溫宏權(quán) 姚利松

(寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900)

大型鍛鋼支承輥是現(xiàn)代軋機(jī)的主要零件，一般采用5%Cr鋼經(jīng)冶煉、鍛造、熱處理制作而成[1]。支承輥長期與工作輥滾動(dòng)接觸，由于軋制載荷和軋輥材質(zhì)等原因，往往會(huì)出現(xiàn)各種形式的失效[2- 3]，主要包括點(diǎn)蝕(麻點(diǎn))和剝落兩種，其實(shí)質(zhì)都是支承輥材料在接觸循環(huán)應(yīng)力作用下萌生裂紋并擴(kuò)展導(dǎo)致的疲勞損傷。輥面剝落輕者需要加大磨削量，重者直接導(dǎo)致整個(gè)支承輥報(bào)廢。目前，關(guān)于支承輥接觸疲勞的研究多集中在性能測試、失效分析或力學(xué)計(jì)算方面，對疲勞層的顯微組織特點(diǎn)、疲勞損傷累積及影響疲勞性能的因素等問題則少有報(bào)道[4- 9]。

為此，作者進(jìn)行了支承輥用5%Cr鋼的滾動(dòng)接觸疲勞試驗(yàn)，分析了接觸疲勞材料特征，探討了支承輥的接觸疲勞機(jī)制，為大型鍛鋼支承輥的制造、使用提供參考。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料取自現(xiàn)場報(bào)廢的兩個(gè)支承輥的心部，其化學(xué)成分如表1所示，二者均屬5%Cr的鍛造支承輥用鋼。其中1號為進(jìn)口熱軋支承輥，2號為國產(chǎn)冷軋支承輥。

表1 兩種支承輥的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical compositions of the two backup roll steels (mass fraction) %

為了模擬實(shí)際支承輥工作層的原始材料狀態(tài)，將試驗(yàn)材料分割成尺寸65 mm×65 mm×100 mm的試塊，放在RX4- 48- 11型箱式爐中加熱至950 ℃保溫3 h，出爐風(fēng)冷，然后在550～560 ℃回火3 h；熱處理后的試塊硬度在50 HRC左右。最后將試塊加工成疲勞試樣(具體尺寸見圖1)。

圖1 接觸疲勞試樣Fig.1 Contact fatigue test samples

接觸疲勞試驗(yàn)在JPM- 30型滾動(dòng)接觸疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。試樣轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，滑差率為5%，采用20號機(jī)油冷卻。試驗(yàn)的接觸應(yīng)力在1 500～2 000 MPa范圍內(nèi)分5級取值以模擬不同軋制工況。試驗(yàn)結(jié)果采用雙參數(shù)威布爾分布函數(shù)統(tǒng)計(jì)分析，繪制P-S-N曲線。以額定失效概率P=10%、循環(huán)次數(shù)N=3×107時(shí)的接觸應(yīng)力S值作為疲勞極限，即試驗(yàn)材料的疲勞強(qiáng)度值。

接觸疲勞試驗(yàn)完成后，選取有代表性的主試樣環(huán)進(jìn)一步剖切取樣，采用CSM Micro- scratch Tester型顯微壓痕測試儀測試疲勞層顯微硬度，測量壓力2 N，測點(diǎn)間距100 μm，測量深度范圍0～2 000 μm；用Keyence VE- 9800 3D型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察剝落斷口形貌；用LSM5 PASCAL型光學(xué)顯微鏡(OM)、JEOL JEM- 200CX型透射電子顯微鏡(TEM)觀察疲勞層的顯微組織。

此外，按照YB/T 5148—1993《金屬平均晶粒度測定方法》測試了1號、2號實(shí)際支承輥工作表面的原始奧氏體晶粒大小。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 疲勞強(qiáng)度

圖2為兩種支承輥鋼的P-S-N曲線。在P=10%、N=3×107條件下，1號支承輥鋼的疲勞強(qiáng)度為1 249 MPa，2號支承輥鋼的疲勞強(qiáng)度為1 070 MPa。

圖2 (a)1號和(b)2號支承輥鋼的P- S- N曲線Fig.2 P- S- N curves of backup roll steels (a) No.1 and (b) No.2

2.2 剝落斷口

圖3為接觸疲勞試驗(yàn)環(huán)表面典型剝落斷口的形貌?？梢姡佑|面上普遍存在數(shù)量不一的孤立或少數(shù)連接成片的麻點(diǎn)剝落坑，剝落坑俯視呈鱗片狀，坑底有大量裂紋擴(kuò)展小臺階，鱗片的尖端指向裂紋源；其縱截面形狀呈“V”字形[5]；縱截面發(fā)現(xiàn)有大量疲勞微裂紋，裂紋走向多與表面成15°～30°夾角，疲勞層局部有微觀塑性變形的痕跡。

圖3 接觸疲勞剝落斷口形貌Fig.3 Fracture appearances of contact fatigue

2.3 顯微硬度

圖4為接觸疲勞試驗(yàn)環(huán)斷面硬度分布。在距離試樣接觸表面約1 100 μm的深度范圍內(nèi)，與基體硬度約540 HV相比，接觸疲勞層的顯微硬度有不同程度的升高，最大硬化程度約為90 HV，最大硬度對應(yīng)于深度y≈400 μm。

圖4 顯微硬度沿深度y的分布Fig.4 Micro- hardness distribution along the depth y

2.4 顯微組織

圖5為接觸疲勞試驗(yàn)環(huán)橫截面不同深度的顯微組織(深度y=400 μm代表疲勞層位置，y=1 200 μm代表基體位置)。由圖5可見，試樣原始組織主要為板條馬氏體和部分條狀貝氏體，接觸疲勞后，表層的馬氏體和貝氏體發(fā)生破碎，同時(shí)伴隨著納米碳化物顆粒的析出、位錯(cuò)密度增大等一些顯微組織的變化。

3 分析與討論

支承輥的接觸疲勞壽命是支承輥所承受的接觸載荷、支承輥材料、以及輥面粗糙度、冷卻潤滑甚至輥形結(jié)構(gòu)等多種復(fù)雜因素共同作用的結(jié)果[4- 6,9]。

3.1 接觸應(yīng)力

按照Hertz接觸力學(xué)理論[10]，支承輥表面最大接觸壓應(yīng)力為：

圖5 支承輥鋼接觸疲勞層的顯微組織Fig.5 Microstructures of contact fatigue layer of the backup roll steel

(1)

(2)

式中：P為軋制載荷，B為支承輥和工作輥的接觸長度，b為接觸半寬，R1、R2為支承輥和工作輥的半徑，E1、E2為支承輥和工作輥的彈性模量，ν1、ν2為支承輥和工作輥的泊松比。

除正應(yīng)力外，在深度y=0.786b位置處，主剪切應(yīng)力達(dá)最大值τ45=0.301pmax；在深度y=0.5b位置處，正交剪切應(yīng)力最大值τxy=0.256pmax。各接觸應(yīng)力分布如圖6所示。按照Tresca準(zhǔn)則，當(dāng)最大剪應(yīng)力達(dá)到或超過剪切屈服極限k時(shí)，材料會(huì)發(fā)生塑形變形。因此，支承輥材料的屈服強(qiáng)度對其接觸疲勞性能十分重要。

圖6 接觸應(yīng)力分布Fig.6 Distribution of contact stresses

對于本接觸疲勞試驗(yàn)，取P=650 kg，B=5 mm，R1=R2=30 mm，E1=E2=220 GPa，v1=v2=0.3，則試樣環(huán)的接觸半寬b=0.45 mm，最大壓應(yīng)力pmax=1 826 MPa。試樣環(huán)最大主剪切應(yīng)力τ45=550 MPa，對應(yīng)位置在y=0.35 mm深度處；最大正交剪切應(yīng)力τxy=467 MPa，對應(yīng)位置在y=0.23 mm深度處。最大剪切應(yīng)力位置深度與顯微硬化極值深度y=0.4 mm接近。

因此，在對稱循環(huán)剪切應(yīng)力τxy和脈動(dòng)循環(huán)剪切應(yīng)力τ45的作用下，當(dāng)實(shí)際剪切應(yīng)力超過材料剪切屈服極限k時(shí)，支承輥接觸表面或次表面材料會(huì)發(fā)生微觀塑性變形，晶體內(nèi)位錯(cuò)增殖、運(yùn)動(dòng)、塞積，位錯(cuò)密度增加，達(dá)到一定的程度后產(chǎn)生微裂紋，即疲勞源。在τxy及τ45的持續(xù)交互作用下，微裂紋向表面擴(kuò)展，疲勞微裂紋相互貫通形成斷口上的擴(kuò)展小臺階，上、下裂紋面的相互摩擦和擠壓，就形成了接觸疲勞斷口特有的鱗片狀花樣[5]。實(shí)際支承輥的疲勞剝落斷口如圖7所示。

圖7 實(shí)際支承輥的剝落斷口Fig.7 Spalling of the backup roll

3.2 晶粒度

圖8為采用氧化法得到的兩個(gè)支承輥的原始奧氏體晶粒形貌。1號支承輥的原始奧氏體平均晶粒尺寸為17.27 μm，對應(yīng)8.5級晶粒度；2號支承輥平均晶粒尺寸為20.62 μm，對應(yīng)8.0級晶粒度。1號支承輥的晶粒更細(xì)小，與其疲勞強(qiáng)度較高存在明顯對應(yīng)關(guān)系。

3.3 疲勞損傷累積

疲勞壽命與次表層材料的疲勞應(yīng)力和疲勞損傷之間的關(guān)系可表示為：

(3)

圖8 (a)1號和(b)2號支承輥的原始奧氏體晶粒度Fig.8 Prior austenite grains of the backup rolls (a) No.1 and (b) No.2

式中：p0為接觸應(yīng)力，N為疲勞壽命，m、C為由試驗(yàn)確定的材料疲勞壽命特征常數(shù)。代入最大正交剪應(yīng)力幅Δτxy=2τxy=0.5pmax后，可知剪切應(yīng)力與壽命之間的關(guān)系。

根據(jù)Miner線性疲勞累積損傷理論，累積疲勞損傷可由式(4)計(jì)算：

(4)

式中：D為由不同水平應(yīng)力循環(huán)引起的累積疲勞損傷，ni為對應(yīng)于應(yīng)力σi的循環(huán)次數(shù)，Ni為對應(yīng)于應(yīng)力σi的材料疲勞極限。

結(jié)合式(3)和式(4)，循環(huán)剪切應(yīng)力引起的次表層疲勞損傷可表示為：

(5)

圖9為據(jù)此計(jì)算得到的支承輥使用過程接觸疲勞損傷分布?？梢姡S著周期性循環(huán)使用及修磨次數(shù)的增加，支承輥次表層接觸疲勞損傷整體向表面方向移動(dòng)，損傷最大值所處深度小于0.5b，累積損傷值D逐漸增大，最終二者均趨于某一恒定值。

圖9 多次使用和修磨后疲勞損傷分布Fig.9 Fatigue damage distribution after cyclic use and dressing

因此，確定最佳下機(jī)磨削時(shí)間和磨削量，特別是在使用初期制定特殊的適應(yīng)性磨削工藝，使疲勞損傷盡早達(dá)到安全合理穩(wěn)定值， 做到既能有效控制滾動(dòng)接觸疲勞以預(yù)防材料因疲勞而失效, 又能最大限度降低打磨工作量和材料消耗，從而延長支承輥的使用壽命，是大型鍛鋼支承輥實(shí)際使用與維護(hù)過程中的一項(xiàng)重要任務(wù)。

4 結(jié)論

(1)1號進(jìn)口支承輥的疲勞強(qiáng)度為1 249 MPa，2號國產(chǎn)支承輥的疲勞強(qiáng)度為1 070 MPa，進(jìn)口支承輥由于晶粒細(xì)小而具有更高的接觸疲勞抗力。

(2)在交變接觸應(yīng)力作用下，支承輥疲勞層呈現(xiàn)局部硬度升高、馬氏體和貝氏體破碎等一系列組織結(jié)構(gòu)與性能變化。

(3)隨著循環(huán)使用及修磨次數(shù)的增加，支承輥次表層接觸疲勞最大損傷位置向表面方向移動(dòng)，累積損傷值逐漸增大，最終二者均趨于某一恒定值。

[1] 于瑞芝，劉成業(yè). 我國支承輥材料的發(fā)展過程及熱處理工藝簡介[J]. 大型鑄鍛件, 2007(5):46- 48.

[2] 朱法義, 姚枚. 關(guān)于接觸疲勞破壞分類的討論[J]. 金屬科學(xué)與工藝, 1983, 2(2):21- 29.

[3] 邵爾玉, 李訓(xùn)教. 接觸疲勞強(qiáng)度研究概況及展望[J].洛陽工學(xué)院學(xué)報(bào)，1986(1):48- 57.

[4] 楊于興. 冷軋工作輥表面疲勞剝落機(jī)理的研究[J]. 上海金屬, 1992, 14(4):38- 43.

[5] 胡怡. 接觸疲勞形貌與組織的關(guān)系[J]. 燕山大學(xué)學(xué)報(bào), 2001, 25(2):183- 186.

[6] 胡怡，肖福仁，喬桂英. 六輥軋機(jī)中間輥用鋼接觸疲勞性能研究[J]. 鋼鐵, 2000, 35(7):44- 47.

[7] 張娟娟, 高元安, 葉健熠, 等. 某超硬不銹鋼的接觸疲勞P-S-N曲線的測定[J]. 材料開發(fā)與應(yīng)用, 2003, 18(5):35- 39.

[8] 趙駿韋，陳宸，胡正飛，等. U75V貨運(yùn)重軌服役損傷及裂紋擴(kuò)展行為研究[J].上海金屬，2011, 33(1):13- 17.

[9] 王玉輝，劉利剛，蔡大勇. 支承輥鋼接觸疲勞過程中的表層組織變化[J]. 中國表面工程, 2012, 25(6):85- 89

[10] JOHNSON K L. Contact Mechanics [M]. Cambridge:Cambridge University Press, 1985.