制量块进行了渗氮、淬火复合处理试验，取得了极好的效果。

（1）试验条件 试验条件如下。

1）试样规格，硬度试样尺寸为10mm×10mm×35mm；尺寸稳定性试样尺寸为10mm×35mm×100mm。

2）热处理设备为10kW盐浴炉、25kW低温回火炉、LD—60kW离子渗氮炉和D8型冷冻机。

3）热处理工艺。分别进行了如下两种工艺试验。

①860℃淬火+（-80℃）冷处理+120℃回火。

②560℃渗氮+860℃淬火+（-80℃）冷处理+180℃回火。

4）检测方法。表面硬度和尺寸稳定性的测定方法如下。

①HVA—10A型小负荷维氏硬度计测量，砝码载荷为5kgf。从表面起每磨去0.1mm测量一次维氏硬度值。基体硬度用HR—150A型洛氏硬度计检测，砝码载荷为150kgf。

②100mm量块的尺寸稳定性用立式接触干涉仪测量。在室温下存放1年，每3个月测量1次。

（2）试验结果

1）按工艺①处理的量块基体硬度≥64.5HRC（840HV）。1年存放期内10件100mm量块中仅有2件超差，其余8件长度尺寸变化均在（8～10）×10^-5mm范围内。

2）按工艺②处理的10件100mm量块中，有1件长度尺寸变化极限幅度为5×10^-5mm，另1件为4×10^-5mm，其余8件在3×10^-5 mm内。

（3）分析和讨论 国家标准规定的量块硬度≥64HRC（825HV）。按工艺②处理的试样以剥层法测得的硬度可知，硬化区表面的硬度偏低（490HV），且有以疏松层；距表面0.1mm处硬度为840HV；距表面0.2～0.6mm区域内硬度≥856HV；距表面0.6～0.8mm区域内硬度为790～820HV，其值接近基体硬度。通常量块留磨削加工量为0.45～0.50mm（双面），所以硬度偏低的表层和加工余量在磨削时被去掉，距表面0.55～0.80mm处正是高硬度区域（量块的实际工作面），能够满足硬度≥64HRC（825HV）的耐磨性要求。

在渗氮后重新加热过程中表面渗氮层从650℃开始分解，700℃以上完全分解。其中一部分氮原子向内扩散溶入奥氏体中，淬火后获得硬度显著提高的含氮马氏体组织。同时，由于氮与合金元素的结合力大于碳与合金元素的结合力，故氮溶入合金碳化物后可提高其稳定性。另外，在回火过程中氮将阻碍碳从马氏体中析出，提高其抗回火性，使得在180～190℃回火后仍可保持高硬度。

（4）结论GCr15钢经渗氮、淬火复合处理后，可使其表面形成较厚的硬化区，在0.20～0.60mm区域内表面硬度≥856HV，即高于国标中规定的825HV。

GCr15钢制100mm量块经渗氮、淬火复合处理后，在1年内长度尺寸变化极限幅度均在5×10^-5mm之内，达到国际先进水平。

10.1000mm长量块预备热处理的的改进

为了确保GCr15钢制量块的基体强度，规定量块长度≥175mm时，在最终热处理前进行调质处理，要求调质后硬度为25～32HRC。在生产过程中，一些长度较大的量块，例如规格为1000mm×37mm×11mm的量块调质后，其长度缩小0.7～1.0mm，如此变形已大大超过了加工预留量，无法满足后序加工的需要，即使校直也于事无补。

在查找原因时，排除了原材料组织不良和下料尺寸有误等因素，进而验证调质工艺的执行情况。按原工艺规定的参数（在井式炉中垂直吊挂，860℃加热并保温40min，在0号轻柴油中淬火冷却后，硬度为63～63.5HRC；经620～640℃保持8h回火后，硬度为25.5～27HRC）重复操作，结果虽然硬度合格，但长度缩短了0.8mm，下序无法正常生产。

经分析研究后初步认为，长度缩短是机械粗加工的残余应力及随后淬火加热速度过快附加的热应力两者综合作用的结果，即变形是在量块加热过程中发生的。为了验证这一判断的正确性，拟定了如下工艺改进方案。

（1）改进后的热处理工艺

1）去应力处理，在井式炉中550～560℃保温4h。

2）预热。在空气炉中550～560℃保温80min。

3）加热。在860℃保温40min。

4）冷却。用L-AN32全损耗系统用油冷却。

5）回火。加热至620～640℃，保温8h空冷。

（2）处理结果 经上述工艺处理后，硬度、金相组织和变形量等均符合技术要求。

1）调质处理前，量块原始组织为2级球状珠光体，调质后组织为回火索氏体。虽然后者比体积较前者大，但是长度仍然收缩。证明变形不是体积缩小的结果，而是应力引起的。

2）由于L-AN32全损耗系统用油的运动粘度为28.5～35.2m²/s，而0号轻柴油的运动粘度为3.0～8.0m²/s，前者冷却能力小于后者，改用L-AN32全损耗系统用油淬火冷却，减小了淬火组织应力。这是否对减小尺寸收缩有利值得进一步探讨。

11.T10钢制卡尺尺框的横向磁场感应淬火

对卡尺尺框进行高频淬火时，原来是将尺框量爪放入缝式感应器中加热，加热时间为5～7s，每次仅能处理一件。由于加热时两个侧面温度较高，而量面中心温度有时较低，导致量面中心淬硬层浅并伴有软点产生。

为了提高产品质量和生产效率，进行了尺框横向磁场感应淬火试验，获得了满意的效果。

（1）材料和技术要求

1）试验对象为T10钢150mm卡尺尺框。

2）技术要求，卡尺外量爪量面淬硬层深度≥2mm，外量爪量面硬度为664～766HV（58～62HRC），外量爪量面淬火长度如图4-14所示。

（2）试验方法和设备参数

1）试验方法。在感应磁场中放置块状导磁体的感应器，结构如图4-15所示。感应器中每次可处理6～8件卡尺尺框。(www.xing528.com)

图4-14 卡尺外量爪量面淬火长度

图4-15 卡尺尺框淬火感应器

1—感应器 2—导磁体 3—绝缘石棉 4—尺框外量爪

2）设备及工艺参数。所用设备为250kHz、100kW感应加热装置。其阳极电流为1.6A，阳极电压为12.5kV，栅极电流为0.4A。热处理参数，加热温度为830～850℃，加热时间为3～4s，在质量分数为50%NaNO₃水溶液中冷却，在200℃回火2h后空冷。

（3）试验结果

1）新工艺处理后的硬化情况如图4-16a所示，即硬化区为2～4mm，且平行于量面的直线状硬化带，硬化区硬度为58～62HRC，量爪量面硬度均匀、无软点。

2）原工艺处理后的硬化情况如图4-16b所示，硬化区为7～10mm且很宽，外量爪量面几乎完全被淬硬，硬化区硬度也是58～62HRC，但量爪量面中心的硬化层较浅且有软点产生。

图4-16 卡尺尺框外量爪量面热处理工艺改进前、后硬化区示意图

a）工艺改进后的硬化区 b）工艺改进前的硬化区

（4）结论

1）进行横向磁场感应加热时磁感线垂直于卡尺尺框外量爪量面，感应电流产生于被加热外量爪量面内，感应电流大小同外量爪量面与感应器或导磁体的间隙有关。

2）进行横向磁场感应加热时，量面直接被加热，温度均匀，硬度稳定。卡尺尺框外量爪量面硬化区平行于尺框外量爪量面，呈直线状硬化带。硬化区为2～4mm，硬度为664～766HV（58～62HRC），符合技术要求。

12.4Cr13钢制游标卡尺的太阳能淬火

4Cr13钢制数显游标卡尺尺身如图4-17所示。丁字部分横向的外水平部位是尺身和尺框的刃口，如图4-17中的A向。卡尺在制作加工过程中，尺身和尺框的刃部均要求局部进行高频感应淬火和低温回火，以提高其硬度和耐磨性。其中，刃口部位要求硬度53～56HRC，尺身要求硬度38～42HRC。

生产实践表明，卡尺刃口部位感应加热时间过长极易导致刃口烧伤，感应加热时间过短则会硬度不足，使返修品和废品较多。同时，由于感应加热功率较大，耗能较多，所以热处理占制作成本较大的比例。实践表明，4Cr13钢制数显游标卡尺刃口用太阳能加热淬火，具有节能、环保、产品质量高和经济效益好等多重优势。

图4-17 4Cr13钢制游标卡尺简图

（1）卡尺刃口的太阳能淬火。

1）所用设备及特点。试验中使用的是燕山大学研发的新型太阳能加热炉。其特点是采用了整体曲面系统，是一种局部平面聚焦的创新结构。这种结构确保了被加热的卡尺刃口达到奥氏体化温度，并使加热区的温度均匀一致。实践证明，其焦平面温度可达1200℃左右，可以满足4Cr13钢制卡尺刃口淬火加热的需要。同时，其聚焦点面积可根据被加热面积的需要而增大，也因此为拓展应用范围创造了条件。

2）卡尺刃口的太阳能淬火过程。将卡尺装在专用的夹具内→卡尺刃口放在聚焦平面内使该平面迎着阳光→调整太阳能加热炉的太阳能接收器，使聚焦平面温度达到理想的温度值→用红外测温仪测量卡尺刃口温度，达到1150℃左右约需80s，再继续保温4min后取下工件空冷淬火。

（2）处理结果 淬火后在刃口部位测得三点平均硬度为54.3HRC，硬度散差<3HRC。利用太阳能对4Cr13钢制卡尺的刃口淬火，不仅硬度合格，达到了质量要求，而且由于操作方便，使淬火合格率显著提高。此外，经济核算表明，每套卡尺和尺框刃口采用高频感应淬火消耗电能费用约2.5元，改用太阳能淬火后则无需该笔费用，经济效益相当可观。

13.55钢制游标卡尺的热处理

图4-18所示的游标卡尺，热处理后要求主尺尺身硬度为40～53HRC，内、外量爪和前端面硬度≥59HRC，深度测量面硬度≥40HRC，测量面金相组织为马氏体，级别≤4级；宽面变形量≤0.3mm，窄面变形量≤0.2mm。此外，对尺寸稳定性亦有要求，热处理后的残余应力应尽量小等。

（1）传统热处理工艺路线 该卡尺的传统热处理工艺路线为：主尺整体淬火→清洗→中温回火→外卡爪淬火→清洗→内卡爪淬火→清洗→低温回火。

内、外卡爪和前端面均采用盐浴快速加热后在硝盐浴中分级冷却淬火。由于内、外卡爪厚度不同，加之两者距离较近，特别是前端面与内卡爪的距离更近，当对它们分别淬火加热时，内、外卡爪之间的过渡区会反复承受盐的浴高温辐射，因而造成前端面和过渡区局部过回火而软化，导致硬度不合格。为此进行了以下几方面的改进并取得了良好的效果。

图4-18 55钢制游标卡尺示意图

1—外卡爪 2—前端面 3—内卡爪 4—尺身 5—后端面

（2）工艺改进内容 首先从设计结构上，将内、外卡爪和前端面改为同一厚度，进而将原来的分别淬火改为一次淬火，使其三者处于同一热处理状态。改进后的热处理工艺曲线如图4-19所示。

图4-19 55钢制游标卡尺改进的热处理工艺曲线

其次，在淬火加热时，卡尺之间用隔板隔开，以便使其均匀透烧。

（3）改进效果 经上述改进后，主尺内、外卡爪的金相组织由原来的回火索氏体+回火托氏体，改为回火马氏体。而被隔板夹持的区域因厚度增加，减少了淬火开裂和变形的几率，克服了原工艺的缺点。

1）改进后，主尺的硬度分布如表4-20所示。

表4-20 改进后卡尺的硬度分布情况

2）金相组织。内卡爪、外卡爪和前端面均为3～3.5级回火马氏体，隔板放置区为回火托氏体+回火索氏体。

3）宽面变形合格率为95%以上，比原来提高10%左右，从而减少了校直工作量。主尺窄面变形与原来比差别不大。

4）使用过程中内量卡爪断尺率由原的3%下降到0.1%。

14.T10A钢制卡规的火焰淬火

以往制作卡规大多采用渗碳钢制作，由于渗碳工序周期长、温度高、耗能多、操作繁琐及变形大等原因，目前已多数改为用碳素工具钢制作了。尤其是制作数量很少时，选用碳素工具钢更为合适。用碳素工具钢制作的卡规，一般热处理工艺为整体或局部加热后双介质冷却。实践表明，这样处理的卡规质量不够稳定，不仅变形大，处理不当还会产生裂纹等缺陷。

分析认为，卡规要求的高精度和高耐磨性主要集中在卡口工作面上。因此，整体硬化的意义并不大。改为用氧-乙炔火焰淬火，取得了良好的效果，基本解决了上述所有问题。

（1）火焰淬火

1）视卡规规格大小，选择规格适宜的焊炬，无需制作专用喷嘴。

2）使用中性火焰，将卡口边缘以里5～15mm（视卡规厚度而定）加热到790～810℃（目视为呈樱红色或用红外测温仪测量）后，淬入质量分数为0.5%左右的聚乙烯醇淬火介质中。在加热另一侧时，可将已淬硬的一侧用湿布覆盖上，以免受热影响而发生过回火。其淬火前、后的尺寸变化如表4-21所示。

表4-21 卡规火焰淬火前、后卡口尺寸变化情况

（2）回火 检测硬度合格后，立即在180℃硝盐浴中回火1h后空冷。

（3）处理效果 经上述处理后的T10A钢制卡规，变形量为0.01～0.02mm；淬火、回火后硬度为≥60HRC，质量稳定性好。

15.ZG5Cr13钢制卡尺尺框的热处理

如所知，4Cr13不锈钢制的卡尺尺身是从4Cr13钢板上冲裁下来的，相随也会伴生大量的边角料。将这些边角料重熔后精铸成卡尺的滑动尺框，可以有效地降低成本。

（1）配料方法 精铸滑动尺框，按ZG5Cr13马氏体不锈钢配料。为了提高尺框测量面淬火后的硬度并保持其耐蚀性，配方中比4Cr13钢增加了近0.1%的碳和1%的铬（质量分数）。

（2）尺框退火工艺5Cr13钢与4Cr13钢同属马氏体不锈钢，具有良好的淬透性。其精铸件在自然凝固和冷却条件下，得到的组织为马氏体+复合碳化物（M₂₃C₆）+少量铁素体，硬度≥40HRC，故很难进行机械加工，必须进行退火处理。其退火工艺为，在900～950℃加热2h后，炉冷到740～760℃，保温3h后炉冷到500℃出炉空冷。

（3）尺框高频感应淬火 对尺框测量面进行高频感应淬火和低温回火。处理后得到回火马氏体+含铬的复合碳化物+残留奥氏体。

最终硬度应大于等于52.5HRC，上述组织特征能否满足硬度要求，取决与回火马氏体的含碳量。实践表明，在钢中含碳量限度内，淬火加热温度越高，碳化物溶解得越多，相应奥氏体中含碳量越多，则淬火和低温回火组织中含碳量也越高，从而获得较高硬度。由此看出，高频感应加热温度对不同含碳量（上限或下限）的Cr13型钢均存在一个最佳值。应通过试验来确定。

实践表明，在感应淬火条件下，将温度控制在1100～1150℃，可以达到硬度≥55HRC的效果，确保磨削后的硬度≥52.5HRC。

应当指出，试验表明感应加热速度在1000℃/s以上，由于受尺框形状复杂的限制，将导致加热到淬火温度有先有后，即会出现各处温度不均的现象。现场实际对感应加热温度的控制方法是调整感应器形状、工件与感应器之间的间隙、阳极电压及加热时间等。

16.CrMn钢制螺纹环规的形变热处理

螺纹环规大多数用CrMn钢制作。由于组织偏析和疏松严重，所以一般的制造工艺路线为：下料→锻造→退火→粗车→调质→精车→淬火→低温回火→平磨→磨内孔→磨螺纹→产品入库。由此不难看出，该工艺路线热加工工序多，生产周期长，又凸显出了热处理后内径变形无规律等问题。为解决以上问题，对其进行了形变热处理试生产。结果表明，试生产效果好，工艺可行且大大提高了生产效率。

（1）试验条件 将ϕ230mm×120mm，质量为40kg的CrMn钢坯料锻造成90mm×90mm×600mm的方条，再根据螺纹环规尺寸下料进行形变热处理。

（2）形变热处理工艺 将螺纹环规坯料加热到1050～1150℃，保温透烧后在高温形变区内镦粗—拉拔快速成形，其锻造变形量为35%～40%。当锻件温度为900～920℃，即高于奥氏体再结晶温度时，立即淬入40～70℃的油中，冷却40～60s，约100℃时取出空冷并及时回火。

实践表明，厚度为30mm的坯料完全可以淬透，且无裂纹。分析认为，这是由于高温形变过程使晶粒充分细化，从而得到细小、稳定的等轴奥氏体晶粒，由于它们具有良好的塑性，从而使锻件淬火后组织应力较小。形变热处理工艺曲线如图4⁃20所示。形变热处理的锻件，可以直接车制成形（内孔留磨量0.3～0.4mm）并转至最终热处理。

（3）试验结果 形变热处理后螺纹环规的力学性能比常规热处理的有一定程度的提高，如表4-22所示。

图4-20 螺纹环规形变热处理工艺曲线

经形变热处理的螺纹环规，最终变形比常规热处理小。例如，热处理前的内径为134.44mm的环规，常规热处理后内径尺寸为134.12～134.86mm，且变形无规律；经形变热处理后内径为134.50^+0.05_-0.03mm。

实践证明，螺纹环规采用高温形变热处理是可行的。与常规热处理工艺相比，可节省工序，降低能耗，提高产品质量。为进一步稳定尺寸，预计再经冷处理效果会更佳。

表4-22 形变热处理与常规热处理力学性能比较

17.长板状量规的热处理

图4-21所示为20Cr渗碳钢制长板状量规，要求热处理后表面硬度为58～64HRC，渗碳层深度为0.50～0.80mm。其热处理工艺如下。

1）渗碳。20Cr钢制长板量规采用910～930℃固体渗碳，出炉空冷到室温。拆箱后检测量规变形量，一般为3～5mm。

2）校平。其侧面利用热压校平法，立面用局部速冷校直法（具体操作要点见1.5.4），要求矫正到0.50mm。

3）淬火。为了防止量刃部位在出炉后入油前温度降得过低，采用铁皮包扎加热。加热温度为850～870℃，保温20～25min出炉后卸掉铁皮并淬入160～180℃热盐浴中，停留2min后空冷。

图4-21 20Cr渗碳钢制长板状量规

4）淬火校正。在淬火空冷过程中进行趁热校正。如果变形较大，再补充冷敲和热点相结合校直法（具体操作要点见1.5.4），矫正到0.50～0.6mm。

5）回火。在180℃加热，保持1.5h后空冷。

6）时效。在140～150℃，保持4h后空冷到室温。最后转入磨削加工工序。

18.组合偏心卡规的热处理

图4-22所示为20渗碳钢制偏心组合卡规，要求热处理后表面硬度为58～64HRC，渗碳层深度为0.50～0.80mm。其厚度为3.2mm，测量尺寸由6mm至30mm，共5种规格。其热处理工艺如下。

1）渗碳。20钢制卡规采用910～930℃固体渗碳，出炉空冷到室温。拆箱后检测量规变形度量，一般≤1.5mm。

2）校平。侧面利用热压校平法，要求矫正到0.20mm。

图4-22 20渗碳钢制偏心组合卡规

3）淬火。在830～850℃盐浴中加热，保温1.5～2min出炉后淬入几种不同的介质中，停留2min后空冷。以量口6mm者为例，其硬度和量口变形量如表4-23所示。

4）淬火后校正。如果侧面变形较大，用冷敲和热点相结合校直法（具体操作要点见1.5.4），要求矫正到0.20～0.25mm。

5）回火。在180℃，保持1.5h后空冷。

6）时效。在140～150℃，保持4h后空冷到室温，最后转入磨削工序加工。

表4-23 量口6mm偏心卡规淬火硬度和变形量与淬火介质的关系

19.花键塞规的热处理

图4-23所示为花键塞规，用T10A钢制作，热处理后要求硬度为58～62HRC。由图4-23可以看出，一端是带滚花的柄部，另一端是直径较粗的柱状量头。整体加热淬火时，由于两端直径相差较大，很难精确地控制两端在炉内的加热时间和在水中的冷却时间，再加上滚花压痕和打标记处应力集中严重，往往因在柄部产生图示裂纹而报废。

实际上，柄部无需高硬度，改为花键部分局部淬火完全可以满足使用要求，且可避免前述裂纹的产生，从而大大改善其热处理的工艺性。

20.渗碳卡板的热处理

图4-24所示为20渗碳钢制卡板，要求热处理后表面硬度为58～64HRC，渗碳层深度为0.50～0.80mm。

图4-23 花键塞规及其柄部产生的淬火裂纹

图4-24 20渗碳钢制卡板

（1）热处理工艺20钢制卡板采用910～930℃，保持3h的固体渗碳，出炉空冷到750～800℃拆箱。卡板空冷到室温后在检查渗碳层深度过程中发现，未经淬火就产生了大量图2-24所示的剥离（脱皮）裂纹。其特征为平行于表面，深度与渗碳层深度相近，因无法使用而报废。

（2）裂纹初步分析 一般地说，剥离裂纹分布在两向均匀压应力作用下极薄的结构区域内。卡板经渗碳后其表层发生的比体积变化，即体积膨胀大于基体的比体积，因此表层的膨胀受到基体的牵制，而承受较大的两向压应力作用，基体承受相应的拉应力，如图4-25所示。

图4-25 引起表层剥离裂纹的两向压应力状态示意图

可以用σ_x和σ_z两个矢量表示径向压应力，用σ_y矢量表示轴向拉应力。在轴向拉应力大到接近材料强度时，在垂直于拉伸方向极易产生裂纹。为了验证这一分析的正确性，对报废的卡板作了进一步检验。

（3）金相检验 渗碳层深度为0.3～0.5mm，组织晶粒度为7.5～8级，裂纹断口有氧化色；渗层组织为针状托氏体+过剩碳化物；基体为粗大的原始态组织。

（4）结论 综合分析后认为，产生这一裂纹是以下几个因素综合作用的结果。

1）渗碳层≤技术要求的下限，极薄的渗层符合产生剥离裂纹的条件。

2）渗碳后拆箱温度过高，冷却速度较快，导致渗层为正火组织，致使渗层应力较大。

3）渗碳温度较高，基体晶粒粗大，使破断抗力降低。

从裂纹断口有氧化色可以判断：卡板裂纹是在渗碳拆箱后的空冷过程中产生的。