劉建紅　王　煒　姜德鵬　趙美蘭

(天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

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支承輥淬硬層條帶狀疲勞裂紋的擴(kuò)展動(dòng)力研究

劉建紅王煒姜德鵬趙美蘭

(天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

支承輥淬硬層內(nèi)部條帶狀疲勞裂紋的形成以及由此引起的大面積剝落是支承輥危害最大的失效形式之一。本文通過(guò)對(duì)淬硬層應(yīng)力狀態(tài)的計(jì)算分析得出徑向殘余拉應(yīng)力是條帶狀疲勞裂紋主要擴(kuò)展動(dòng)力的結(jié)論，并進(jìn)行了疲勞裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。在保證使用性能前提下降低支承輥淬硬層殘余應(yīng)力水平有利于遏制條帶狀疲勞裂紋發(fā)展。

支承輥；淬硬層；條帶狀疲勞裂紋；疲勞裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)；殘余應(yīng)力

支承輥在工況環(huán)境中承受動(dòng)載荷，輥身表面始終處于摩擦狀態(tài)，因此存在持續(xù)的工作層損耗，在這種接觸疲勞的過(guò)程中容易誘發(fā)一系列裂紋、剝落等失效問(wèn)題，而條帶狀疲勞裂紋的形成以及由此引起的大面積剝落則是其中最為嚴(yán)重的失效方式之一，典型案例如圖1所示，這種失效方式大部分情況下會(huì)直接導(dǎo)致支承輥報(bào)廢。

圖1　支承輥條帶狀疲勞裂紋 誘發(fā)輥身邊部大面積剝落實(shí)例Figure 1　Photos of widespread spalling on the roll body caused by stripped fatigue cracks of backup roll

圖2　條帶狀疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律及大面積剝落示意圖Figure 2　Sketch of widespread spalling and stripped fatigue crack propagation rule

對(duì)于失效行為(如圖2)，裂紋擴(kuò)展前期以疲勞方式(表現(xiàn)為貝殼狀條紋)沿輥身周向進(jìn)行(圖2中①處)，軸向?qū)挾茸兓^小，表現(xiàn)為條帶狀，在擴(kuò)展到一定規(guī)模后，條帶狀裂紋向外圍組織快速擴(kuò)展(圖2中②處)，形成大面積剝落。受淬硬層和軋輥心部組織、硬度差異的影響，條帶狀疲勞裂紋通常先沿斜面向淬硬層底部擴(kuò)展，擴(kuò)展過(guò)程中逐漸趨于同軋輥表面平行，進(jìn)而以平行于圓周方向的方式形成長(zhǎng)裂紋。

針對(duì)條帶狀疲勞裂紋，T. Mizoguchi等人曾對(duì)冷軋工作輥中的類似剝落問(wèn)題進(jìn)行過(guò)原理性分析，并認(rèn)為軋輥表面高水平殘余應(yīng)力的存在促進(jìn)了軋輥條帶狀剝落的發(fā)生[1]。美國(guó)聯(lián)合電鋼的軋輥失效手冊(cè)對(duì)條帶狀疲勞裂紋引起的剝落有大量案例照片，并將裂紋擴(kuò)展過(guò)程進(jìn)行了示意性描述。其他研究工作多側(cè)重裂紋萌生機(jī)理研究[2-4]，如碳化物的影響、裂紋部位的微觀組織特征等。上述研究均認(rèn)為預(yù)防條帶狀疲勞裂紋的出現(xiàn)依賴于支承輥的下機(jī)檢測(cè)和磨削工作，將疲勞裂紋始終控制在萌生階段，然而，受當(dāng)前國(guó)內(nèi)人員和設(shè)備狀況的限制，目前很多廠家對(duì)條帶狀疲勞裂紋的控制并不理想，由此引起的軋輥報(bào)廢頻有發(fā)生，造成極大損失。

本文利用有限元計(jì)算和疲勞試驗(yàn)，通過(guò)分析支承輥淬硬層的應(yīng)力狀態(tài)與實(shí)驗(yàn)檢測(cè)相結(jié)合的方式，分析支承輥淬硬層內(nèi)部應(yīng)力分布狀態(tài)以及條帶狀疲勞裂紋的擴(kuò)展動(dòng)力，從而從制造角度尋找限制條帶狀疲勞裂紋擴(kuò)展的措施。

1　裂紋受力狀態(tài)分析

1.1支承輥工作層殘余應(yīng)力分布狀態(tài)

支承輥輥身從結(jié)構(gòu)特征上分成表面淬硬層和心部組織兩部分，其中淬硬層通常采用淬火+低溫回火處理，硬度較高，心部組織則屬于調(diào)質(zhì)狀態(tài)，硬度相對(duì)較低，沿輥身表面向支承輥心部會(huì)存在一個(gè)硬度降落特性，如圖3所示。目前支承輥?zhàn)暂伾肀砻娴酱阌矊拥撞康挠捕冉德涞乃酱笾驴刂圃?～5HSD。

由于支承輥輥身相對(duì)于軸線呈旋轉(zhuǎn)對(duì)稱狀態(tài)，淬硬層內(nèi)部的殘余應(yīng)力根據(jù)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)可以按照柱坐標(biāo)系分為軸向應(yīng)力σz、周向應(yīng)力σθ和徑向應(yīng)力σr，如圖4所示。根據(jù)實(shí)際殘余應(yīng)力測(cè)試儀檢測(cè)結(jié)果，目前國(guó)產(chǎn)連軋機(jī)支承輥周向應(yīng)力σθ大致在300 MPa～500 MPa范圍，軸向應(yīng)力σz與此接近，這兩個(gè)應(yīng)力分量均表現(xiàn)為壓應(yīng)力狀態(tài)。為考察徑向應(yīng)力σr，根據(jù)輥身旋轉(zhuǎn)對(duì)稱的特征，

圖3　支承輥硬度降落特性Figure 3　Decreasing character of hardness for backup roll

圖4　支承輥淬硬層殘余應(yīng)力分布Figure 4　Residual stress distribution in the quench-hardened layer of backup roll

建立有限元模型，如圖5所示。

以圖5所示的支承輥簡(jiǎn)圖為基礎(chǔ)，假設(shè)輥身軸向應(yīng)力保持恒定，從而將輥身簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變狀態(tài)。

以支承輥淬硬層(80 mm厚)為研究對(duì)象，在所得到的平面圓環(huán)內(nèi)表面加載均勻的拉應(yīng)力分布載荷P，載荷大小由20 MPa逐漸過(guò)渡到70 MPa，其余部位不受力。

在P=12 MPa、30 MPa、60 MPa時(shí)，提取任意半徑上的周向應(yīng)力σθ和徑向應(yīng)力σr隨位置點(diǎn)距輥身表面的距離之間的變化規(guī)律，最終結(jié)果參見圖5。根據(jù)計(jì)算結(jié)果：

(1)周向應(yīng)力是壓應(yīng)力時(shí)，徑向應(yīng)力為拉應(yīng)力，在周向應(yīng)力σθ約為-500 MPa時(shí)，徑向應(yīng)力隨距表面深度自0逐漸上升到60 MPa；

(2)周向應(yīng)力隨距表面深度增加會(huì)逐漸增大，但變化量相對(duì)周向應(yīng)力數(shù)值很小，可以近似認(rèn)為周向壓應(yīng)力在淬硬層范圍大致保持恒定；

(3)徑向應(yīng)力隨距表面深度增加會(huì)逐漸增大。對(duì)于當(dāng)前支承輥模型，淬硬層底部徑向應(yīng)力約為周向應(yīng)力的1/10。

類似的，通過(guò)對(duì)1 420 mm～2 050 mm范圍內(nèi)其他尺寸連軋機(jī)支承輥的計(jì)算，可以得到如下半定量的結(jié)論：在周向壓應(yīng)力位于300 MPa～500 MPa范圍時(shí)，淬硬層內(nèi)部徑向應(yīng)力為拉應(yīng)力，約為30 MPa～60 MPa。

圖5　支承輥周向應(yīng)力與徑向應(yīng)力計(jì)算Figure 5　Calculation of circumferential stress and radial stress for backup roll

1.2支承輥淬硬層工作應(yīng)力分布狀態(tài)

支承輥所承受的工作應(yīng)力主要表現(xiàn)為與工作輥(或中間輥)之間的接觸應(yīng)力。如圖6所示，以支承輥為固定的參照物，服役過(guò)程中工作輥(或中間輥)可以看做是圍繞支承輥旋轉(zhuǎn)。以淬硬層內(nèi)部某一點(diǎn)(圖6中的黑點(diǎn))為考察對(duì)象，在遠(yuǎn)離工作輥時(shí)，徑向主要承受殘余拉應(yīng)力的作用，而當(dāng)工作輥臨近時(shí)，徑向同時(shí)承受殘余拉應(yīng)力和同工作輥接觸引起的工作壓應(yīng)力，壓應(yīng)力通常較大，從而導(dǎo)致淬硬層內(nèi)部σr隨軋制過(guò)程的變化曲線表現(xiàn)為圖6的鋸齒狀。

為了驗(yàn)證上述分析結(jié)果，參照?qǐng)D7，采用如下計(jì)算模型：

(1)以?1 580 mm支承輥、?600 mm工作輥進(jìn)行配對(duì)，假設(shè)所承受的軋制力為24 MN，輥身長(zhǎng)以2 000 mm計(jì)算；

(2)支承輥、工作輥均簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變狀態(tài)，工作輥為主動(dòng)，相互之間摩擦系數(shù)設(shè)為0.1，依靠摩擦力帶動(dòng)支承輥轉(zhuǎn)動(dòng)；

(3)支承輥、工作輥模型心部?100 mm做成空心，并在中心位置放置約束參考點(diǎn)，分別約束空心部位結(jié)點(diǎn)的平動(dòng)自由度，同時(shí)在工作輥中心的參考點(diǎn)上施加12 000 N/mm的壓力載荷以及恒定的角速度。

最終計(jì)算結(jié)果如圖7所示，在淬硬層內(nèi)部20mm、40 mm、60 mm深位置上分別取三個(gè)參考點(diǎn)，徑向應(yīng)力σr隨時(shí)間的變化同圖6中的預(yù)測(cè)規(guī)律基本一致。在工作輥/中間輥的作用下，因接觸產(chǎn)生的壓應(yīng)力呈現(xiàn)為尖峰狀，大小同位于工作層的厚度有關(guān)系，距離表層越近，應(yīng)力峰值越大，淬硬層底部附近壓應(yīng)力約為-100 MPa，比殘余拉應(yīng)力量值要大。

圖6　支承輥工作應(yīng)力示意圖Figure 6　Sketch of operating stress of backup roll

圖7　工作應(yīng)力模擬計(jì)算結(jié)果Figure 7　Simulated results of operating stress

1.3條帶狀疲勞裂紋的應(yīng)力環(huán)境

對(duì)于支承輥中出現(xiàn)的條帶狀疲勞裂紋，除最終的快速擴(kuò)展階段以外，裂紋沿條帶裂紋的兩側(cè)受到未開裂金屬的約束，擴(kuò)展過(guò)程依賴于條帶裂紋的前沿。根據(jù)前述對(duì)支承輥淬硬層內(nèi)部殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力的計(jì)算分析，對(duì)于條帶裂紋的前沿，只有徑向殘余應(yīng)力為裂紋尖端提供了拉應(yīng)力作用，工作應(yīng)力僅提供了壓應(yīng)力。由于壓應(yīng)力并不能導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展，因此徑向殘余拉應(yīng)力是條帶狀裂紋擴(kuò)展的主要?jiǎng)恿?lái)源。

如圖8所示，以平面應(yīng)變模型對(duì)裂紋尖端進(jìn)行模型簡(jiǎn)化，截取小矩形范圍作為研究對(duì)象，條帶狀疲勞裂紋尖端的應(yīng)力環(huán)境與張開型裂紋(I型裂紋)的狀況極為相似。據(jù)此，可以采用緊湊拉伸(CT)試樣進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證前述計(jì)算確定的約30 MPa～60 MPa殘余應(yīng)力是否足以造成支承輥淬硬層條帶狀疲勞裂紋擴(kuò)展。

2　疲勞裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)

2.1試驗(yàn)參數(shù)

緊湊拉伸裂紋擴(kuò)展試樣如圖9所示。

試樣尺寸：60 mm×62.5 mm×8 mm。

試樣材質(zhì)與硬度：Cr5鍛鋼材質(zhì)，通過(guò)淬回火得到71HSD硬度。

樣品數(shù)量：2塊(1#，2#)。

實(shí)驗(yàn)方式：裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)+拉伸斷裂。

隨著國(guó)家治理模式的現(xiàn)代化轉(zhuǎn)型，政府要轉(zhuǎn)變以往大包大攬的“大政府”管理思維，適當(dāng)放權(quán)，努力打造服務(wù)型政府。與此相適應(yīng)，政府在公共決策中的作用也要發(fā)生改變，在公共決策過(guò)程中要明確自身的服務(wù)職能定位。民眾在中國(guó)共產(chǎn)黨的領(lǐng)導(dǎo)下，將自身的利益訴求轉(zhuǎn)化為具體的公共政策，政府在決策過(guò)程，更多的是凝聚共識(shí)，作為協(xié)調(diào)者的角色，動(dòng)員國(guó)家和社會(huì)的資源為公共政策的實(shí)施創(chuàng)造條件，將民眾對(duì)美好生活向往的藍(lán)圖付諸實(shí)施，推進(jìn)政府職能轉(zhuǎn)變是公共決策機(jī)制現(xiàn)代化的內(nèi)在要求。

實(shí)驗(yàn)設(shè)備：MTS810材料試驗(yàn)機(jī)。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程：本實(shí)驗(yàn)依據(jù)GB/T 6398—2000執(zhí)行，采用降K實(shí)驗(yàn)方法，疲勞過(guò)程采用拉拉疲勞，加載頻率5 Hz，應(yīng)力比R按0.3控制，受設(shè)備控制精度影響R有所浮動(dòng)。整個(gè)實(shí)驗(yàn)分成預(yù)置裂紋、疲勞裂紋擴(kuò)展、拉伸斷裂三個(gè)階段。

σr—徑向殘余應(yīng)力　σw—工作應(yīng)力圖8　疲勞帶裂紋Figure 8　Stripped fatigue crack

圖9　疲勞裂紋擴(kuò)展試樣加工圖與試驗(yàn)裝配Figure 9　Machining drawing of fatigue crack propagation sample and its testing assembly drawing

預(yù)置裂紋階段采用最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax約為28 MPa·m0.5，應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔK約為20 MPa·m0.5進(jìn)行疲勞加載，如果裂紋不擴(kuò)展則進(jìn)一步加大Kmax和ΔK，直至裂紋擴(kuò)展量大于1 mm后停止。本階段主要排除早期擴(kuò)展的不穩(wěn)定因素。疲勞裂紋擴(kuò)展階段在預(yù)置階段所采用的載荷基礎(chǔ)上分階段降低Kmax和ΔK，每個(gè)階段裂紋擴(kuò)展均需要超過(guò)1 mm，每個(gè)試樣完成3～4個(gè)階段的裂紋擴(kuò)展。拉伸斷裂階段直接采用單向拉伸，采集載荷峰值數(shù)據(jù)，從而計(jì)算斷裂韌性。

為了獲得ΔK更寬范圍內(nèi)的裂紋擴(kuò)展速率數(shù)據(jù)，試驗(yàn)中每一階段的載荷降落比GB/T 6398—2000規(guī)定的5%～10%要大，約在10%～20%之間，但由于本材料屈服點(diǎn)≥1 000 MPa，因此根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)給出的塑性區(qū)半徑計(jì)算方法，每個(gè)階段擴(kuò)展1 mm可以確保裂紋擴(kuò)展超出了塑性區(qū)影響范圍，獲得的數(shù)據(jù)能夠充分反映裂紋擴(kuò)展速率同ΔK之間的關(guān)系。

2.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.2.1裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)

實(shí)驗(yàn)設(shè)備直接記錄的為應(yīng)變規(guī)檢測(cè)的張口位移Vx與循環(huán)數(shù)N之間的關(guān)系，根據(jù)GB/T 6398—2000附錄B中給出的公式可以轉(zhuǎn)化為裂紋長(zhǎng)度a同N之間的關(guān)系，結(jié)果如圖10所示。從結(jié)果來(lái)看，裂紋擴(kuò)展階段a-N關(guān)系的線性程度較好，裂紋預(yù)置階段末期a-N關(guān)系也表現(xiàn)出線性。

通過(guò)對(duì)圖10計(jì)算斜率可以獲得da/dN，其中裂紋預(yù)置階段對(duì)應(yīng)的兩條曲線選取最終階段線性較好的數(shù)據(jù)求斜率，最終da/dN同ΔK的關(guān)系如圖11所示。

(1)受實(shí)驗(yàn)誤差影響，1#、2#樣品的數(shù)據(jù)略有出入。對(duì)于單個(gè)試樣，數(shù)據(jù)符合Paris公式，在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下呈線性關(guān)系；

(2)在ΔK=(12～23)MPa·m0.5的范圍內(nèi)，Cr5鍛鋼材質(zhì)(71HSD)的裂紋擴(kuò)展速率da/dN在(2×10-5～2×10-4)mm/cycle范圍內(nèi)。

2.2.2斷裂韌性數(shù)據(jù)

圖10　裂紋長(zhǎng)度與循環(huán)數(shù)的關(guān)系曲線 (ΔK采用本階段最終裂紋長(zhǎng)度計(jì)算)Figure 10　Relation curve between crack length and cycle number

圖11　雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下裂紋擴(kuò)展速率 da/dN與應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔK的關(guān)系Figure 11　Relation between crack propagation rate da/dN and stress intensity factor range ΔKunder the log-log coordinate

圖12　拉伸斷裂峰值數(shù)據(jù)Figure 12　Peak data of tensile fracture

拉伸斷裂階段采集的數(shù)據(jù)如圖12所示。1#樣品在F=10.16 kN時(shí)裂紋開始快速擴(kuò)展，此時(shí)裂紋長(zhǎng)度a=15.5 mm(參照?qǐng)D10)，2#樣品在F=9.67 kN時(shí)裂紋開始快速擴(kuò)展，此時(shí)裂紋長(zhǎng)度a=15.8 mm(參照?qǐng)D10)。根據(jù)GB/T 6398—2000，由F、a及CT試樣尺寸即可計(jì)算出裂紋開始快速擴(kuò)展時(shí)的應(yīng)力強(qiáng)度因子K，即斷裂韌性KIC，從而得到：

1#樣品：KIC=32.76 MPa·mm0.5

2#樣品：KIC=31.67 MPa·mm0.5

因此對(duì)于當(dāng)前材質(zhì)，在淬回火態(tài)71HSD硬度條件下，斷裂韌性KIC約為32 MPa·mm0.5。

2.3分析與討論

結(jié)合緊湊拉伸試樣特征，根據(jù)1.3中分析結(jié)論，可以將支承輥淬硬層內(nèi)部條帶狀疲勞裂紋應(yīng)力環(huán)境近似為圖13所示的有限尺寸下的單邊裂紋模型。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中裂紋長(zhǎng)度a在12 mm～18 mm之間，上下表面的均布載荷峰值參照殘余拉應(yīng)力30 MPa～60 MPa。由于壓應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展沒(méi)有貢獻(xiàn)，可以認(rèn)為均布載荷最小值為0。

圖13　淬硬層內(nèi)部條帶狀疲勞裂紋應(yīng)力環(huán)境近似模型Figure 13　Approximation model of stress environment for stripped fatigue crack in the quench-hardened layer

上述條件下，裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍為：

ΔK=FΔσ(πa)0.5

其中F=1.12-0.23(a/62.5)+10.6(a/62.5)2-21.7(a/62.5)3+30.4(a/62.5)4。

a=12 mm、σ=30 MPa時(shí)，ΔK=7.89 MPa·m0.5。

a=18 mm、σ=60 MPa時(shí)，ΔK=23.17 MPa·m0.5。

即：ΔK在(7.89～23.17) MPa·m0.5范圍內(nèi)。

同圖11的計(jì)算結(jié)果相對(duì)比，12 MPa·m0.5≤ΔK≤23.17 MPa·m0.5時(shí)，裂紋會(huì)在殘余拉應(yīng)力的作用下發(fā)生疲勞擴(kuò)展，而在7.89 MPa·m0.5≤ΔK<12 MPa·m0.5時(shí)，可能發(fā)生擴(kuò)展，但缺乏實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。同時(shí)應(yīng)力強(qiáng)度因子最大值Kmax=ΔK

上述結(jié)果表明，在目前殘余拉應(yīng)力水平下，對(duì)于當(dāng)前所考察的Cr5鍛鋼材質(zhì)，條帶狀裂紋前沿不足以發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展，但具有較大的疲勞擴(kuò)展動(dòng)力，從而在疲勞條件下極易導(dǎo)致條狀疲勞裂紋的穩(wěn)定擴(kuò)展，形成條帶狀疲勞裂紋。結(jié)合1.3中對(duì)疲勞裂紋的應(yīng)力環(huán)境分析，鋸齒狀的工作壓應(yīng)力并不直接導(dǎo)致疲勞裂紋擴(kuò)展，但它的存在將穩(wěn)定的殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為周期變化的疲勞應(yīng)力，因此對(duì)條帶狀疲勞裂紋的擴(kuò)展起到了“催化”作用。

需要指出的是，上述分析與實(shí)驗(yàn)建立的基礎(chǔ)是條帶狀疲勞裂紋已經(jīng)擴(kuò)展到距輥身表面深度接近恒定的階段，此時(shí)深度多接近淬硬層底部，即約50 mm～80 mm。在此階段之前，除殘余拉應(yīng)力作用外，支承輥與工作輥的接觸應(yīng)力會(huì)在裂紋尖端

產(chǎn)生切應(yīng)力作用，裂紋尖端同時(shí)具有張開型、錯(cuò)開型裂紋的特征，擴(kuò)展行為復(fù)雜，難于開展分析與實(shí)驗(yàn)。

3　結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)支承輥淬硬層應(yīng)力狀態(tài)分析與疲勞裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)相結(jié)合，得到如下結(jié)論：

(1)支承輥淬硬層內(nèi)部徑向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力狀態(tài)。對(duì)于目前普通連軋機(jī)支承輥，如果周向壓應(yīng)力在300 MPa～500 MPa范圍，則淬硬層底部徑向殘余拉應(yīng)力大約處于30 MPa～60 MPa范圍，并且自輥身表面向淬硬層底部由0逐漸增大。

(2)支承輥淬硬層條帶狀疲勞裂紋進(jìn)入沿周向擴(kuò)展且裂紋面距輥身表面深度接近恒定的階段后，徑向殘余拉應(yīng)力是裂紋擴(kuò)展的主要?jiǎng)恿?lái)源。服役過(guò)程中的接觸應(yīng)力對(duì)條帶狀裂紋的萌生和前期擴(kuò)展影響較大，但對(duì)后期裂紋擴(kuò)展僅起輔助作用，特別是它的大小對(duì)后期裂紋擴(kuò)展速率沒(méi)有影響。

通過(guò)本文實(shí)驗(yàn)與分析結(jié)果，避免條帶狀疲勞裂紋以及大剝落的形成，除了需要做好下機(jī)維護(hù)與檢測(cè)工作以外，從制造角度看，在保證硬度、強(qiáng)度等性能指標(biāo)不變的前提下，適當(dāng)降低支承輥淬硬層內(nèi)部殘余應(yīng)力水平有利于遏制條帶狀疲勞裂紋的擴(kuò)展，可以作為提升支承輥品質(zhì)的一個(gè)研究方向。

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編輯杜青泉

Research on Propagation Motivity of Stripped Fatigue Crack in Quench-Hardened Layer of Backup Roll

Liu Jianhong, Wang Wei, Jiang Depeng, Zhao Meilan

One of the most harmful failure types for backup roll are the stripped fatigue cracks appeared in the quench-hardened layer and the widespread spalling caused by the fatigue cracks. By calculating and analyzing the stress state of quench-hardened layer, the conclusion that the radial residual stress is mainly the propagation motivity of stripped fatigue cracks has been obtained. Meanwhile, the experimental verification for fatigue crack propagation has been performed. Under the condition to ensure the operational performance, reducing the residual stress in the quench-hardened layer of backup roll is beneficial to keep the propagation of stripped fatigue cracks with limits.

backup roll; quench-hardened layer; stripped fatigue crack; experiment of fatigue crack propagation; residual stress

B

2016—02—24

劉建紅(1983—)，男，工學(xué)碩士，工程師，主要從事大型鍛鋼支承輥材料研究、鍛造工藝及失效分析工作。

TG316.1+92