王 輝,譚小東,劉興剛,田學(xué)鋒,陳曉剛,田 鋒,張國志

(1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院,沈陽 110004;2.鐵嶺閥門 (集團)特種閥門有限責(zé)任公司 遼寧 鐵嶺 112616)

鉻鉬合金化對高錳鋼疲勞性能的影響

王 輝1,譚小東1,劉興剛1,田學(xué)鋒1,陳曉剛2,田 鋒2,張國志1

(1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院,沈陽 110004;2.鐵嶺閥門 (集團)特種閥門有限責(zé)任公司 遼寧 鐵嶺 112616)

研究了鉻鉬合金化對高錳鋼疲勞和耐磨性能的影響.旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗和疲勞斷口分析結(jié)果表明,鉻鉬合金化后,高錳鋼的抗拉強度和屈服強度都有所提高,而延伸率、沖擊韌性和疲勞極限降低.在低循環(huán)應(yīng)力條件下,Cr和Mo的質(zhì)量分數(shù)分別為 0.57%和 0.34%的高錳鋼的疲勞性能低于普通高錳鋼,主要是彌散點狀碳化物容易引發(fā)內(nèi)部疲勞源,加快疲勞失效過程.

高錳鋼;鉻鉬合金化;疲勞性能;S-N曲線;磨料磨損

高錳鋼作為傳統(tǒng)的耐磨材料已得到廣泛應(yīng)用,幾乎被視為萬能耐磨材料[1,2].但在坦克履帶板的服役中,發(fā)現(xiàn)高錳鋼履帶板極易產(chǎn)生裂紋,耐磨性差,其主要原因是坦克履帶板受到的沖擊較小,高錳鋼得不到充分的加工硬化,因而強度和硬度低[3].為了提高高錳鋼的強度和硬度,改善高錳鋼的耐磨性能,在高錳鋼中加入鉻和鉬進行合金化.相關(guān)資料顯示[4～6],加入鉻鉬合金化后,高錳鋼的強度確實提高,裂紋萌生門檻功會上升,裂紋數(shù)量減少,耐磨性提高.但鉻鉬合金化履帶板使用過程中出現(xiàn)斷裂[7].疲勞性能是履帶板的重要性能指標(biāo),有必要研究合金化對高錳鋼疲勞性能的影響.因此,參照國內(nèi)某廠生產(chǎn)的高錳鋼履帶板化學(xué)成分,在高錳鋼中添加少量鉻和鉬,通過金相組織觀察和旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞斷口分析,研究合金化對高錳鋼疲勞性能和低應(yīng)力磨料磨損性能的影響[8,9].

1 試驗方法

1.1 試驗鋼的熔煉及熱處理

采用 500 kg中頻感應(yīng)電爐熔煉鋼水,澆注成Y型試樣.兩種高錳鋼的化學(xué)成分見表 1,表中合金化高錳鋼的化學(xué)成分是參照國內(nèi)某履帶板生產(chǎn)廠目前使用的高錳鋼履帶板成分設(shè)計的.從 Y型試樣上切割試塊,進行水韌處理.奧氏體化溫度為1 100℃,保溫 2 h,水淬.經(jīng)線切割后,加工成機械性能試棒和旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試樣.

表1 高錳鋼的化學(xué)成分 (質(zhì)量分數(shù))Table 1 The composit ion of test steels(mass fraction) %

1.2 鋼的力學(xué)性能測試

在WJ-30萬能材料試驗機上進行拉伸性能測試,試樣尺寸根據(jù) GB/T 1348-1988制備,拉伸速率為 5 mm/min;在 JBW-500型擺錘式?jīng)_擊試驗機上做沖擊試驗,試樣尺寸為 55 mm×10 mm×10 mm,帶 U型缺口,沖擊支點間距為 40 mm.

1.3 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗方法

選擇旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗?zāi)M履帶板的疲勞失效過程,參照 GB4337-84金屬旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗方法,在 PQ1-6純彎曲疲勞試驗機上進行旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗.規(guī)定循環(huán)周次 N=1×107所對應(yīng)的應(yīng)力為疲勞強度極限.試驗機轉(zhuǎn)速為5 000 r/min,應(yīng)力比 R=-1.光滑圓柱形標(biāo)準(zhǔn)試樣的尺寸見圖 1.試樣設(shè)置方式為橫梁式,兩點加載.

圖1 圓柱形標(biāo)準(zhǔn)疲勞試樣Fig.1 Cylindrical standard fatigue spec imen

在試樣中部測量 3點直徑,取最小值作為應(yīng)力最大處直徑 d(測量精度不應(yīng)低于 0.01 mm).先取抗拉強度的一半作為疲勞極限估算值,應(yīng)力增量Δ σ一般取疲勞極限估算值的 3%～5%.在高應(yīng)力區(qū)選擇較大的Δ σ值,在疲勞極限附近選擇較小的Δ σ值.第一根試樣選擇在高于疲勞極限值的應(yīng)力下開始,若第一根試樣在達到規(guī)定循環(huán)周次以前破壞,則下一根試樣的應(yīng)力降低一個Δ σ.若第一根試樣在達到規(guī)定循環(huán)周次時未破壞,則下一根試樣的試驗應(yīng)力增加一個Δ σ.按此方法,直至得到一組有效數(shù)據(jù)為止.若有一根試樣達到規(guī)定循環(huán)周次時未斷裂,則疲勞極限等于此應(yīng)力和比它高一級應(yīng)力的平均值;若試樣在達到規(guī)定循環(huán)周次以前破壞,則疲勞極限等于此應(yīng)力與比其低一級的試樣不破壞應(yīng)力值的平均值.為了提高疲勞極限的可靠度,測定疲勞極限時應(yīng)當(dāng)有兩根以上試樣達到規(guī)定循環(huán)周次不破壞[5].應(yīng)力載荷是利用砝碼單點加載形式,載荷 P(單位:N)與應(yīng)力 σ (單位:MPa)間遵循 P=kd3σ,其中k=0.001 636.

1.4 疲勞斷口形貌及微觀組織觀察

用數(shù)碼相機拍攝疲勞斷口宏觀形貌,用 SSX-550型掃描電子顯微鏡,觀察疲勞斷口微觀形貌;用 OLY MPUS GX51金相顯微鏡觀察試驗鋼熱處理后的金相組織.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 力學(xué)性能

兩種高錳鋼熱處理后的力學(xué)性能見表 2.

表2 鋼的力學(xué)性能Table 2 The mechanicalproperties of the high Mn steels

由表 2可見,鉻鉬合金化高錳鋼的抗拉強度和屈服強度都較普通高錳鋼有所提高,而鉻鉬合金化高錳鋼的延伸率和沖擊韌性比普通高錳鋼低.

2.2 旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗結(jié)果

兩種高錳鋼的彎曲疲勞試驗數(shù)據(jù)見表 3和表 4.圖 2是根據(jù)旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗數(shù)據(jù)繪制的 S-N曲線.隨著循環(huán)應(yīng)力的減小,疲勞壽命逐漸上升.當(dāng)循環(huán)應(yīng)力減小到 250MPa時,普通高錳鋼 SN曲線出現(xiàn)平臺.由表 3可見,循環(huán)應(yīng)力為 275 MPa的 5個試樣中只有 2個試樣的循環(huán)周次達到 107未斷裂.循環(huán)應(yīng)力為 250 MPa的 2個試樣的循環(huán)周次均達到 107未斷裂.取兩者平均得出普通高錳鋼的疲勞極限為 260 MPa.當(dāng)循環(huán)應(yīng)力減小到245 MPa左右時,合金化高錳鋼 S-N曲線出現(xiàn)平臺.由表 4可見,循環(huán)應(yīng)力為 240 MPa,兩個試樣的循環(huán)周次均達到 107未斷裂.循環(huán)應(yīng)力為250 MPa的 3個試樣,均在循環(huán)周次為 106時斷裂,取合金化高錳鋼的疲勞極限為 245 MPa.可見合金化高錳鋼的疲勞極限比普通高錳鋼的疲勞極限低.循環(huán)應(yīng)力為 350MPa時,兩種高錳鋼疲勞壽命幾乎相同.可見,在低應(yīng)力疲勞條件下,鉻鉬合金化高錳鋼疲勞性能低于普通高錳鋼.

表3 普通高錳鋼旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗數(shù)據(jù)Table 3 Exper imental data of the traditional high Mn steel in rotary bending fatigue testing

表4 合金化高錳鋼旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗數(shù)據(jù)Table 4 Exper im ental data of the alloying high Mn steel in rotary bending fatigue testing

2.3 疲勞斷口分析

圖3為兩種高錳鋼旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞斷口掃描電鏡照片.疲勞裂紋萌生都集中在試樣表層和亞表層,裂紋源處有夾雜物,斷口有明顯的疲勞裂紋源區(qū)和裂紋擴展區(qū),因疲勞裂紋萌生和擴展是反復(fù)擠壓摩擦的過程,疲勞壽命大部分消耗在裂紋擴展區(qū).圖 3(a)是普通高錳鋼斷口,可以看出,其裂紋源區(qū)明顯比合金化高錳鋼疲勞裂紋源區(qū)小,這表明普通高錳鋼的疲勞性能比合金化高錳鋼的疲勞性能好,裂紋萌生比較晚.斷口上都存在大量河流花樣,表明兩種高錳鋼的斷裂方式均屬穿晶脆性斷裂.

兩種高錳鋼疲勞斷口的疲勞裂紋擴展區(qū)和疲勞裂紋瞬間斷裂區(qū)也有很大區(qū)別.圖 4(a)和 (b)分別是普通高錳鋼和合金化高錳鋼的疲勞裂紋擴展區(qū),雖然普通高錳鋼所受的循環(huán)應(yīng)力比合金化高錳鋼的循環(huán)應(yīng)力高,但普通高錳鋼疲勞裂紋擴展區(qū)中的疲勞輝紋比合金化高錳鋼更均勻,裂紋間距更小,說明普通高錳鋼在疲勞失效過程中裂紋擴展階段比合金化高錳鋼更長,普通高錳鋼的疲勞性能比合金化高錳鋼的疲勞性能好.

圖4 疲勞斷口裂紋擴展區(qū)形貌Fig.4 The mo rphology of fatigue extended area

對于疲勞裂紋瞬間斷裂區(qū) (見圖 5),雖然普通高錳鋼所受的循環(huán)應(yīng)力整體比合金化高錳鋼所受的循環(huán)應(yīng)力高,但合金化高錳鋼疲勞裂紋瞬間斷裂區(qū)內(nèi)的河流花樣 (圖 5(a))比普通高錳鋼(圖 5(b))更大,更具方向性,這表明合金化高錳鋼的最終斷裂比普通高錳鋼更加劇烈和迅速.這與合金化高錳鋼沖擊韌性低于普通高錳鋼的結(jié)果一致,也解釋了相同循環(huán)應(yīng)力下普通高錳鋼的疲勞壽命比合金化高錳鋼長的原因.綜上可知,普通高錳鋼疲勞過程比合金化高錳鋼更長,更穩(wěn)定,鉻鉬合金化使高錳鋼疲勞性能下降,這與 S-N曲線一致.

2.4 微觀組織

圖6(a)是普通高錳鋼水韌處理后的金相組織,為單相奧氏體組織;鉻鉬合金化高錳鋼經(jīng)水韌處理后,在奧氏體晶粒內(nèi)部有少量彌散點狀碳化物,見圖 6(b),彌散點狀碳化物存在于奧氏體晶粒內(nèi)部起強化基體的作用,強度有所提高.但是碳化物與基體之間由于硬度強度不同,碳化物與基體界面處容易形成裂紋源,使得鉻鉬合金化高錳鋼的沖擊韌性和疲勞性能下降.

3 結(jié) 論

(1)鉻鉬合金化后,高錳鋼的屈服強度和抗拉強度提高,延伸率和沖擊韌性都有降低.

(2)低循環(huán)應(yīng)力情況下,合金化高錳鋼的疲勞性能比普通高錳鋼低,主要是因為加入鉻鉬后形成的點狀碳化物成為疲勞裂紋源,加快了疲勞失效過程.

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Effects of Cr andMoon fatigue property of ZGMn13

W AN G H ui1,TAN X iao-dong1,LIU Xing-gang1,TIAN Xue-feng1,CH EN X iao-gang2,TIAN Feng2,ZHAN G Gui-zhi1

(1.School ofMaterials and Metallurgy,N ortheastern U niversity,Shenyang 110004,China;2. Tieling SpecialValve Co.Ltd.,Tieling 112616,China)

The effects of C r-M o alloying on the fatigue and w ear-resistant properties of ZGM n13 w ere researched,the results of rotary bending fatigue testing and abrasive w ear testing show that the strength and hardness of the high m anganese steel increase by addition of C r-M o,and the w ear-resistant properties of the high m anganese steelw ith C r-M o is better than that of the high m anganese steelw ithout C r-M o.But the toughness and fatigue property of the high m anganese steelw ith C r-M o is low er than that of the high m anganese steelw ithout C r-M o.The reason is that the dispersed carbides of C r andM o form ed in the boundary could induce crack initiation.In the case of low cyclic stress,the fatigue perform ance of the high m anganese steel w ith 0.57%C r-0.341%M o is not as good as the traditional high m anganese steel.

ZGM n13;C r-M o alloying;fatigue property;S-N curve;w ear resistance

TG146.2

A

1671-6620(2010)04-0245-05

2010-08-13.

軍工十一五預(yù)研項目.

王輝 (1985—),男,遼寧錦州人,東北大學(xué)碩士研究生;張國志 (1953—),男,遼寧阜新人,東北大學(xué)教授.

劉興剛 (1967—),男,甘肅會寧人,東北大學(xué)講師,E-mail:liuxinggang@smm.neu.edu.cn.