程安生,李淑欣 ,魯思淵,陳銀軍,金永生

(1.寧波大學(xué)機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院,寧波 315211;2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,寧波 315211;3.環(huán)馳軸承集團(tuán)有限公司,慈溪 315318;4.寧波銀球科技股份有限公司,寧波 315207)

0 引 言

GCr15鋼是一種具有優(yōu)異淬透性和高強(qiáng)度的高碳鉻軸承鋼,常被用于軸承的生產(chǎn)制造[1-2]。軸承工作時(shí)易受滾動(dòng)接觸疲勞循環(huán)載荷作用,其滾動(dòng)體與滾道接觸表面因磨損和疲勞易產(chǎn)生點(diǎn)蝕,從而導(dǎo)致軸承失效。因此,為了提高軸承接觸表面的耐磨損和抗疲勞性能,學(xué)者們通過(guò)滲碳[3]、滲氮[4]或碳氮共滲[5-6]等表面化學(xué)熱處理方法在軸承表面制備了高硬度、耐磨損的保護(hù)層[7-10]。谷臣清等[11]研究發(fā)現(xiàn),對(duì)M50NiL鋼進(jìn)行高溫碳氮共滲以及淬火回火后,疲勞裂紋沿滲層的擴(kuò)展速率呈雙峰變化規(guī)律,在高碳氮含量層出現(xiàn)低谷是殘余奧氏體含量較高所致,在過(guò)渡層出現(xiàn)低谷是殘余壓應(yīng)力與滲層塑韌性較高雙重因素的共同作用所致。WANG等[12]研究發(fā)現(xiàn),AISI 52100鋼經(jīng)碳氮共滲處理后具有優(yōu)秀的耐回火性,但由于殘余奧氏體含量較高,其尺寸穩(wěn)定性較差。LIU等[13]研究發(fā)現(xiàn),碳氮化AISI 52100高碳鋼的磨損性能隨滲層氮含量的增加得到改善。目前,碳氮共滲對(duì)材料表層硬度、抗疲勞性能和耐磨性影響的研究較多,而對(duì)軸承鋼接觸疲勞壽命[14]的影響及碳氮共滲軸承微觀失效機(jī)理的研究很少。為此,作者以GCr15馬氏體軸承鋼為試驗(yàn)對(duì)象,對(duì)其進(jìn)行碳氮共滲熱處理并進(jìn)行接觸疲勞試驗(yàn),研究了碳氮共滲熱處理對(duì)試驗(yàn)鋼接觸疲勞壽命的影響,分析了其影響機(jī)制和失效機(jī)理,以期為碳氮共滲軸承鋼的實(shí)際應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)對(duì)象為6304深溝球軸承,其材料為GCr15馬氏體軸承鋼,化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為0.93C,0.25Si,0.35Mn,1.87Cr,0.027P,0.01S,余Fe,軸承肩部直徑為30.55 mm。對(duì)軸承內(nèi)圈分別進(jìn)行常規(guī)熱處理和碳氮共滲+深冷+回火處理(簡(jiǎn)稱為碳氮共滲處理),球和外圈均采用常規(guī)熱處理。常規(guī)熱處理工藝為840 ℃保溫45～50 min奧氏體化,油淬至室溫,170 ℃回火4 h。在連續(xù)式氣體碳氮共滲(氣氛為體積分?jǐn)?shù)40%氨氣+10%甲醇+40%氮?dú)?10%丙烷)生產(chǎn)線進(jìn)行碳氮共滲處理,處理前內(nèi)圈在450 ℃下預(yù)氧化1 h。碳氮共滲處理工藝如下:內(nèi)圈加熱至835 ℃,保溫1.5 h后進(jìn)行3 h的強(qiáng)滲與擴(kuò)散,碳勢(shì)為1.0,氨氣流量為3.5 m3·h-1,后降溫至830 ℃,在碳勢(shì)為0.96下保溫3 h,氨氣流量不變,油淬至室溫,進(jìn)行-60 ℃×40 min的深冷處理,冷卻介質(zhì)為液氮,后緩慢升溫至室溫,進(jìn)行230 ℃×2.5 h的回火處理,隨爐冷卻至室溫。將熱處理后的試樣內(nèi)圈粗磨、精磨至表面粗糙度Ra為0.068 μm。

采用電火花線切割切取內(nèi)圈的軸向與周向截面,經(jīng)研磨、拋光、體積分?jǐn)?shù)4%硝酸乙醇溶液腐蝕后,采用Hitachi SU5000型掃描電鏡(SEM)觀察顯微組織。采用電火花線切割切取2種試樣內(nèi)圈的軸向截面,采用HVS-1000A型顯微硬度計(jì)測(cè)試亞表面顯微硬度,載荷為0.98 N,保載時(shí)間為15 s,測(cè)試間距為75 μm。采用EP-06X型電解拋光腐蝕儀進(jìn)行剝層,拋光液為60 mL HClO4+940 mL C2H5OH,采用GNR EDGE型殘余應(yīng)力儀測(cè)試剝層后不同深度的殘余應(yīng)力,使用雙探測(cè)器同傾法,鉻靶,Kα射線,衍射晶面為體心立方(BCC)結(jié)構(gòu)(211)晶面,角度為156.1°。采用ABLT-1A型軸承壽命強(qiáng)化試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行接觸疲勞試驗(yàn),如圖1所示,徑向載荷Pr通過(guò)傳力圓盤(pán)加載到軸承上,中間兩對(duì)軸承承受大小為2Pr的徑向載荷,左右兩對(duì)軸承承受大小為Pr的反向徑向載荷。當(dāng)振動(dòng)值均方根超過(guò)設(shè)定值時(shí),可認(rèn)為試樣失效,試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)停機(jī)。試驗(yàn)全程采用油潤(rùn)滑,工作溫度為50～60 ℃,轉(zhuǎn)速為6 000 r·min-1,試驗(yàn)載荷為3 985 N的純徑向載荷[15],各設(shè)置10個(gè)試驗(yàn)組。

圖1 軸承接觸疲勞試驗(yàn)示意Fig.1 Diagram of contact fatigue test of bearing

接觸疲勞試驗(yàn)后,采用Hitachi SU500型掃描電鏡觀察內(nèi)圈軸向和周向截面裂紋形貌。采用Leica EM RES102型全自動(dòng)離子減薄儀對(duì)經(jīng)研磨、拋光的試樣在6.5 kV、2.5 mA下離子減薄6 h,采用Oxford Instruments Symmetry型電子背散射衍射儀(EBSD)觀察晶粒形貌,加速電壓為20 kV,探針電流為120 μA,試樣傾斜角度為70°,掃描步長(zhǎng)為0.1 μm,采用Channel 5軟件分析數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

由圖2可見(jiàn):2種熱處理工藝下軸承內(nèi)圈周向截面的顯微組織類(lèi)似,碳化物顆粒主要呈球狀,均勻分布在回火馬氏體基體上;碳氮共滲處理后的碳化物較常規(guī)熱處理后要更加彌散均勻,其尺寸大多集中在0.2～0.75 μm。統(tǒng)計(jì)得到,常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈的碳化物顆粒的平均費(fèi)雷特直徑分別為0.88,0.74 μm,這說(shuō)明碳氮共滲處理使試驗(yàn)鋼中的碳化物發(fā)生細(xì)化。

圖2 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈周向截面的顯微組織及碳化物粒徑分布Fig.2 Circumferential section microstructures (a-b) and carbide particle size distribution (c) of inner ring after conventional heat treatment (a) and carbonitriding treatment (b)

2.2 顯微硬度與殘余應(yīng)力

由圖3可見(jiàn):碳氮共滲處理后內(nèi)圈表面滲層的顯微硬度隨著距表面距離的增加呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢(shì),亞表面處的顯微硬度最高,為823 HV,在距表面370～400 μm處的硬度降至與常規(guī)熱處理內(nèi)圈試樣幾乎一致,表明碳氮共滲處理的有效硬化層深度在370～400 μm;碳氮共滲處理和常規(guī)熱處理后內(nèi)圈的表面硬度分別為813,744 HV,這說(shuō)明碳氮共滲處理顯著提高了試驗(yàn)鋼的表面硬度。

圖3 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈試樣軸向截面的顯微硬度分布曲線Fig.3 Microhardness distribution curves of axial section of inner ring samples after conventional heat treatment and carbonitriding treatment

由圖4可見(jiàn):碳氮共滲處理后內(nèi)圈試樣的殘余壓應(yīng)力隨著距表面距離的增加逐漸降低,在距表面370～400 μm處降至與常規(guī)熱處理內(nèi)圈試樣幾乎一致;碳氮共滲處理試樣在有效硬化層內(nèi)呈現(xiàn)出比常規(guī)熱處理試樣更高的殘余壓應(yīng)力,最大達(dá)到727 MPa,約是常規(guī)熱處理試樣最大殘余壓應(yīng)力(467 MPa)的1.6倍,這是由于碳氮共滲處理時(shí),碳元素和氮元素會(huì)作為間隙元素?cái)U(kuò)散到鐵晶格中,使得試樣內(nèi)部晶格畸變?cè)黾?大量位錯(cuò)堆積,從而導(dǎo)致其殘余壓應(yīng)力增加[12]。

圖4 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈試樣軸向截面的殘余應(yīng)力分布曲線Fig.4 Residual stress distribution curves of axial section of inner ring samples after conventional heat treatment and carbonitriding treatment

2.3 疲勞壽命

威布爾分布在可靠性工程中被廣泛使用,尤其適用于軸承疲勞壽命的描述[16],其函數(shù)表達(dá)式為

(1)

式中:F(N)為失效概率;N為接觸疲勞失效時(shí)的循環(huán)次數(shù);b為威布爾斜率參數(shù);Ns為特征壽命。

失效概率采用貝納德近似來(lái)估算,公式[17]如下:

(2)

式中:F(i,n)為中位秩;i為失效循環(huán)次數(shù)的秩;n為樣本量。

采用最佳線性不變估計(jì)法來(lái)估算式(1)中的參數(shù)并利用Matlab軟件求解。由表1結(jié)合圖5可知:碳氮共滲處理試樣的b較常規(guī)熱處理試樣低,疲勞壽命的離散性和穩(wěn)定性增強(qiáng);碳氮共滲處理試樣的額定壽命L10、特征壽命L63.2和中值壽命L50分別約為常規(guī)熱處理試樣的5.3倍,6.7倍和6.6倍。以上結(jié)果表明碳氮共滲處理試樣的疲勞壽命相較于常規(guī)熱處理試樣顯著增加,這主要是碳氮共滲后試樣中的碳化物尺寸減小、表面硬度與殘余壓應(yīng)力增加所致。更加彌散且均勻分布的碳化物有助于增強(qiáng)耐磨性和抗疲勞性能[18];試樣表面硬度提高,反映了其抵抗塑性變形的能力增強(qiáng),有利于延緩其疲勞失效;殘余壓應(yīng)力可以抵消試樣承受的部分接觸應(yīng)力,降低實(shí)際接觸應(yīng)力,從而提高其疲勞壽命[19]。

表1 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈試樣的威布爾分布參數(shù)及壽命

圖5 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈試樣的接觸疲勞壽命威布爾分布曲線Fig.5 Weibull distribution curves of contact fatigue life of inner ring samples after conventional heat treatment and carbonitriding treatment

由圖6可見(jiàn):常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理后內(nèi)圈表面的損傷機(jī)理均為剝落;碳氮共滲處理后內(nèi)圈滾道表面只在小面積內(nèi)出現(xiàn)了剝落坑和一些不太明顯的點(diǎn)蝕坑,而常規(guī)熱處理后卻出現(xiàn)了大面積的大塊剝落坑,表明碳氮共滲處理顯著提高了試驗(yàn)鋼的抗接觸疲勞性能。

圖6 接觸疲勞試驗(yàn)后常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈的宏觀形貌Fig.6 Macroscopic morphology of inner ring after conventional heat treatment (a) and carbonitriding treatment (b) after contact fatigue test

接觸疲勞的裂紋萌生方式主要有從表面和從亞表面萌生2種[10]。 由圖7可見(jiàn): 接觸疲勞試驗(yàn)后,常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈均出現(xiàn)了2種裂紋萌生方式, 但常規(guī)熱處理試樣主要是表面萌生方式,而碳氮共滲處理試樣主要是亞表面萌生方式;常規(guī)熱處理試樣經(jīng)接觸疲勞試驗(yàn)后的截面以多層裂紋和層片狀裂紋為主,出現(xiàn)大面積的表層凹坑與淺層剝落,亞表面的裂紋擴(kuò)展方向與滾動(dòng)方向幾乎平行;碳氮共滲處理試樣的截面以點(diǎn)蝕坑和小型剝落坑為主,裂紋從亞表面萌生逐漸擴(kuò)展至表面,并且以單一裂紋為主。

圖7 接觸疲勞試驗(yàn)后常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈試樣的周向和軸向截面形貌Fig.7 Circumferential (a,c) and axial (b,d) section morphology of inner ring samples after conventional heat treatment (a-b) and carbonitriding treatment (c-d) after contact fatigue test

圖8中RD為軋向,ND為軋制面的法向。由圖8可見(jiàn),接觸疲勞試驗(yàn)后,常規(guī)熱處理內(nèi)圈試樣在距表面450 μm的區(qū)域內(nèi)存在大量(111)取向晶粒,而碳氮共滲處理試樣中(111)取向晶粒的數(shù)量大幅減少。這表明碳氮共滲處理有利于晶粒取向相對(duì)擇優(yōu)分布[20],使得塑性變形在一定程度上受到抑制。

圖8 接觸疲勞試驗(yàn)后常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈試樣周向截面的EBSD圖Fig.8 EBSD images of circumferential sections of inner ring samples after conventional heat treatment (a) and carbonitriding treatment (b) after contact fatigue test

2.4 失效機(jī)理

由圖9可見(jiàn):常規(guī)熱處理內(nèi)圈試樣剝落區(qū)周向截面的裂紋由亞表面萌生擴(kuò)展至表面,深度約為89 μm, 主裂紋開(kāi)口約為45°; 沿著主裂紋延伸出大量分支裂紋,在近裂紋開(kāi)口處出現(xiàn)多層裂紋及分支裂紋,并在接近表面處交匯擴(kuò)展至表面。

圖9 接觸疲勞試驗(yàn)后常規(guī)熱處理內(nèi)圈剝落區(qū)域周向截面形貌Fig.9 Circumferential section morphology of spalling area of inner ring after conventional heat treatment after contact fatigue test: (a) at low magnification; (b) area b at high magnification; (c) area c at high magnification; (d) area d at high magnification

由圖10可見(jiàn):碳氮共滲處理內(nèi)圈滾道表面剝落區(qū)周向截面的裂紋同樣從亞表面萌生擴(kuò)展至表面,開(kāi)口淺角約為45°,以單支裂紋為主,裂紋深度約為180 μm;主裂紋開(kāi)口處近表面產(chǎn)生小塊剝落,并形成麻點(diǎn)狀點(diǎn)蝕坑;主裂紋中部出現(xiàn)細(xì)小的分支裂紋,分支裂紋擴(kuò)展至主裂紋,交匯后一起擴(kuò)展至表面;起始處的裂紋面之間存在破碎材料,這是因?yàn)槠鹗继幍募羟袘?yīng)力集中,在循環(huán)加載過(guò)程中,材料變硬,在較大的剪切應(yīng)力下金屬薄片從裂紋面剝落。可知,碳氮共滲處理增強(qiáng)了試驗(yàn)鋼抵抗塑性變形的能力。

圖10 接觸疲勞試驗(yàn)后碳氮共滲處理內(nèi)圈剝落區(qū)域周向截面形貌Fig.10 Circumferential section morphology of spalling area of carbonitriding treated inner ring after contact fatigue test: (a) at low magnification; (b) area b at high magnification; (c) area c at high magnification; (d) area d at high magnification

由圖11結(jié)合以上結(jié)果可知:內(nèi)圈碳氮共滲處理并未改變球軸承的受力狀態(tài)與損傷機(jī)理,改變的主要是亞表面裂紋的萌生位置與二次裂紋的萌生;比起碳氮共滲處理,常規(guī)熱處理內(nèi)圈的亞表面裂紋深度更小且裂紋產(chǎn)生的分支裂紋更多,這是因?yàn)槿粢淮瘟鸭y的尖端更接近于滾道表面,那么其周?chē)鷧^(qū)域產(chǎn)生的應(yīng)力集中就會(huì)更加顯著,從而更容易形成二次裂紋[21],另外碳氮熱處理內(nèi)圈表層具有更高的殘余壓應(yīng)力,也會(huì)抑制裂紋尖端的應(yīng)力集中,同時(shí)降低裂紋的擴(kuò)展速率,使得主裂紋不易產(chǎn)生二次裂紋[22]。

圖11 疲勞接觸試驗(yàn)中常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈的局部接觸狀態(tài)及失效剝落機(jī)理Fig.11 Local contact state and failure spalling mechanism of inner ring after conventional heat treatment (a) and carbonitriding treatment(b) in fatigue contact test

由于軸承在運(yùn)行期間不斷承受著交變應(yīng)力和振動(dòng),這些應(yīng)力和振動(dòng)很容易聚集在亞表面裂紋萌生處,這個(gè)位置一般被認(rèn)為是最大剪切應(yīng)力處,即裂紋誘導(dǎo)應(yīng)力處[23]。在赫茲接觸應(yīng)力下,最大剪切應(yīng)力的深度取決于接觸壓力與接觸半寬,由文獻(xiàn)[24]可以得到

(3)

式中:a為接觸半寬,μm;d為最大剪切應(yīng)力深度,μm;F為單個(gè)球軸承滾珠的載荷,N;R為球軸承滾珠的半徑,mm;E為彈性模量,MPa。

由式(3)計(jì)算得到,6304深溝球軸承的d約為148 μm。在裂紋擴(kuò)展的過(guò)程中,與相鄰點(diǎn)摩擦產(chǎn)生的熱量會(huì)導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展區(qū)域的硬度下降,從而導(dǎo)致局部應(yīng)力升高;在高應(yīng)力的影響下裂紋會(huì)繼續(xù)擴(kuò)展,深度增加,直至軸承疲勞失效,碳氮共滲處理加深了最大動(dòng)態(tài)剪切應(yīng)力所在位置。

在赫茲接觸理論中,LUNDBERG和PALMGREN給出的經(jīng)驗(yàn)公式[25]如下:

(4)

式中:S為疲勞失效概率;τ0為最大動(dòng)態(tài)剪切應(yīng)力;Z0為最大動(dòng)態(tài)剪切應(yīng)力所在深度;N為應(yīng)力循環(huán)次數(shù);c,e,h為常數(shù)。

由式(4)可知,最大動(dòng)態(tài)剪切應(yīng)力越小,最大剪切應(yīng)力位置越深, 疲勞壽命越長(zhǎng)。經(jīng)碳氮共滲處理后,內(nèi)圈的最大剪切應(yīng)力位置加深,最大動(dòng)態(tài)剪切應(yīng)力降低,接觸疲勞裂紋擴(kuò)展的有效驅(qū)動(dòng)力[26]降低,使得疲勞壽命延長(zhǎng)。

3 結(jié) 論

(1) 碳氮共滲處理后GCr15馬氏體鋼軸承內(nèi)圈中的碳化物比常規(guī)熱處理內(nèi)圈中的更加均勻、彌散、細(xì)小,表面顯微硬度和殘余壓應(yīng)力均顯著提高。

(2) 碳氮共滲處理內(nèi)圈的接觸疲勞額定壽命L10、特征壽命L63.2和中值壽命L50分別約為常規(guī)熱處理內(nèi)圈的5.3倍,6.7倍和6.6倍,說(shuō)明碳氮共滲處理是試驗(yàn)鋼提高接觸疲勞壽命的有效方法;這歸因于碳氮共滲處理誘導(dǎo)的加工硬化層和殘余壓應(yīng)力層的協(xié)同作用。

(3) 常規(guī)熱處理和碳氮共滲處理內(nèi)圈的疲勞失效損傷機(jī)理均為剝落,裂紋從亞表面萌生并擴(kuò)展到接觸表面;相較于常規(guī)熱處理,碳氮共滲處理內(nèi)圈的亞表面裂紋萌生處更深,亞表面二次裂紋的萌生與主裂紋的擴(kuò)展得到抑制,抗接觸疲勞性能得到提升。