戴 釗, 郭 智, 龍曉燕,3, 馮曉勇, 劉 偉, 張福成, 李艷國

(1. 燕山大學(xué) 亞穩(wěn)材料制備技術(shù)與科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河北 秦皇島 066004;2. 秦皇島港股份有限公司 第七港務(wù)分公司, 河北 秦皇島 066004;3. 廣州航海學(xué)院 輪機(jī)工程學(xué)院, 廣東 廣州 510725;4. 華北理工大學(xué) 冶金與能源學(xué)院, 河北 唐山 063210)

軸承作為工業(yè)中重要的零部件之一,其設(shè)計(jì)制造生產(chǎn)水平體現(xiàn)了一個國家的制造業(yè)水平,尤其是高端軸承的生產(chǎn),更是一個國家高精尖技術(shù)的體現(xiàn),受到學(xué)者的廣泛關(guān)注[1-2]。軸承鋼自誕生之初,主要以高碳鉻軸承鋼為主,通過淬火、回火處理得到以馬氏體為基體,分布著未溶碳化物的馬氏體軸承鋼,但這種軸承鋼雖然有較高的硬度,但沖擊吸收能量較低。后來開發(fā)出在馬氏體相變點(diǎn)以上等溫生產(chǎn)軸承的工藝,開發(fā)出了下貝氏體軸承鋼,下貝氏體軸承鋼硬度較馬氏體軸承鋼稍低,但沖擊吸收能量能達(dá)到馬氏體軸承鋼的3倍[3-4]。21世紀(jì)初,Caballero等[5]在高碳鋼中加入適量的Si,通過低溫長時(shí)間等溫淬火獲得一種由貝氏體鐵素體和高碳?xì)埩魥W氏體兩相組成的貝氏體組織,其貝氏體鐵素體厚度達(dá)到納米級別,這種納米級別的無碳化物貝氏體鋼不僅具有與馬氏體鋼相當(dāng)?shù)挠捕?而且具有比傳統(tǒng)下貝氏體鋼更高的沖擊吸收能量[6-7]。

納米貝氏體通過在傳統(tǒng)貝氏體的基礎(chǔ)上添加適量的Si元素抑制碳化物的析出,在貝氏體相變溫度區(qū)間進(jìn)行等溫,得到由貝氏體鐵素體板條和板條間富碳的殘留奧氏體薄膜組成的納米貝氏體組織。由于Si元素是非碳化物形成元素,有效延遲貝氏體相變過程碳化物析出,取而代之的是板條間薄膜狀殘留奧氏體,這就提高了納米貝氏體的沖擊吸收能量,降低了納米貝氏體構(gòu)件出現(xiàn)脆性斷裂的可能[8]。金屬材料冶煉過程中適量加入合金元素能夠改善材料的性能,Si作為貝氏體鋼主要添加元素,能夠強(qiáng)烈抑制碳化物的析出[9-10],是獲得無碳化物貝氏體組織的重要元素之一。研究表明,Si元素在貝氏體鋼中具有重要作用,隨著Si含量提高,粒狀貝氏體減少,無碳化物貝氏體增多,貝氏體板條和殘留奧氏體變細(xì)[11]。Si還能提高回火脆性出現(xiàn)的溫度,并使沖擊吸收能量谷值下降,M/A島細(xì)化[12]。在性能方面,Si元素的加入能夠提高硬度與沖擊性能[13]。Si的加入能夠增大過冷奧氏體穩(wěn)定性推遲貝氏體相變,隨Si含量增加,貝氏體相變量降低,而且低溫下Si含量對貝氏體相變動力學(xué)的影響更大[14],高的Si含量能抑制碳化物的析出導(dǎo)致貝氏體相變不完全[15]。對于軸承鋼,Si延緩了殘留奧氏體的分解,提高了回火過程中的抗軟化能力,因此有助于獲得更高的滾動接觸疲勞壽命[16]。

目前關(guān)于Si對軸承用高碳貝氏體組織轉(zhuǎn)變及性能影響的研究還不夠深入,因此設(shè)計(jì)了4種不同Si含量的高碳貝氏體軸承用鋼,在相同的熱處理?xiàng)l件下對試驗(yàn)鋼進(jìn)行微觀組織表征和力學(xué)性能測試,研究Si含量對高碳貝氏體鋼微觀組織和力學(xué)性能的影響。

1 試驗(yàn)材料與方法

本研究基于目前市場上應(yīng)用最廣泛的GCr15軸承鋼,進(jìn)行合金元素調(diào)整,制備得到含有不同Si元素的試驗(yàn)用高碳軸承鋼,其化學(xué)成分如表1所示。根據(jù)軸承鋼的實(shí)際生產(chǎn)工藝,試驗(yàn)鋼熱處理工藝分為兩步,分別為球化退火工藝和最終熱處理工藝,如圖1所示。首先需要對試驗(yàn)鋼進(jìn)行球化退火處理,球化退火工藝為790 ℃保溫6 h后隨爐冷卻至720 ℃,在720 ℃保溫2 h后隨爐冷卻至400～500 ℃后取出空冷。最終熱處理由進(jìn)一步的相變動力學(xué)測試結(jié)果確定。

圖1 試驗(yàn)鋼球化退火工藝和最終熱處理工藝Fig.1 Spheroidizing annealing process and final heat treatment process of the tested steels

表1 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

采用DIL402型膨脹儀對球化退火后試驗(yàn)鋼的Ac1和Accm溫度進(jìn)行測定,所用試樣尺寸為φ6 mm×25 mm的圓柱。使用DIL805A/D型膨脹儀對球化退火后試驗(yàn)鋼的Ms溫度和貝氏體轉(zhuǎn)變動力學(xué)曲線進(jìn)行測定,使用的試樣尺寸為φ4 mm×10 mm的圓柱。測定Ms點(diǎn)的熱處理工藝為:以10 ℃/s升溫至870 ℃,保溫30 min后,以30 ℃/s降至室溫。測定貝氏體轉(zhuǎn)變動力學(xué)曲線的熱處理工藝為:以10 ℃/s升溫至870 ℃,保溫30 min后,以30 ℃/s降至貝氏體等溫溫度進(jìn)行等溫轉(zhuǎn)變,直至等溫完成。根據(jù)所測得試驗(yàn)鋼相變點(diǎn)溫度及相變動力學(xué)曲線顯示試驗(yàn)鋼貝氏體轉(zhuǎn)變終了所需時(shí)間,確定試驗(yàn)鋼最終熱處理工藝為870 ℃奧氏體化30 min,隨后放入235 ℃鹽浴爐中等溫6 h,取出空冷至室溫。

將熱處理后的試樣打磨、拋光,經(jīng)4%(體積分?jǐn)?shù))的硝酸酒精溶液侵蝕后,在SU-5000掃描電鏡下觀察組織形貌。用砂紙將試樣研磨至30 μm后,在Temupol-5型雙噴電解拋光裝置上減薄至穿孔,電解液為體積分?jǐn)?shù)7%高氯酸酒精溶液。利用FEI Talos F200X透射電鏡對組織形貌進(jìn)行更細(xì)微的觀察。利用Smart Lab型X射線衍射儀對熱處理后的試驗(yàn)鋼試樣進(jìn)行殘留奧氏體測定,衍射儀所用輻射靶Co-Kα,掃描方式為連續(xù)掃描,掃描速度為1°/min,掃描試樣衍射角(2θ)范圍區(qū)間為[40°, 130°],將-Fe的(111)、(200)、(220)和(311)衍射峰和-Fe的(110)、(200)、(211)和(220)衍射峰數(shù)據(jù)通過直接比較法[17]計(jì)算殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)。采用HR-150A硬度計(jì)對試樣進(jìn)行洛氏硬度測試。采用尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的無缺口沖擊試樣在JB-300型擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫沖擊試驗(yàn)。

2 Si對試驗(yàn)鋼相變動力學(xué)的影響

試驗(yàn)鋼熱膨脹曲線如圖2所示,其中圖2(a)為測量Ac1與Accm熱膨脹曲線,圖2(b)為測量Ms點(diǎn)熱膨脹曲線,圖2(c)為圖2(b)局部放大。由于鋼中各相的膨脹系數(shù)不同,當(dāng)試驗(yàn)鋼在某一溫度發(fā)生相變時(shí),其熱膨脹曲線在對應(yīng)溫度處就會出現(xiàn)拐折,因而可以通過試驗(yàn)鋼熱膨脹曲線測定其各相變點(diǎn),做熱膨脹曲線直線部分的延長線,延長線與熱膨脹曲線的分離點(diǎn)即為相變點(diǎn)。試驗(yàn)鋼Ac1和Accm隨著試驗(yàn)鋼中Si含量的增加而增加,這是因?yàn)镾i提高了奧氏體中碳原子在奧氏體與滲碳體界面上的化學(xué)勢,減小界面處碳原子的化學(xué)勢差,使得碳原子從滲碳體向奧氏體擴(kuò)散的驅(qū)動力減小[16],從而延緩?qiáng)W氏體化。試驗(yàn)鋼Ms點(diǎn)主要受基體碳含量的影響,Si加入試驗(yàn)鋼后,試驗(yàn)鋼在870 ℃不完全奧氏體化時(shí),Si降低碳原子從滲碳體向奧氏體擴(kuò)散的速度,滲碳體的溶解受到抑制,導(dǎo)致Si0.7、Si1.1和Si1.4試驗(yàn)鋼基體碳含量比Si0.3試驗(yàn)鋼基體碳含量低,因而Ms點(diǎn)升高,這一點(diǎn)在后續(xù)統(tǒng)計(jì)試驗(yàn)鋼貝氏體組織SEM圖片中也得到了驗(yàn)證。測量得到的Ac1、Accm與Ms點(diǎn)記錄于表2中,根據(jù)試驗(yàn)鋼相變點(diǎn)確定熱處理工藝為870 ℃奧氏體化30 min后,放入235 ℃鹽浴爐中等溫6 h后取出空冷至室溫。

圖2 測量試驗(yàn)鋼Ac1、Accm點(diǎn)(a)和Ms點(diǎn)(b,c)的熱膨脹曲線Fig.2 Thermal expansion curves of the tested steel for measuring Ac1 and Accm points(a) and Ms points(b,c)

表2 試驗(yàn)鋼的相變特征點(diǎn)

圖3為試驗(yàn)鋼在235 ℃下的貝氏體相變動力學(xué)曲線,表3為試驗(yàn)鋼在235 ℃下的貝氏體轉(zhuǎn)變開始時(shí)間、轉(zhuǎn)變完成時(shí)間和總的轉(zhuǎn)變時(shí)間。圖3(a,b)為試驗(yàn)鋼膨脹量與時(shí)間關(guān)系曲線,圖3(b)為圖3(a)局部放大圖片,圖3(c)為試驗(yàn)鋼貝氏體轉(zhuǎn)變速率曲線。觀察圖3(b)能夠得出Si能夠延長試驗(yàn)鋼貝氏體轉(zhuǎn)變孕育期,這是因?yàn)镾i能增加過冷奧氏體穩(wěn)定性,使得C曲線后移。由圖3(c)可知,Si會降低試驗(yàn)鋼貝氏體轉(zhuǎn)變速率,一方面,Si能增加過冷奧氏體屈服強(qiáng)度,使得貝氏體鐵素體板條寬化困難[18-19],抑制貝氏體鐵素體板條生長;另一方面,在Si含量較高的試驗(yàn)鋼中?碳化物的析出受到抑制,因此從貝氏體鐵素體中排出的碳只能固溶在周圍過冷奧氏體中,增大過冷奧氏體屈服強(qiáng)度,抑制貝氏體鐵素體板條生長。

圖3 試驗(yàn)鋼在235 ℃下的貝氏體相變動力學(xué)曲線(a,b)膨脹量與時(shí)間關(guān)系;(c)貝氏體轉(zhuǎn)變速率曲線Fig.3 Bainitic transformation kinetics curves of the tested steels at 235 ℃(a,b) relation of expansion and time; (c) bainitic transformation rate curves

表3 試驗(yàn)鋼的貝氏體轉(zhuǎn)變開始時(shí)間、轉(zhuǎn)變完成時(shí)間和總的轉(zhuǎn)變時(shí)間(235 ℃)

3 試驗(yàn)結(jié)果及討論

3.1 微觀組織表征

圖4為試驗(yàn)鋼經(jīng)6 h貝氏體等溫?zé)崽幚砗蟮腟EM圖片,可以觀察到試驗(yàn)鋼的基體組織均為貝氏體鐵素體(BF),并且能夠觀察到一些塊狀殘留奧氏體(RA),此外基體上還均勻分布著顆粒狀滲碳體(Cem)。從SEM圖片中還能觀察到,Si1.4試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體組織比Si0.3試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體組織細(xì),Si1.4試驗(yàn)鋼分布有較多的塊狀殘留奧氏體,而Si0.3試驗(yàn)鋼幾乎沒有塊狀殘留奧氏體。

圖4 試驗(yàn)鋼經(jīng)235 ℃貝氏體等溫轉(zhuǎn)變6 h后的顯微組織SEM照片F(xiàn)ig.4 SEM images of microstructure of the tested steels bainitic isothermal transformation at 235 ℃ for 6 h (a) Si1.4; (b) Si1.1; (c) Si0.7; (d) Si0.3

通過Image-Pro Plus軟件統(tǒng)計(jì)得出滲碳體體積分?jǐn)?shù)與平均等效粒徑,如表4所示。Si1.1試驗(yàn)鋼滲碳體體積分?jǐn)?shù)最大,為7.47%,Si0.3試驗(yàn)鋼滲碳體體積分?jǐn)?shù)最小,為4.19%,這是Si抑制了試驗(yàn)鋼奧氏體化時(shí)滲碳體溶解所致。根據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果Si1.1試驗(yàn)鋼滲碳體體積分?jǐn)?shù)最高,由于各試驗(yàn)鋼成分測試時(shí)碳含量基本相同,因此Si1.1試驗(yàn)鋼具有最低的基體碳含量,根據(jù)基體碳含量對Ms點(diǎn)影響可知,Si1.1試驗(yàn)鋼具有最高的理論Ms點(diǎn),這與膨脹儀測定的結(jié)果一致。軸承鋼在生產(chǎn)制造過程會選擇不完全奧氏體化處理以保留一定含量的球狀滲碳體,目的是進(jìn)一步保證軸承的耐磨性[6],同時(shí)球狀滲碳體的存在也會使得基體的碳含量降低,使得材料的Ms點(diǎn)升高,并且會縮短貝氏體轉(zhuǎn)變所需時(shí)間。試驗(yàn)鋼奧氏體化相變過程可以分為4個階段[20]:①奧氏體形核;②奧氏體長大;③滲碳體溶解;④奧氏體成分均勻化。Si1.4試驗(yàn)鋼滲碳體等效粒徑較大,這是因?yàn)樵囼?yàn)鋼在高溫奧氏體化時(shí)Si阻礙了滲碳體的溶解。

表4 試驗(yàn)鋼微觀組織參數(shù)

圖5為滲碳體平均等效粒徑分布圖,從圖5可以看出,滲碳體平均等效粒徑呈正態(tài)分布。其中,Si1.4與Si1.1試驗(yàn)鋼滲碳體平均等效粒徑大多分布在0.4～0.5 μm,Si0.7與Si0.3試驗(yàn)鋼滲碳體平均等效粒徑大多分布在0.3～0.4 μm。高Si含量試驗(yàn)鋼滲碳體平均等效粒徑分布沒有低Si含量試驗(yàn)鋼集中,這同樣是因?yàn)镾i抑制了試驗(yàn)鋼奧氏體化時(shí)滲碳體溶解,導(dǎo)致滲碳體的溶解與再分配受到抑制,因此各種尺寸均有分布而不是集中分布在最穩(wěn)定的尺寸區(qū)間。

圖5 試驗(yàn)鋼滲碳體等效粒徑分布直方圖Fig.5 Equivalent diameter distribution of cementite of the tested steels

圖6為不同Si含量納米貝氏體軸承鋼的TEM圖,從圖6中能夠觀察到,Si0.3與Si0.7試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體板條中析出大量的?碳化物,且Si0.3試驗(yàn)鋼氏體鐵素體板條中析出的?碳化物數(shù)量比Si0.7試驗(yàn)鋼多,尺寸也略大。Si1.1與Si1.4試驗(yàn)鋼則幾乎無法觀察到氏體鐵素體板條中存在?碳化物。由于Si元素為非碳化物形成元素,在等溫淬火過程中,貝氏體鐵素體板條內(nèi)部?碳化物的形成勢必將該區(qū)域的Si元素?cái)U(kuò)散到周圍,因此,Si元素會抑制貝氏體鐵素體板條內(nèi)部?碳化物的形成。當(dāng)Si含量為0.3%時(shí),對?碳化物的析出抑制作用很弱,貝氏體板條中析出了大量的大尺寸?碳化物,如圖6(d)所示。而隨著Si含量的逐步增加,貝氏體板條中析出?碳化物的數(shù)量逐漸減少,?碳化物的尺寸也有所減小,如圖6(c)所示。當(dāng)Si含量達(dá)到1.1%時(shí),貝氏體鐵素體板條中已很難觀察到析出的?碳化物,如圖6(a, b)所示。同時(shí),能夠觀察到試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體板條尺寸隨試驗(yàn)鋼Si含量增加逐漸減小,而貝氏體鐵素體板條之間薄膜狀殘留奧氏體則隨試驗(yàn)鋼Si含量增加逐漸增多。

圖6 不同Si含量試驗(yàn)鋼的TEM圖Fig.6 TEM images of the tested steels with different Si contents(a) Si1.4; (b) Si1.1; (c) Si0.7; (d) Si0.3

利用IPP圖像分析軟件對貝氏體鐵素體板條厚度(tBF)統(tǒng)計(jì),利用軟件在圖中測量得到的貝氏體鐵素體板條測量值記為L,L=πt/2[21-22],則真實(shí)值t=2L/π,測得試驗(yàn)鋼的貝氏體鐵素體板條厚度如表4所示。隨著試驗(yàn)鋼Si含量的降低試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體板條平均尺寸逐漸增加,當(dāng)試驗(yàn)鋼Si含量降低至0.3%時(shí),貝氏體鐵素體寬化到邊界模糊不清,且整體呈楔形,與高Si含量試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體形態(tài)差異較大。圖7為試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體板條尺寸分布圖,能夠看到Si含量較高的試驗(yàn)鋼其小尺寸貝氏體鐵素體板條占比較大。

圖7 試驗(yàn)鋼中貝氏體鐵素體板條尺寸分布圖Fig.7 Size distribution of bainitic ferrite lath in the tested steels

Singh等[23]與Cornide等[24]的研究表明,過冷奧氏體強(qiáng)度是影響貝氏體板條尺寸的主要因素,過冷奧氏體強(qiáng)度越大,貝氏體鐵素體板條尺寸越小。一方面,Si元素溶入過冷奧氏體中增加其屈服強(qiáng)度從而增大貝氏體切變阻力,減小貝氏體鐵素體板條尺寸。另一方面,Si元素通過抑制試驗(yàn)鋼中?碳化物的析出,使得試驗(yàn)鋼過冷奧氏體碳含量增加,從而增大試驗(yàn)鋼過冷奧氏體強(qiáng)度,降低貝氏體鐵素體板條尺寸。貝氏體形核后需要不斷向外排出碳原子才能切變長大,Si能夠強(qiáng)烈抑制碳化物的析出,在Si0.3試驗(yàn)鋼中,這種抑制作用較弱,因此在貝氏體生長過程中排到周圍過冷奧氏體中的碳能夠以?碳化物的形式析出,降低過冷奧氏體碳含量,貝氏體轉(zhuǎn)變切變阻力也隨之降低,貝氏體得以保持快速長大,因此貝氏體鐵素體板條較寬。而在Si1.4試驗(yàn)鋼中Si對?碳化物析出抑制作用較為強(qiáng)烈,這使得貝氏體鐵素體板條切變長大時(shí)排出的碳保留在周圍過冷奧氏體中,因此貝氏體鐵素體板條周圍過冷奧氏體碳含量持續(xù)增加,貝氏體轉(zhuǎn)變切變阻力也隨之逐漸增加,使得貝氏體鐵素體板條寬化困難,因此貝氏體鐵素體板條較窄。

圖8為試驗(yàn)鋼沖擊試驗(yàn)前后的XRD衍射圖譜。表5為試驗(yàn)鋼沖擊前后殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)。由圖8與表5可知,試驗(yàn)鋼殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)隨著Si含量的增加而增加。試驗(yàn)鋼殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)增加說明殘留奧氏體穩(wěn)定性提高,一方面,Si元素屬于擴(kuò)大奧氏體相區(qū)元素,Si元素的加入能夠增加奧氏體的穩(wěn)定性,另一方面,由前述可知,Si抑制?碳化物的形成,使得貝氏體鐵素體周圍過冷奧氏體中保留更多的碳,降低其Ms點(diǎn),從而提高了這些過冷奧氏體的穩(wěn)定性[25]。

圖8 試驗(yàn)鋼沖擊試驗(yàn)前后的XRD衍射圖譜(a)沖擊試驗(yàn)前;(b)沖擊試驗(yàn)后Fig.8 XRD diffraction patterns of the tested steels before and after impact test (a) before impact test; (b) after impact test

表5 試驗(yàn)鋼殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)(%)

3.2 力學(xué)性能

表6為試驗(yàn)鋼硬度與沖擊吸收能量試驗(yàn)結(jié)果,Si1.1試驗(yàn)鋼硬度最大為62.6 HRC,Si0.3試驗(yàn)鋼的硬度最小為59.5 HRC,硬度相差3.1 HRC。4種試驗(yàn)鋼中沖擊吸收能量最大的是Si1.4試驗(yàn)鋼,為51.2 J,沖擊吸收能量最小的是Si0.7試驗(yàn)鋼,僅有38.8 J,相差12.4 J。

表6 試驗(yàn)鋼硬度與沖擊吸收能量

圖9為試驗(yàn)鋼硬度與沖擊吸收能量。由圖9(a)可知,試驗(yàn)鋼硬度隨Si含量增加先增加后降低,由于試驗(yàn)鋼碳含量最大僅相差0.05%,在誤差允許范圍內(nèi),因此試驗(yàn)鋼碳含量并不是導(dǎo)致試驗(yàn)鋼硬度產(chǎn)生差異的主要原因。Si屬于置換溶質(zhì)原子,Si元素的加入會使試驗(yàn)鋼產(chǎn)生固溶強(qiáng)化,因此試驗(yàn)鋼硬度隨Si含量的增加而增加,但當(dāng)試驗(yàn)鋼Si含量達(dá)到1.4%時(shí)硬度卻有所降低,這主要是因?yàn)镾i1.4試驗(yàn)鋼中軟相殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)較高。

圖9 試驗(yàn)鋼硬度(a)與沖擊吸收能量(b)Fig.9 Hardness(a) and impact absorbed energy(b) of the tested steels

由圖9(b)可知,試驗(yàn)鋼沖擊吸收能量隨Si含量增加先降低后升高,這與試驗(yàn)鋼組織有很大關(guān)系。在Si0.3試驗(yàn)鋼中,得益于較低的Si含量與?碳化物的析出,其貝氏體鐵素體板條固溶強(qiáng)化作用較弱,協(xié)調(diào)變形能力較好,因而沖擊吸收能量較高。根據(jù)顯微組織觀察,4種不同Si含量的試驗(yàn)鋼組織中均存在未溶滲碳體,粒狀滲碳體作為第二相硬質(zhì)點(diǎn)與貝氏體、殘留奧氏體均不共格,當(dāng)試樣受到外部作用力時(shí)會在未溶碳化物與基體界面處產(chǎn)生應(yīng)力集中,當(dāng)應(yīng)力集中超過材料強(qiáng)度極限時(shí)便會在界面處產(chǎn)生微裂紋,微裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展、連接形成宏觀裂紋導(dǎo)致材料失效,因此,未溶碳化物的存在會使得材料的沖擊吸收能量降低。由表4可知,Si0.3%試驗(yàn)鋼具有最小的粒狀滲碳體尺寸與含量,而較小的未溶滲碳體尺寸及含量會增加裂紋形核功及裂紋臨界形核力[26],使?jié)B碳體對沖擊吸收能量的不利影響降低,因此Si0.3試驗(yàn)鋼具有不錯的沖擊吸收能量。

在Si1.4試驗(yàn)鋼中,由于其Si含量較高,?碳化物的析出受到抑制,因此其貝氏體鐵素體板條沒有不共格硬質(zhì)點(diǎn)帶來的不利影響。?碳化物的析出受到抑制的同時(shí),也增加了Si1.4試驗(yàn)鋼過冷奧氏體碳含量,這使得Si1.4試驗(yàn)鋼過冷奧氏體屈服強(qiáng)度得到提高,增加了貝氏體板條切變阻力,因此Si1.4試驗(yàn)鋼貝氏體鐵素體板條厚度較細(xì)。較細(xì)的貝氏體鐵素體板條在受到外力時(shí)更容易變形,不易產(chǎn)生應(yīng)力集中,增加試驗(yàn)鋼的沖擊吸收能量。由表5可知,試驗(yàn)鋼熱處理后殘留奧氏體含量相差較大(2.38%～9.82%),因此殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)對試驗(yàn)鋼沖擊吸收能量具有重要影響。研究表明[27-29],材料中殘留奧氏體含量及其C含量對材料的綜合力學(xué)性能有明顯影響,當(dāng)材料中殘留奧氏體含量過高時(shí),雖然具有較高的沖擊吸收能量,但強(qiáng)度降低;反之,如果材料中殘留奧氏體含量過低,雖具有較高的強(qiáng)度,但沖擊吸收能量降低,因此,只有材料具有適量的殘留奧氏體含量才能使其綜合力學(xué)性能達(dá)到最優(yōu)。殘留奧氏體較軟,在變形過程中能夠通過協(xié)調(diào)貝氏體鐵素體板條變形緩解應(yīng)力集中并阻礙裂紋的形核與長大,吸收一部分能量,起到潤滑作用,從而提高試驗(yàn)鋼沖擊吸收能量。由表5可知,試驗(yàn)鋼沖擊試驗(yàn)后沖擊斷口殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)明顯低于基體殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù),因此殘留奧氏體還能夠通過發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變吸收能量,增加試驗(yàn)鋼沖擊吸收能量。因而Si1.4試驗(yàn)鋼具有最高的沖擊吸收能量,從力學(xué)性能測試結(jié)果來看,Si1.4試驗(yàn)鋼具有最佳的綜合力學(xué)性能。

圖10為試驗(yàn)鋼經(jīng)過相同熱處理后典型的沖擊斷口形貌。從圖10可以看出,試驗(yàn)鋼沖擊試樣的斷口形貌中存在很多空洞,這主要是因?yàn)榛w中的滲碳體在變形時(shí)與基體分離造成的,其中Si0.7試驗(yàn)鋼的空洞較少,同時(shí)Si0.7試驗(yàn)鋼存在大量準(zhǔn)解理小刻面,脆性的準(zhǔn)解理小刻面越多,其在變形時(shí)吸收的能量越低,因而Si0.7試驗(yàn)鋼沖擊吸收能量較差。

在試驗(yàn)鋼沖擊斷口SEM照片中還能觀察到較多的二次裂紋,因此對垂直于沖擊斷口的縱截面進(jìn)行觀察,進(jìn)而分析二次裂紋及其與組織關(guān)系。從圖10(e～h)中能夠觀察到各試驗(yàn)鋼均存在二次裂紋,其中Si1.1與Si0.7試驗(yàn)鋼二次裂紋較多,且為單一存在,二次裂紋較長且平直,相比較之下,Si1.4與Si0.3試驗(yàn)鋼較大的二次裂紋周圍分布著許多較小的二次裂紋,且二次裂紋較短且更加曲折,這說明在發(fā)生斷裂時(shí)裂紋在Si1.4與Si0.3試驗(yàn)鋼中擴(kuò)展較困難,裂紋擴(kuò)展時(shí)需要消耗更多的能量,試驗(yàn)鋼的沖擊吸收能量越好。

從圖10還能夠觀察到,大量的未溶滲碳體且其周圍存在微孔,未溶滲碳體作為硬質(zhì)點(diǎn)在鋼中促進(jìn)裂紋形核[30],裂紋在此形核,進(jìn)而導(dǎo)致試驗(yàn)鋼斷裂,最終造成材料的沖擊吸收能量降低。

4 結(jié)論

1) Si含量的增加能夠提高高碳貝氏體軸承鋼的Ms、Ac1和Accm點(diǎn),但降低高碳貝氏體軸承鋼貝氏體相變速率。

2) 高碳貝氏體軸承鋼組織中殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)隨Si含量增加而增加,貝氏體鐵素體板條尺寸隨Si含量的增加而減小。

3) 當(dāng)高碳貝氏體軸承鋼Si含量達(dá)到1.4%時(shí),組織中貝氏體鐵素體板條無ε碳化物析出,且貝氏體鐵素體板條尺寸達(dá)到納米級。

4) 高碳貝氏體軸承鋼的硬度隨Si含量的增加先升高后降低,其中,Si含量為1.1%的高碳貝氏體軸承鋼硬度最高,為62.6 HRC,Si含量為0.3%的高碳貝氏體軸承鋼硬度最低,為59.5 HRC。高碳貝氏體軸承鋼的沖擊吸收能量隨Si含量的增加先降低后升高,其中Si含量為1.4%的高碳貝氏體軸承鋼沖擊吸收能量最高,為51.2 J,Si含量為0.7%的高碳貝氏體軸承鋼沖擊吸收能量最低,為38.8 J。