1 概述
氣體淬火過程通常在高壓下實現，因此經常被稱為高壓氣體淬火（HPGQ) 。在HPGQ中，已經奧氏體或經化學熱處理的工件在惰性氣流中進行淬火，壓力為1~20bar，流速為0.5~20m/s。當采用噴管時，速度更高，可以達到80~160m/s。在少數情況下，采用高達25bar的壓力。在大部分情況下，HPGQ與真空熱處理相結合，如低壓滲碳（LPC ) ;在少數應用中，HPGQ 則被用于常規氣體滲碳之后。HPGQ之后通常緊跟著回火。
在多數情況下，氣體淬火工藝的目的是提高工件硬度。在奧氏體化完成后，對工件進行 HPGQ，使顯微組織從奧氏體轉變成馬氏體，由此獲得期望的硬度的增加。與液體淬火，如油、聚合物溶液或水淬火相比，高壓氣體淬火是環境友好型的且變形小的淬火工藝。與液體淬火相比，干燥的氣體淬火有以下優點：
1) 熱處理后工件表面清潔，不需要清洗。
2) 環境友好，沒有殘留物。
3) 淬火強度的控制十分靈活。
4) 能顯著減少熱處理變形。
5) 能將熱處理工藝整合到生產線中。
影響顯微組織、硬度和變形的工藝參數如圖1 中所示。
HPGQ的缺點是其淬火強度與液體（如油、水或聚合物溶液）淬火相比有所限制。雖然近來HPGQ技術有所改進，但非常大的零件采用氣體淬火仍不成功，除非它們是由淬透性極好的鋼種制成的。盡管如此，HPGQ還是越來越受歡迎，且在很多應用中取代了液體淬火。對于工具鋼和高速工具鋼的熱處理，HPGO被優先選擇，并幾乎已經完全取代了以前常用的液體淬火。通過提高氣體壓力和氣流速度以及采用獨立的HPGQ淬火室－冷室的設計，氣淬熱處理也建立起了針對低合金表面硬化鋼和調質鋼的淬火工藝。
迄今為止，HPGQ在冷室上的初步應用有齒輪組件（齒輪、軸、同步裝置）、軸承套圈以及燃油噴射系統組件（噴嘴、泵壓頭等）。在過去的幾年里，LPC技術與HPGQ相結合已成為乘用車手動和自動變速器中齒輪組件處理的優先選擇。
在HPGQ 過程開始時，淬火室中涌入大量淬火氣體。根據氣體類型和安裝的設備，達到預期的壓力水平需要4~20s的時間。隨后，氣流循環通過負載并從工件中帶走熱量，同時氣體吸收的熱量被釋放到一個集成式熱交換器中。帶走的總熱量可用熱流密度（q) 來描述。根據式（1 ) , 熱流密度與傳熱系數 α 成正比。傳熱系數是淬火中重要的物理參數，且零件表面上局部 α 值的分布對淬火后的零件質量有很重要的影響
（1）
式中，Ts是零件表面溫度。
圖2 所示為不同淬火冷介質的平均傳熱系數。用HPGQ獲得的冷卻速度與用溫和油淬獲得的冷卻速度相似。HPGQ不能達到用強烈攪拌的油淬火所獲得的冷卻速度。
▲圖2 不同淬火冷卻介質的平均傳熱系數
傳熱系數 α 和工藝參數之間的理論關聯見式
（2 )
式中，C是常數；w 是氣流速度；ρ 是氣體密度；d是零件比直徑；η是氣體動力黏度；CP 是氣體的比熱容；λ是氣體的熱導率。
常數C包含了其他所有影響因素，如淬火室具體的空氣動力學條件、氣流紊亂程度等。一旦選定了淬火室類型和淬火氣體類型，氣體壓力和流速是能夠進行調整以達到預期淬火強度的兩個重要工藝參數。
在HPGQ 工藝過程中，傳熱系數幾乎保持恒定。當對氣淬和液淬（油、水、聚合物溶液）的傳熱機制進行比較時，可以看出一個基本的差異。液淬中有三種不同的傳熱機制：膜沸騰、核沸騰和對流。這三種傳熱機制導致零件表面局部傳熱系數的分布很不均一（圖3 ) 。
這種不均一的冷卻條件導致組件中產生了極大的熱應力和組織應力，隨之便可能引起變形。在HPGQ中只發生對流，所以具有更加均一的冷卻條件。由于氣態淬火冷卻介質不發生相變，與液淬相比，HPGQ在很多應用中生的變形較小。
氣淬的另一個優點是通過改變氣體壓力和氣流速度，可以精確地調整淬冷烈度的靈活性。淬冷烈度可根據零件硬度和顯微組織調節到特定的目標值。對于液淬，由于只有淬火冷卻介質的攪拌和溫度是可變的，因此靈活性較低。這就導致與HPGQ 相比，液淬的工藝空間小得多。
液態淬火冷卻介質長期使用時，由于淬火冷卻介質的污染，傳熱系數會變差。但是采用 HPGQ不會出現這種情況，而且隨著時間的增加，冷卻速度能保持良好的重現性。
氣淬設備主要有兩類：在單室爐中，所有工藝步驟，如加熱、可選擇的化學熱處理和HPGQ 都在同一個室中進行；另一類是多室系統，其中包含僅用于淬火的冷室，它是多室系統的一部分，在多室系統中，加熱、奧氏體化和可選擇的化學熱處理在不同的室中進行。
在兩種類型的氣淬設備中，都配有一臺集成的高性能風機用于循環氣體，使氣體通過適當的氣體引導系統經過熱工件。為氣體風機配置的電動機的功率要根據氣體的目標速度、目標壓力和氣體類型來選擇。典型的風機電動機功率在80~250kW 范圍，有時高達400kW。氣體從負載吸收熱量并釋放到集成氣體／水熱交換器中。
圖4 所示為單室爐中的氣流。加熱和淬火在同一個室內進行，因此室的設計是兩種功能之間的優化折中。氣體被一個風機加速，并被引導經過負載和熱交換器。通過改變翻板和導流板的位置，可以改變氣流的方向。單室爐的設計是可變的，如方形室或圓形室、用氣體噴嘴淬火及單向、雙向或四向定向冷室。
圖5 所示為氣淬冷室的設計實例。在HPGQ工藝開始之前，將熱負載運輸進冷室中。
關閉密閉門后，室中涌入淬火氣體。用兩臺風機來加速氣體通過負載和分別位于負載上方和下方的兩個水冷熱交換器。除了冷卻淬火氣體，熱交換器還起到使氣體流速均勻化的作用。
與單室爐相比，冷室提供了更強的淬冷烈度。當設計冷室時，氣體流量的設計不會受到其他工藝步驟的影響，如加熱或化學熱處理。由于加熱元件需要占用一定空間，在單室爐中負載和爐內壁之間有一個明顯的間隙。因此，有大量氣體并未被引導流經負載，而是從負載旁邊繞過。冷室的一個更大的優點是只有負載本身需要進行冷卻，熱的爐內壁不需要冷卻，而單室爐中則兩者都會被冷卻。
表1 所列為單室爐和冷室的優缺點以及典型應用。對于這兩類設備，為了滿足零件的硬度和變形均勻性的要求，提供均勻的氣體流速都是很重要的。
▼表1 單室爐和冷室高壓氣誶的區別
冷卻速度的均一性通常是通過在不同位置的淬火零件處放置熱電偶來測定的。建議在裝爐零件的極限位置處測量冷卻曲線。如裝爐零件的轉角、頂部中間、中心和底部中間處。當在冷室中測量冷卻曲線時，必須使用能在整個過程中跟隨料筐（或料盤）移動的移動電子數據記錄裝置。這種裝置的缺點是對測量的冷卻曲線有影響，因為其尺寸相對較大而改變了淬火性能。
4 氣冷淬火使用的氣體類型
HPGQ 主要使用三種氣體：氮氣、氦氣和氬氣。出于安全考慮，氫氣還未用于工業生產。氫氣是僅有的可燃性淬火氣體，因此在這類工廠的技術設計和后續操作中都需要采取大量的安全保護措施。由于淬火氣體熱物理性質的不同，其淬火能力也有明顯不同，見表2 。
▼表1 標準條件下（25℃、1bar) 氣體的熱物理性質
氮氣在工業上應用廣泛。氦氣應用于一需要更高淬火冷卻速度的場合，因為氦氣比氮氣更輕，安裝一個更大的葉輪就可以提供更高的氣流速而不用增加風機功率。然而，氦氣的成本較高，每次淬火周期后需對其進行重復利用，氬氣通常用于航空件的淬火。
除了使用單一氣體，也可以將氣體混合使用。理論計算證明，混合氣體的傳熱系數（如He：CO2 以60％：40%的比例混合時）大于單一氦氣的傳熱系數，然而到目前為止，用混合氣體淬火并沒有在實實踐中得到應用，因為提供和維持混合氣體成分所需要的技術要求很高。此外，二氧化碳作為淬火氣體使用可能會導致零件表面發生氧化和變色。除了使用表2 中的工業氣體外，也可以使用干燥的空氣作為淬火氣體。但使用空氣不可避免地會導致淬火過程中零件表面的氧化。然而，在典型低合金表面硬化鋼上形成的約 5um厚的氧化層，可在隨后的生產工序中通過噴丸加工完全除去。關于工件表面硬化和耐磨性的問題尚未有報道。如果淬火后氧化層可通過噴丸加工或精加工除去，那么使用空氣進行淬火將成為可能。
5 冷卻曲線
淬火冷卻速度在很大程度上取決于工件的形狀和尺寸、淬火室的設計以及負載的結構和重量。如果淬火室的類型和淬火氣體已經選定，且負載形狀已確定，那么氣體壓力和氣體流速便是能夠進行調整以達到預期淬冷烈度的兩個重要工藝參數。為了確定某個淬火室的設計氣體流速，可用熱線風速計測量局部的速度分布情況。該測量是在淬火室空載的裝料平臺上進行的。隨后將此次測量的平均值視為淬火室的氣體流速。根據式（2 ) , 氣體流速和氣體密度對式中指數為0. 7的傳熱系數 α 有影響，而氣體密度與氣體壓力成正比。因此，氣體壓力和氣體流速對傳熱系數有相同的影響。
分析冷卻曲線時，必須區分單室爐和冷室。圖6 和圖7 所示，為單室爐的冷卻特性。Φ25mm的圓柱體用氣流速度為7m/s的氮氣進行淬火時不同氣體壓力的冷卻曲線如圖6 所示。在圖7 中，顯示了Φ100mm的圓柱體在壓力為6bar、氣流速度為7m/s的氮氣中淬火時，工件表面和心部的冷卻曲線。在這種情況下，采用氣流換向可以獲得更好的冷卻均勻性。
目前，已發展出具有更高淬冷烈度、可用于特殊場合的單室爐。
在單室爐中，由中合金鋼制造的較小零件通常直接冷卻到室溫，由高合金鋼制造的、結構復雜的大型組件則通常要經過幾個步驟的淬火。該工藝被稱為分級淬火。用于避免淬火過程中的開裂和減少零件變形（圖8 ) 。
▲圖8
冷室的發展引導了提供更高淬冷烈度的方法。同時，在過去幾年里，最大淬火壓力持續增加。目前，低合金鋼材大量生產中 HPGO 冷室的標準最大壓力為20bar 。
除了淬火壓力，為獲得更高的淬冷烈度，歷年來氣體流速也有所增加。現在，當使用氮氣時，采 用12m/s的平均氣體流速和20bar的淬火壓力。當使
用氦氣時，由于它的密度低，其氣體流速可顯著提高而不需增加電動機功率。氦氣淬火的平均流速最高可達20m/s 。
很多研究中都已測定了HPGQ在冷室中獲得的淬冷烈度。例如，在HPGQ冷室中用試驗方法測定不同直徑的圓柱形試樣心部的冷卻曲線。圖9 所示為Φ10mm圓柱體試樣在不同淬火參數下的冷卻曲線，圖10所示為一個Φ50mm 工件的冷卻曲線。
淬火參數 λ800~500 經常被用作冷卻曲線的特征參數。其值可以通過從冷卻曲線上讀取的信息來確定，即從800℃冷卻到500℃所需的時間。然后，用以 s 為單位的該數值乘以因子 1/100 就可以得到淬火參數 λ800~500 。圖11 所示為冷室中三種不同淬火條件下的λ800~500。
當預測形狀復雜工件的冷卻曲線時，必須知道不同淬火條件下傳熱系數。表3 中列出了在冷室中用Q型探頭進行試驗測定的傳熱系數，通過測量Q型探頭表面和心部的冷卻曲線來獲得這些數據。表3 中還列出了由式（2 ) 算得的 α 值。可見，計算的與測量的值吻合得較好。但需要注意的是，常數C=0. 10535僅適用于該測試中的淬火室類型。如果式（2 ) 計算不同類型淬火室的 α 值，則須采用不同的C值。
▼表3 計算與測量的冷室中的傳熱系數
①有由（2）計算得到C=0.10535；計算值是縱向淬火的Φ28mm圓柱體Q型探頭外側表面值
如前所述， α 值可通過試驗方法（即測量HPGQ過程中的冷卻曲線）來確定。這是傳統的用來確定工件表面平均 α 值的方法。然而，如果需要的不是平均值，而是在工件不同表面區域的局部和裝料區內不同部位的 α 值，那么這種方法是不適用的。有另一種試驗方法可用于確定裝載內的局部 α 值。該方法是基于能量和質量傳遞之間的類似關系。但此方法需要大量的試驗工作。另一種可能的方法是通過計算機流體力學模擬計算 α 值，采用此方法時，必須通過試驗，驗證計算結果。
淬冷烈度及其決定的 HPCQ 后的心部硬度值并不僅僅取決于氣體壓力和氣體流速這兩個淬火參數。心部硬度值更多地取決于工件材料的淬透性、淬火室的設計以及負載的結構和重量。因此，所有心部硬度的預測值對每種類型的設備和每種負載結構都是不同的。
以下傳動零件熱處理的例子闡述了在工業實踐中是如何預測心部硬度值的。當為齒輪或齒輪軸設計 HPGQ 工藝時，必須預測使用不同鋼種作為零件材料時，齒根心部硬度能達到的值。一旦選定某種鋼，必須明確在成批生產中應采用的淬火參數，以確保齒根心部硬度達到目標值。這些問題可通過預測基于鋼材的末端淬火的淬透性曲線的方法來解答。
末端淬火淬透性曲線是一個標準化測試，如DIN EN ISO 642中所述，使用Φ25mm×100mm的圓柱形試樣作為測試探頭，探頭在奧氏體化后垂直懸掛，并用已知淬冷烈度的噴水管對探頭進行淬火。水柱直接朝向圓柱形試樣的下表面，這意味著隨著與該表面距離的增加，探頭內部的冷卻速度逐漸下降。
淬火完成后，在表面以下0. 4mm沿與軸線平行的方向測量硬度分布，得到的曲線就是末端淬火曲線。該曲線描述了與探頭下端面之間的距離（即末端淬火值，以mm為單位）和得到的硬度（HRC)之間的關系。除了之前介紹的試驗方法外，也可以根據鋼種的化學成分來計算出曲線。
末端淬火值用mm表示，因此具有距離單位，但是本質上末端淬火值描述的是末端淬火探頭內部的局部冷卻曲線，因為末端淬火測試是一個標準化的淬火測試。當對一個試樣進行淬火時，其內部的每個零件都有一條特定的冷卻曲線，可用相應的末端淬火值來描述。
采用預測的方法時，首先確定的就是負載內不同位置的末端淬火值。如前所述，冷卻曲線取決于淬火工件的尺寸和形狀，淬火工藝參數、淬火室類型以及負載的結構和重量，這也是測定的末端淬火值僅適用于特定淬火場合的原因：特定的零件形狀及組合、淬火室、工藝參數和負載結構。
預測方法的基本步驟如圖12 所示。目的是對于一種給定類型的淬火室和給定的工藝參數（特定的零件幾何結構和負載結構）， 預測使用不同鋼種時的齒根心部所能達到的硬度。
為了實現這樣的預測，必須知道零件材料的精確末端淬火淬透性曲線。熱處理循環完成后，確定負載內特定部位的齒根心部硬度值（如從負載中部到底的零件中的齒根心部硬度）。有了這一硬度值，便可從所用鋼材的末端淬火曲線中讀取相應的末端淬火值。該末端淬火值表征了給定淬火條件下，零件齒根中的局部冷卻速度特性。在的齒根中，低的末端淬火值對應于高冷卻速度，高末端淬火值則對應于低冷卻速率。
確定零件的局部末端淬火值后，便可預測選擇不同鋼種時所能獲得的齒根硬度值。如果已知鋼種的末端淬火曲線，則可從末端淬火曲線上讀取所能獲得的硬度值。
圖13 所示，為齒輪的齒根中確定的末端淬火值。
圖中展示了分別用20bar氦氣和10bar 氦氣淬火時，底層的末端淬火值。此外，圖中還加入了16MnCr5、21NiCrMo2 和 18CrNiMo7-6 鋼的末端淬火曲線。給出了典型的HH級鋼的淬透性曲線。從而可預測使用這些鋼種時齒根心部的硬度值。
圖14 所示分別用20bar氨氣和10 bar氮氣淬火時，測定的齒輪軸齒根中的末端淬火值，并再次給出了典型的HH級鋼的淬透性曲線。
圖15 對比了經常用于冷室HPGQ處理的不同表面硬化鋼材的末端淬火曲線。一般而言，所有的鋼種都有一個特定的合金元素含量范圍。因此，每種材料都有一個由上、下限曲線界定的淬透性分布帶，由材料技術要求定義。圖15 中的淬透性曲線代表最大末端淬火曲線下1/3的散布帶。當為一個新應用選擇鋼種時，必須考慮淬透性分布帶。
7 淬火時的氣流換向
高壓氣淬的氣流方向通常為從頂部穿過負載到底部。但這種單向淬火會導致硬化結果的波動，這種波動是由淬火氣體的溫度升高和空氣動力學流動狀態造成的（由于層與層之間的“尾流效應”， 引起層與層之間的流動狀態不同）。現在的氣淬室為淬火過程中的氣流轉向提供了可能。氣流轉向意味著氣體的流動是從頂部到底部和從底部到頂部來回交替。通過交替轉變氣流方向，減少了放在不同層的零件的冷卻曲線間的差異，從而減少了負載內變形散差。
圖16 所示為采用氣流轉向技術的淬火室示意圖。為了達到交替轉變氣流方向的目的，淬火室內配有氣動式翻板。氣流方向是從頂部到底部還是從底部到頂部，取決于閥門的設置。氣流方向的交替轉變是按時間來控制的。
▲圖16 采用氣流轉向技術的淬火室示意圖
如圖17 所示，當采用氣流轉向技術時，頂層和底層中的冷卻曲線十分靠近。結果是負載內部的心部硬度散差顯著減小。在圖 17 所示的應用中，齒根心部硬度散差從90HV 減小至40HV。
氣流轉向技術不僅可用來減小心部硬度散差，也可以減小負載內部變形散差。例如，將氣流轉向工藝應用于六檔自動變速器中的最終傳動小行星齒輪上。該齒輪由5120鋼制成，外徑為31mm, 高度為32mm, 外齒數為24個。一次裝爐量為9層共1056個零件。
▲圖18 最終傳動行星小齒輪（Φ31mm,
24齒）裝爐量（9層共1056件）
圖19 所示為采用氣流轉向工藝后取得的改善。
▲圖19 應用氣流轉向工藝后變形減少
注：單向和轉向氣流的比較，最終傳動小齒輪在熱處理后上部、中部、下部的螺旋角變化；熱處理后最大值為38um。
當采用單向氣流時，氣體僅從頂部穿過負載流向底部。有了轉向氣流，氣體流動能夠在從頂部到底部和從底部到頂部之間來回交替，如圖16 所示。在圖19 中，使用單向氣流時，位于負載中部和頂部的零件出現了變形超差。采用轉向氣流后，螺旋角的變化顯著減少。例如，對于來自頂部的齒輪，其右側最大螺旋角變化減少了61% 。有了優化的氣流轉向工藝，熱處理后不需要加工最終傳動小行星齒輪的齒，只需要加工齒輪的孔和表面。這個例子顯示了應用氣流轉向工藝來減少變形的顯著潛力。
8 氣冷淬火動力學
除了有可能精確調整淬冷烈度達到預期水平和交替轉變氣流方向，HPGQ還提供了在淬火過程中改變淬冷烈度的可能。當在冷室中采用該工藝時，稱為動態淬火或級淬火。動態淬火的目的是減少變形。淬冷烈度的變化通常是時控的。通過降低冷卻速度，可減小熱應力和相變應力，從而減少變形。建議在達到馬氏體轉變起始溫度（Ms ) 之前，通過降低氣流速度來減小零件任意部位的淬冷烈度，由此熱梯度及其帶來的零件中的熱應力都會相應減小。而且溫度差的減小可使工件表面和心部更同步地轉變為馬氏體，從而導致相變應力的減小。通過減小熱應力和相變應力，產生較低的塑性應變，由此減少零件變形。
圖20 為動態淬火過程中的冷卻曲線示意圖。
▲圖29 不同尺寸淬火動力學示意圖
圖中顯示了當氣體流速在某一時刻減小至零時，不同尺寸零件的表面和心部的溫度。對于大試樣，氣體流速為零后其表面溫度會上升，原因是心部的熱量將表面重新加熱了。為了防止這種重新加熱，氣體流速不應減小至零，而應減小至一個防止再升溫的水平。
馬氏體形成過程中，零件內部的均勻的溫度場和較低的冷卻速度，使熱應力和相變應力均較小。由于這些應力的減小，可減少變形和變形散差。
下面以換向齒輪和內齒圈為例說明動態淬火過程。
8.1 換向齒輪
圖21 所示為采用不同的淬火方法后，換向齒輪螺旋角的變化（f hβ )。換向齒輪外徑為179mm,高19mm, 齒數為67, 由16MnCr5鋼制成。與油淬相比，非動態HPGQ后S的變化輕微減少；采用動態HPGQ后，f hβ 的變化顯著減少。
▲圖21 Φ179mm的16MnCr5換向齒輪在不同
熱處理方式后螺旋角變化（f hβmax-f hβmin)
除了測量熱處理后的絕對值外，還需測量熱處理過程中f hβ的變化。這里，熱處理過程中f hβ 的變化是指熱處理前后f hβ 值的差異。與油淬相比，當采用動態HPGQ時，齒輪左側f hβ 。的變化平均減少了37%, 齒輪右側則減少了 17% 。
8.2 內齒圈
薄壁零件淬火后容易出現圓度方面的變形。圖22 所示為內齒圈在熱處理前后的徑向跳動值 。
齒圈直徑為140mm, 高度為28mm, 齒數為98, 由ASTM-5130M 鋼制造。熱處理前的平均圓度是30μm, 在合金夾具上進行熱處理和標準HPCQ后，跳動值遠遠超過了預期要求的150μm 。通過使用碳纖維增強碳（CFC ) 夾具，跳動值顯著減小。當同時使CFC 夾具和動態淬火時，成功地滿足最大跳動值為150μm的要求。因為已證明該工藝是非常穩定的，所以齒輪制造商可以完全取消所有的硬車加工。
在另一個由5130M鋼制造的內齒圈的應用中，熱處理過程中的平均跳動量減少至7μm, 通過采用動態淬火，最大跳動量減少至41μm 。
總之，采用 HPGQ 和動態淬火能顯著減少熱處理變形，尤其能顯著減少變形散差。因為硬能夠大幅度減少甚至完全取消硬車加工，所以大大節約了成本。
9 氣冷淬火夾具
當設計負載結構時，考慮到經濟原因，須盡可能多地向負載中添加零件，同時保證處理后的質量合格。負載中零件之間的常用距離是10~20mm, 零件間的最小距離為5mm 。
當設計夾具時，需要特別注意以下幾點：
1) 應具有足夠的透氣性以使氣流能流過負載。
2) 設備的蓄熱量應盡可能低。
3) 采用臥式支座，以減少零件變形。
4) 應確保夾具易于操作。
理想情況下，零件和夾具之間應為三點式接觸。齒輪在夾具中能以水平放置或垂直懸掛的方式裝夾，軸件則必須垂直懸掛以減少變形。
有兩類夾具材料可用于 HPGQ : 高鎳合金和CFC 材料。高鎳合金如 DIN 1.4818也可用于油淬。CFC 材料是由嵌合了纖維的碳基材料制成的，其中含有體積分數為50%~60%的纖維。CFC是耐熱材料，在采用保護氣體或真空時，其使用溫度高達2000℃ 。CFC的強度甚至會隨著溫度升高而增加。與室溫相比，1000℃時的熱彎曲強度增加了 15% 。CFC制成的夾具具有輕型化的特點，且在高溫下使用時不會發生蠕變。與由合金制成的夾具不同， 即使在使用多年后，家具也不會發生彎曲或破裂。當在CFC夾具上處理零件時，保證了夾具中所有零件都能被水平裝夾，這使得在很多應用中零件變形有所減少。與鋼材的密度7900kg/m3相比，CFC的密度只有（1400~1650) kg/m3, 這也是CFC夾具比合金夾具更輕并能更快地被加熱的原因。然而，由于CFC的比熱容［1~2kJ/ (kg·K) ] 比鋼材［0. 5kJ/（kg·K) ] 的高，在一定程度上削減了CFC的這一優勢。典型的CFC夾具如圖23 所示。
▲圖23 典型的CFC夾具
在含氧的空氣環境中，最大使用溫度不應超過350℃, 因此CFC不能用于空氣滲碳，因為工藝氣體中含氧。CFC的應用僅限于真空處理，如低壓滲碳（LPC) 。真空處理通常與 HPGQ 相結合。
CFC夾具通常比合金夾具昂貴，但是它們的工作壽命更長，在工業應用中已證實了其壽命可達11年甚至更長。當在 CFC 夾具中進行熔模鑄造時，其預計工作壽命通常為5年，而合金設備的預計工作壽命通常為1. 5~2年。
10 高壓氣淬（HPGQ) 變形控制
正如所有熱處理工藝一樣，只有當熱處理之前的生產工藝鏈，包括熔化、鑄造、切割和軟加工等是最優化的且穩定的時，才能實現變形少的要求。在熱處理之前，零件中存在的殘余應力水平很低是很重要的。當使用的坯料有最佳的材料均質性和低水平的殘余應力時，HPGQ 過程可實現小變形。
由于氣體介質沒有相變，與液體淬火介質相比，HPGQ在很多應用中可減少變形。有許多場合，導致生產問題的并不是變形的絕對大小，而是變形的散差。當變形散差程度低時，可在軟加工中進行預補償，所以對于很多場合來說，難點在于通過熱處理過程，使其負載內部和隨著時間推移負載與負載之間的變形散差很小，來優化HPGQ 。很多應用已經證明，HPGQ造成的變形散差顯著減少。圖24 所示為 LPC+HPGQ 之后以及氣體滲碳＋油淬之后，斜齒輪徑向跳動的對比。斜齒輪由 ASTM 8625鋼制造，高280mm, 頭部直徑為85mm 。通過采用氣流轉向和動態氣淬工藝可實現變形的進一步減小。
