1、渗碳 M50NiL 钢磨削表面完整性特征及疲劳失效机理 娄艳芝 李春志 李旭东 谢孝昌 赵振业 中国航发北京航空材料研究院 摘 要： 用光学显微镜、扫描电子显微镜 (SEM) 、原子力显微镜 (AFM) 、显微硬度计、残余应力测定仪, 分析研究渗碳 M50NiL 钢普通磨削和精密磨削两种工艺的表面完整性特征, 通过旋转弯曲疲劳实验实测两种试样的疲劳性能, 并对疲劳实验结果进行模拟分析。结果表明:在不考虑表面加工缺陷的理想情况下, 渗碳M50NiL 钢旋转弯曲疲劳裂纹在亚表面起源;普通磨削产生的表面应力集中, 将疲劳源从亚表面移至表面;精密磨削通过优化磨削工艺改善了表面变质层特征, 有效抑制了加
2、工表面应力集中敏感, 将疲劳源从表面回归至亚表面;旋转弯曲疲劳寿命最高可提高 30 倍, 平均提高 15 倍。关键词： M50NiL 钢; 磨削; 表面完整性; 疲劳; 失效机理; 作者简介：娄艳芝 (1974) , 女, 博士, 高级工程师, 主要从事金属材料工艺、组织及性能研究, (E-mail) 。收稿日期：2017-07-18基金：973 项目资助Surface Integrity Characteristics and Fatigue Failure Mechanism of Carburized M50NiL SteelLOU Yanzhi LI Chunzhi LI Xudong
3、 XIE Xiaochang ZHAO Zhenye AECC Beijing Institute of Aeronautical Materials; Abstract： The surface integrity of carburized M50NiL steel was studied by optical microscopy, scanning electron microscopy (SEM) , atomic force microscopy (AFM) , microhardness tester and residual stress tester.The fatigue
4、properties of the two specimens were measured by the rotational bending fatigue test, and the fatigue test results were simulated and analyzed.The results show that the rotation bending fatigue of carburized M50NiL steel is originated in the sub-surface in the ideal case without considering the surf
5、ace processing defects.The surface stress concentration factor produced by general grinding causes the fatigue source to be moved from the surface to the sub-surface.Precise grinding improves the surface quality by optimizing the grinding process, effectively restrains the stress concentration of th
6、e working surface, and returns the fatigue source from the surface to the sub-surface.The maximum rotary bending fatigue life can be increased by 30 times and the average is 15 times.Keyword： M50NiL steel; grinding; surface integrity; fatigue; failure mechanism; Received： 2017-07-18航空工业的发展对轴承、齿轮的寿命和
7、可靠性要求愈来愈高。长寿命、高可靠和结构减重是航空工业永恒的追求目标。为了提高构件寿命及可靠性, 一般通过改善组织性能、提高机械加工水平以及研发新材料来实现。M50Ni L 钢是美国 20 世纪 80 年代在 M50 钢的基础上改型成功的一种表层硬化型航空轴承齿轮钢1。它是一种低碳, 高钼、镍、铬含量的二次硬化型钢, 硬度为 HRC4246, 具有较好的塑性和韧性2, 回火后使用温度可高达 316。M50Ni L 钢具有优良的化学热处理性能, 化学热处理后可在表面层形成较高的残余压应力, 有利于提高疲劳寿命。目前, 在美国、欧盟等国家, M50Ni L 钢被普遍用于航空轴承和齿轮, 在我国尚处
8、于应用起步阶段3-8, 有着巨大的潜力和广泛的应用前景。M50Ni L 钢有一突出弱点, 就是疲劳强度对应力集中敏感。如果在机械制造过程中, 构件表面出现超出设计规定的加工损伤, 则会在表面附加一个应力集中, 大幅度降低疲劳寿命。现有数据表明9-10, 轴承和齿轮的失效均以疲劳失效为主, 疲劳多起源于构件表面, 与加工缺陷直接相关。可见, 合理控制机械加工过程中的表面完整性, 减少表面加工损伤, 是提高 M50Ni L 构件疲劳性能的有效途径之一。1 实验材料与方法材料为 M50Ni L 超高强度轴承齿轮钢, 由北京航空材料研究院与抚顺特钢联合研制生产, 采用“VIM+VAR”双真空熔炼, 锻
9、轧开坯成材11, 其主要化学成分如表 1 所示。表 1 M50Ni L 钢主要化学成分 (质量分数%) Table 1 Composition of M50Ni L steel (mass fraction%) 下载原表 M50Ni L 钢经渗碳和热处理之后进行磨削加工, 磨削加工工艺分为两种, 一种是普通磨削, 进给量为 10m;另一种是精密磨削, 进给量为 3m, 其他磨削参数相同。采用扫描电子显微镜 (SEM) 、原子力显微镜 (AFM) 、维氏硬度计、X 射线残余应力仪、透射电子显微镜 (TEM) 等观察两类试样的表面完整性和表面变质层差异12, 通过旋转弯曲疲劳实验评价其疲劳性能,
10、比较疲劳行为, 进行疲劳失效分析, 探讨失效机理。M50Ni L 钢 Kt=1 旋转弯曲疲劳试样如图 1 所示:图 1 M50Ni L 钢旋转弯曲疲劳试样 (Kt=1) Fig.1 Diagram of rotating bend fatigue specimen of M50Ni L steel (Kt=1) 下载原图2 实验结果用扫描电子显微镜观察磨削表面, 结果如图 2 所示。与普通磨削相比, 精密磨削表面粗糙度较小, 表面磨痕较浅。试样表面的 AFM 形貌及轮廓图如图 3 所示。表面粗糙度分别为普通磨削0.123m, 精密磨削 0.054m。M50Ni L 钢对应力集中非常敏感, 强度
11、越高, 敏感性越大。因机械加工表面形貌的不同, 会产生不同的表面应力集中系数。根据 Arola 和 Ramulu 关于应力集中的经验公式 (1) , 可以计算出两种加工表面的表面应力集中系数 Kst。结果如表 2 所示。式中:n 为比例系数;R a为平均粗糙度;R y为波峰到波谷的最大值;R z为十点平均值; 为磨削产生波谷底部的最小曲率半径。M50Ni L 钢磨削是在渗碳层上进行的, 磨削余量约 0.2 mm。M50Ni L 钢渗碳后距表面 0.2 mm 处的硬度约为 62.8HRC。磨削后测定的硬度梯度是渗碳层硬度与磨削表面变质层硬度叠加的结果。磨削表面变质层的显微硬度场如图 4 所示。普
12、通磨削和精密磨削两类试样表面的显微硬度是任意五个点显微硬度的平均值, 分别为 800HV 和 799HV, 将其转换成洛氏硬度约为 64HRC, 较磨削前提高 1.2HRC。从磨削产生的表面硬化层深度来看, 普通磨削和精密磨削产生的硬化层深度分别为 100m 和 80m。可见, 磨削会在试样表面产生硬化层, 硬化层深度与磨削工艺密切相关, 减小进给量可明显降低硬化层深度;磨削表面硬度可提高 1.2HRC, 两种不同磨削工艺导致的硬度差异可以忽略不计。图 2 磨削表面形貌 (SEM) (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.2 SEM topography of grinding surf
13、ace (a) general grinding; (b) precision grinding 下载原图图 3 磨削表面三维形貌和截面轮廓图 (AFM) (a) , (b) 普通磨削; (c) , (d) 精密磨削 Fig.3 Three dimensional AFM topography and profile of grinding surface (a) , (b) general grinding; (c) , (d) precision grinding 下载原图表 2 磨削表面应力集中系数 Kst Table 2 Grinding surface stress concentr
14、ation factor Kst 下载原表 采用电解剥层法测定表面变质层的残余应力场, 结果如图 5 所示。图 5 中近似水平线为渗碳状态残余应力, 约为-81 MPa。比较可知, 普通磨削和精密磨削产生的残余应力场深度无明显区别, 均在 2030m 范围内;表面残余应力均为压应力, 压应力值分别为-281 MPa 和-537 MPa。精密磨削明显提高了表面残余压应力值。图 4 表面变质层显微硬度与深度的关系 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.4 Hardness-depth curves of grinding deterioration layer (a) general gr
15、inding; (b) precision grinding 下载原图用扫描电子显微镜观察两种工艺的表面变质层组织, 结果如图 6 所示。由图 6可见, 除表面粗糙度引起的表面形貌差异外, 其他无明显区别。用透射电子显微镜观察磨削表面变质层组织, 结果如图 7 所示。分析表明, 两种磨削工艺产生的表面变质层均组织细小, 类似于多晶, 选区电子衍射呈环状;普通磨削试样的观察区域内可见一定量的残余奥氏体。图 5 磨削表面变质层残余应力与深度的关系 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削Fig.5 Residual stress-depth curves of grinding deteriorati
16、on layer (a) general grinding; (b) precision grinding 下载原图图 6 磨削表面变质层组织 SEM 照片 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.6 Microstructure of grinding deterioration layer (SEM) (a) general grinding; (b) precision grinding 下载原图图 7 透射电子显微 (TEM) 照片 (a) 普通磨削 (明场像) ; (b) 普通磨削 (SAED) ; (c) 精密磨削 (明场像) ; (d) 精密磨削 (SAED) Fig.7
17、TEM observation of grinding deterioration layer (a) BFI (bright field image) of general grinding; (b) SAED (selected area electron diffraction) of general grinding; (c) BFI of precision grinding; (d) SAED of precision grinding 下载原图采用室温旋转弯曲疲劳 (K t=1) 实验, 比较普通磨削和精密磨削两类试样在1300 MPa 载荷下的疲劳寿命, 结果如表 3 所示,
18、平均疲劳寿命分别为 4.510周次和 6.810 周次。精密磨削试样的平均疲劳寿命提高约 15 倍。表 3 两种试样的旋弯疲劳寿命对比 (Kt=1, =1300 MPa) Table 3 Comparison of rotating bending fatigue life of two kinds of specimens (Kt=1, =1300 MPa) 下载原表 M50Ni L 钢旋转弯曲疲劳断口全貌如图 8 所示。普通磨削疲劳断口属于单源断裂, 疲劳源位于表面;精密磨削疲劳断口也属于单源断裂, 疲劳源位于亚表面。图 9 为疲劳源局部放大像, 普通磨削疲劳起源于表面加工刀痕不连续处;精
19、密磨削疲劳起源于亚表面夹杂物, 呈“鱼眼”状13, 即图 9 (b) 中黑色扇形区, 夹杂物宽约 10m, 长约 35m。可见, 精密磨削将疲劳源迁至亚表面, 改变了裂纹起始特征。图 8 旋转弯曲疲劳断口全貌 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.8 Fracture surface morphology of rotational bending fatigue (a) general grinding; (b) precision grinding 下载原图图 9 旋转弯曲疲劳源 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.9 Rotational bending fatigue
20、 source (a) general grinding; (b) precision grinding 下载原图3 分析讨论旋转弯曲疲劳试样工作区直径为 D=7.5 mm, 旋转弯曲疲劳过程中应力沿深度方向呈线性变化, 如图 10 所示。由图 10 可见, 旋转弯曲疲劳试样表面载荷最大, 疲劳起源于表面的可能性最大。由实验得到的 M50Ni L 渗碳钢的硬度随深度变化曲线如图 11 所示。一般情况下, 塑性变形导致的硬度升高可以提高构件的疲劳强度, 且疲劳强度与硬度之间近似正比关系。可以将硬度值当作无量纲量, 将其倒数作为影响应力的一个比例系数。实验数据表明, 渗碳 M50Ni L 钢磨削表
21、面层有一定的残余压应力。残余压应力能大大提高构件的疲劳强度, 它通过改变表面层的应力状态, 与外加工作应力共同发挥作用14。残余压应力可以与外加应力直接叠加, 成为作用到试样上的应力。另外, 从两种磨削工艺残余应力场 (如图 5 所示) 结果可以看出, 磨削后试样的表层有一定的残余压应力, 深度在 2030m 范围内, 再向试样直至渗碳层深度 1.2 mm 之间近似为渗碳层残余应力场, 约为-81 MPa。基于以上数据, 可以将两种工艺残余应力场进行简化, 结果如图 12 所示。图 1 0 旋转弯曲疲劳应力分布 Fig.10 Stress distribution of rotational
22、bending fatigue 下载原图图 1 1 渗碳 M50Ni L 钢硬度-深度曲线 Fig.11 Hardness-depth curve of carburized M50Ni L steel 下载原图基于以上假设, 得到渗碳 M50Ni L 钢旋转弯曲疲劳试样相对应力分布系数 f0 (h) , 如式 (2) 所示。图 1 2 残余应力-深度简化示意图 (a) 普通磨削; (b) 精密磨削 Fig.12 Simplified schematic diagram of residual stress-depth curve (a) general grinding; (b) preci
23、sion grinding 下载原图式中:h 为深度, (h) 为外加应力分布; r (h) 为残余应力分布;H (h) 为硬度分布;n 为比例系数。将各参量值代入式 (2) , 可以得到旋转弯曲疲劳试样上相对应力分布系数 f0随深度的变化关系, 如图 13 所示。由图 13 可见, 若只考虑硬度和残余应力的影响, 两种工艺疲劳均应起源于亚表面, 疲劳源深度分别为普通磨削 28m 和精密磨削 27m。另外, 因表面粗糙度引起的表面应力集中系数 Kst的差异也是影响疲劳起源的重要因素, 加入 Kst这一影响因素后, M50Ni L 渗碳钢旋转弯曲疲劳试样相对应力分布系数 f (h) 表达式如式
24、(3) 所示。将各参量值代入式 (3) , 结果如图 14所示。图 1 3 f0-h 曲线 (a) 普通磨削; (b) 普通磨削局部放大; (c) 精密磨削; (d) 精密磨削局部放大 Fig.13 f0-h curves (a) general grinding; (b) local amplification of Fig. (a) ; (c) precision grinding; (d) local amplification of Fig. (c) 下载原图图 1 4 f-h 曲线 (a) 普通磨削; (b) 普通磨削局部放大; (c) 精密磨削; (d) 精密磨削局部放大 Fig.
25、14 f-h curves (a) general grinding; (b) local amplification of Fig. (a) ; (c) precision grinding; (d) local amplification of Fig. (c) 下载原图考虑到表面应力集中系数的影响后, 普通磨削参量 f 的最大值从亚表面移至表面, 若将 f 的 7%波动范围作为疲劳源可能位置, 则疲劳只能在表面起源。只有当组织等其他因素差异非常大, 超过 7%时, 疲劳源才有可能出现于亚表面。精密磨削虽然也产生一定的表面应力集中系数, 但 f 最大值仍位于亚表面27m 处, 疲劳起源于亚
26、表面。考虑到微观组织的不均匀性, 若将 f 的 2%波动范围作为疲劳源可能位置, 则疲劳源位于亚表面 15112m 范围内。若将 f 的5%波动范围作为疲劳源可能位置, 则疲劳源位于亚表面 10228m 范围内。由疲劳实验结果可知, 实测的疲劳源深度分别为 122m, 184m, 112m, 75m, 30m, 77m, 405m, 88m, 共 8 例, 其中在 15112m 范围起源5 例, 占 62.5%;在 10228m 范围起源 7 例, 占 87.5%。另外, 疲劳源深度大于 100m 的四个试样的平均寿命为 3.88510 周次, 而疲劳源最接近 f 最大值的一例为深度 30m,
27、 寿命 1.3410 周次, 是疲劳源深度100m 以上试样平均寿命的 3.45 倍。可见, 钢中微观组织的差异, 如夹杂物的存在, 导致局部产生一定的应力集中, 降低疲劳寿命 70%以上。钢中夹杂物的数量、尺寸、形态分布等各不相同, 在现代技术条件下, 完全去除钢中的夹杂物是不可能的。实验得到的疲劳源深度的分散性反映了钢中的夹杂物水平。4 结论(1) 精密磨削改善了试样的表面完整性特征, 主要表现在降低表面粗糙度、表面应力集中系数以及磨削产生的变质层厚度, 增大表面残余压应力和改善表面变质层微观组织等。(2) 在不考虑表面应力集中系数影响的情况下, 渗碳 M50Ni L 钢普通磨削和精密磨削
28、两种工艺疲劳均起源于亚表面, 疲劳源深度相同, 为亚表面 2728m 范围内。(3) 机械加工产生的表面缺陷导致一定的表面应力集中。在此情况下, 普通磨削相对应力分布系数 f 最大值位于表面, 之后急剧降低, 疲劳在表面起源的可能性很高;而精密磨削 f 最大值依旧位于亚表面 27m 处, 是疲劳最有可能起源的位置。将相对应力 5%波动范围作为疲劳源可能位置, 疲劳源位于亚表面10228m 范围内。(4) 精密磨削通过改善表面变质层特征, 有效抑制了加工表面应力集中敏感, 将疲劳源从表面回归亚表面, 旋转弯曲疲劳寿命最高提高 30 倍, 平均提高 15倍。(5) 钢中微观组织的差异, 如夹杂物的
29、存在, 导致局部产生一定的应力集中, 降低疲劳寿命 70%以上。参考文献1PEARSON P K, DICKINSON T W.The role of carbides in performance of high-alloy bearing steelsCHOO J J C.Effect of steel manufacturing processes on the quality of bearing steels, ASTM STP 987.Philadelphia, PA:American Society for Testing and Materials, 1988:113. 2夏恭
30、枕.中国航空材料手册M.北京:中国标准出版社, 1988. 3郑艳华, 刘秀莲, 班君, 等.M50Ni L 材料复合化学热处理后残余应力的预测J.轴承, 2016 (12) :20-22. (ZHENG Y H, LIU X L, BAN J, et al.Prediction for residual stress of material M50Ni L after composite chemical heat treatingJ.Beering, 2016 (12) :20-22.) 4ASTM International.Standard test methods for deter
31、mining the inclusion content of steel:ASTM E 452013S.West Conshohocken, PA:ASTM International, 2013. 5娄艳芝, 罗庆洪, 李春志, 等.M50Ni L 高温渗碳轴承钢中 Fe2Mo 析出相的电镜观察J.航空材料学报, 2012, 32 (4) :44-47. (LOU Y Z, LUO Q H, LI C Z, et al.TEM technology to Fe2Mo in M50Ni L high temperature carburizing bearing steelJ.Journal
32、 of Aeronautical Materials, 2012, 32 (4) :44-47.) 6FU Y Q, GU Y W, BATCHELOR A W, et al.Investigation of fracture toughness of deep carburised M50Ni L steel under different tempering temperaturesJ.Materials Science and Technology, 1998 (14) :461. 7丁开勇, 李雷, 冀国良, 等.M50Ni L 轴承钢的奥氏体晶粒长大行为J.材料热处理学报, 2016
33、, 37 (11) :166-171. (DING K Y, LI L, JI G L, et al.Austenite grain growth behaviours of M50Ni L bearing steelJ.Transactions of Materials and Heat Treatment, 2016, 37 (11) :166-171.) 8HARRIS T A, SKILLER J, SPITZER R F.On the fatigue life of M50Ni L rolling bearingsJ.Tribology Transactions, 1992 (35)
34、 :731. 9赵振业.高强度合金抗疲劳应用技术研究与发展J.中国工程科学, 2005, 7 (3) :90-94. (ZHAO Z Y.Investigation and development status of the application technology to improve fatigue behavior of high strength alloysJ.Engineering Science, 2005, 7 (3) :90-94.) 10赵振业.材料科学与工程的新时代J.航空材料学报, 2016, 36 (3) :1-6. (ZHAO Z Y.A new age of
35、materials science and engineeringJ.Journal of Aeronautical Materials, 2016, 36 (3) :1-6.) 11朱学仪, 陈训浩.钢的检验M.北京:冶金工业出版社, 1992. 12罗庆洪, 贺自强, 汤春峰, 等.M50Ni L 钢磨削表面完整性特征及变质层厚度表征方法J.北京科技大学学报, 2013, 35 (2) :201-206. (LUO Q H, HE Z Q, TANG C F, et al.Grinding surface integrity character and modificative layer
36、 depth test of M50Ni L steelJ.Journal of University of Science and Technology Beijing, 2013, 35 (2) :201-206.) 13LIMODIN N, VERREMAN Y.Fatigue strength improvement of a 4140 steel by gas nitriding:influence of notch severityJ.Materials Science and Engineering:A, 2006 (435/436) :460. 14罗庆洪, 李春志, 娄艳芝, 等.磨削工艺对渗碳 M50Ni L 钢表面变质层微观结构和性能及疲劳性能影响J.金属学报, 2012, 48 (2) :194-198. (LUO Q H, LI C Z, LOU Y Z, et al.Grinding process effect on surface modificative layer microstructure, property and fatigue behavior of carburized M50Ni L steelJ.Acta Metallurgica Sinica, 2012, 48 (2) :194-198.)
