摘 要:４２CrMo鋼蝸輪蝸桿在裝配時發(fā)現(xiàn)蝸桿表面開裂,通過宏觀分析、化學(xué)成分分析、淬火表 面殘余應(yīng)力測試、微觀分析、金相檢驗、能譜分析、硬度測試等方法對蝸桿開裂的原因進(jìn)行了分析. 結(jié)果表明:該４２CrMo鋼蝸桿表面裂紋為淬火應(yīng)力裂紋,蝸桿材料中的錳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏高以及淬火 過程中熱應(yīng)力與組織應(yīng)力疊加導(dǎo)致蝸桿沿軸線方向開裂. 

關(guān)鍵詞:蝸輪蝸桿;淬火開裂;熱應(yīng)力;組織應(yīng)力;熱處理 

中圖分類號:TH１４２．１ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０２０)０２Ｇ００３９Ｇ０５ 

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展、社會的進(jìn)步,人們對能源的 需求不斷 增 長.一 方 面 傳 統(tǒng) 的 煤 炭、石 油 等 化 石 能源日趨枯 竭,另 一 方 面 過 度 依 賴 化 石 能 源 所 帶 來的氣候、環(huán) 境、健 康 等 問 題 日 益 突 出,嚴(yán) 重 威 脅 人類的生存 和 發(fā) 展,尋 找 綠 色 能 源 實 現(xiàn) 可 持 續(xù) 發(fā) 展成為當(dāng)前 人 類 面 臨 的 迫 切 課 題,已 經(jīng) 得 到 各 國 政府的極大重視.太陽能作為一種取之不盡用之 不竭的清潔 環(huán) 保、無 污 染 能 源 近 年 來 得 到 前 所 未 有的發(fā)展.太陽能跟蹤系統(tǒng)是光熱和光伏發(fā)電過 程中,最優(yōu)化太陽光使用,提高光電轉(zhuǎn)換效率的機(jī) 械及電控單 元 系 統(tǒng),回 轉(zhuǎn) 支 撐 是 太 陽 能 跟 蹤 系 統(tǒng) 的重要組成 部 分,而 蝸 輪 蝸 桿 則 是 回 轉(zhuǎn) 支 撐 的 重 要零部件.

某太陽能回轉(zhuǎn)支撐蝸輪蝸 桿 采 用 ４２CrMo鋼 為原材料,直徑為３０mm,其主要加工及熱處理工 藝為:棒料下 料 → 調(diào) 質(zhì) 處 理 → 毛 坯 粗 加 工 → 精 加 工→ 表 面 滲 氮 → 成 品. 在 裝 配 時 發(fā) 現(xiàn) 有 少 數(shù) ４２CrMo鋼蝸桿 成 品 表 面 開 裂,為 了 找 出 ４２CrMo 鋼蝸桿開裂 的 原 因,筆 者 對 其 進(jìn) 行 了 一 系 列 理 化 檢驗和分析. 

１ 理化檢驗 

１．１ 宏觀分析 

圖１為開裂蝸桿的宏觀形貌,可見蝸桿表面有 一條細(xì)長裂紋,裂紋筆直,為沿著圓柱軸向的縱向裂 紋,裂紋從蝸桿一側(cè)光桿穿過中間螺紋區(qū)域至另一 側(cè)光桿端部.從圖１b)縱向裂紋的橫截面形貌可 以看出,裂紋近似垂直于蝸桿表面,裂紋外闊內(nèi)尖, 裂紋起源于蝸桿表面,從表面向心部延伸,延伸深度 為１０cm 左右,綜上分析縱向裂紋應(yīng)該由工件表面 的拉應(yīng)力引起[１].

１．２ 化學(xué)成分分析 

在開裂 蝸 桿 上 截 取 化 學(xué) 成 分 分 析 試 樣,使 用 ARL３４６０型直讀光譜儀對蝸桿進(jìn)行化學(xué)成分分析, 結(jié)果見表１.可見其化學(xué)成分均滿足 GB/T３０７７－ ２０１５«合金結(jié)構(gòu)鋼»對４２CrMo鋼的成分要求.錳的 質(zhì)量分?jǐn)?shù)雖未超標(biāo),但在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定值的上限.合金鋼 中合適的錳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以增加其強(qiáng)度和硬度,改善 合金鋼的鍛造性和可塑性,但隨著錳質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增 加,會增加奧氏體相冷卻時的過冷度,降低合金鋼的 淬火溫度,并增大淬火應(yīng)力,使淬裂的傾向變大.

１．３ 淬火表面殘余應(yīng)力測試 

采用 ProtoiＧXRD型 X 射線應(yīng)力分析儀,按照 GB/T７７０４－２０１７«無 損 檢 測 X 射 線 應(yīng) 力 測 定 方 法»對４２CrMo鋼蝸桿的淬火毛坯表面進(jìn)行應(yīng)力測 試,測試前圓棒毛坯試樣先用手持砂輪機(jī)打磨表面 及電解拋光腐蝕,再測試其表面殘余應(yīng)力.測試方 法為 同 傾 法,測 得 表 面 殘 余 應(yīng) 力 為 拉 應(yīng) 力, ３０５MPa.

１．４ 微觀分析 

沿垂直于蝸桿軸線截取橫向金相試樣,經(jīng)鑲嵌、 磨拋后,可以觀察到主裂紋貫穿蝸桿,近似垂直于蝸 桿表面起裂,然后較為平直地從表面向心部軸心延 伸,延伸長度約為１/４直徑.裂紋在蝸桿表面略寬, 到未端時呈尖細(xì)狀,裂紋尾端呈線條狀且不連續(xù),有 微裂紋不與主裂紋貫通,具有淬火裂紋的典型特征, 如圖２所示. 

從蝸桿最大直徑處取金相試樣拋光后觀察,如 圖３所示,可見裂紋附近夾雜物情況較好,未發(fā)現(xiàn)明 顯有害夾雜物,按 GB/T１０５６１－２００５«鋼中非金屬 夾雜物顯微評定方法———標(biāo)準(zhǔn)評級圖顯微檢驗法» A 法評定夾雜物級別為:A０．５級,B０級,C０級, D０級.

１．５ 金相檢驗 

將金相試樣用４％(體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液浸 蝕后,在金相顯微鏡下觀察其顯微組織形貌,不同部 位在不同放大倍數(shù)下的顯微組織形貌如圖４所示. 蝸桿基體顯微組織主要為回火索氏體,按照 GB/T６３９４－２０１７«金屬平均晶粒度測定法»中氧化法,試樣 在８６０℃±１０℃加熱,保溫１h,后冷水中淬火,再拋 光,最后用１５％(體積分?jǐn)?shù))鹽酸乙醇溶液浸蝕,如 圖５所示,用對比法評定其晶粒度級別為９級.

在開裂蝸桿的裂紋處取樣,經(jīng)４％(體積分?jǐn)?shù)) 硝酸酒精溶液浸蝕后在顯微鏡下觀察,如圖６所示, 可見裂紋附近顯微組織為回火索氏體＋少量的鐵素 體,裂紋兩側(cè)有一層厚度約為２０μm 的白亮層.

１．６ 能譜分析 

對裂紋兩側(cè)白亮層進(jìn)行能譜(EDS)分析,分析 位置和分析結(jié)果如圖７所示,測得各元素的質(zhì)量分 數(shù) 為９０．８％Fe,１．１８％Cr,０．８１％ Mn,０．２５％Si, ６．９８％N.可見氮元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高,初步判斷此 白亮層為滲氮層.

１．７ 硬度測試 

按照 GB/T４３４０．１－２００９«金屬材料 維氏硬度 試驗 第１部分:試驗方法»,采用 Q３０A 型全自動維 氏硬度計用０．４９N 載荷對裂紋表面白亮層進(jìn)行顯 微硬度測試,測試打點位置如圖８所示,測試結(jié)果如 圖９所示,測得顯微硬度為８７６HV０．０５.通過硬度 測試結(jié)果進(jìn)一步確認(rèn)裂紋兩側(cè)表面白亮層為滲氮 層,從而可以判斷該裂紋產(chǎn)生于表面滲氮工藝之前.滲氮層的硬度變化趨勢如圖１０所示,可見表面硬度 較高接近８００HV０．０５,隨后硬度逐漸降低,距表面 ０．８ mm 后 硬 度 趨 于 穩(wěn) 定,穩(wěn) 定 后 的 硬 度 約 為 ３５０HV０．０５. 

２ 分析與討論

開裂蝸桿基體及裂紋附近的夾雜物情況較好, 未發(fā)現(xiàn)明顯有害夾雜物,表明該蝸桿材料的潔凈度 較好.蝸桿基體顯微組織為回火索氏體,顯微組織 無明顯異常,從顯微組織可以判斷,蝸桿已完全淬 透,測得蝸桿調(diào)質(zhì)后顯微組織的晶粒度為９級.上 述結(jié)果表明蝸桿調(diào)質(zhì)熱處理工藝無異常.

裂紋兩側(cè)表面可見白亮層,厚度約為２０μm,由 硬度及能譜測試結(jié)果確認(rèn)其為滲氮層,裂紋表面出現(xiàn)滲氮層可以判斷裂紋的產(chǎn)生是在滲氮工藝之前. 裂紋垂直方向硬度測試結(jié)果顯示,滲氮影響層厚度 約為０．８mm.蝸桿毛坯淬火態(tài)表面殘余應(yīng)力測試 結(jié)果為拉應(yīng)力,應(yīng)力為３０５ MPa.蝸桿化學(xué)成分滿 足 GB/T３０７７－２０１５對４２CrMo鋼的成分要求,但 錳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定值的上限.錳質(zhì)量分?jǐn)?shù)高 會增加奧氏體相冷卻時的過冷度,降低鋼的淬火溫 度,并增大淬火應(yīng)力,使淬裂的傾向變大.

從裂紋的宏、微觀形貌來看,裂紋起源于蝸桿毛 坯表面后往心部擴(kuò)展,裂紋呈鋸齒狀,有沿晶開裂特 征,裂紋起始端較寬,末端裂紋呈細(xì)尖狀,主裂紋尾 端可見微裂紋存在,上述特征具有全淬透工件淬火 縱向裂紋的典型特征[２].綜上分析,此裂紋應(yīng)該是 在調(diào)質(zhì)熱處理工藝的淬火階段形成,而淬火應(yīng)力過 大是導(dǎo)致該蝸桿淬火開裂的直接原因.

蝸桿毛坯淬火時從奧氏體化溫度急速冷卻會產(chǎn) 生熱應(yīng)力,而在馬氏體轉(zhuǎn)變的起始溫度(Ms 溫度) 以下發(fā)生的馬氏體轉(zhuǎn)變則會產(chǎn)生相變應(yīng)力.因此淬 火冷卻階段蝸桿毛坯所受的應(yīng)力是熱應(yīng)力與組織應(yīng) 力的疊加應(yīng)力,這兩種應(yīng)力的相互作用使淬火應(yīng)力 變得極其復(fù)雜[３Ｇ５].首先,淬火開始時先由熱應(yīng)力起 主導(dǎo)作用.在淬火溫度開始冷卻的初始階段,蝸桿 的表層溫度會迅速降低,這時因熱脹冷縮效應(yīng),表面 發(fā)生體積收縮,而內(nèi)部的溫度還較高,體積收縮不均 勻,表層產(chǎn)生壓應(yīng)力,內(nèi)部產(chǎn)生拉應(yīng)力.在冷卻到馬 氏體開始相變溫度的過程中,組織未發(fā)生變化,只是 熱應(yīng)力的變化.冷卻速度越快,材料中碳和合金元 素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高,冷卻過程中產(chǎn)生的不均勻變形 就越大,殘余應(yīng)力就會越大,但是在此過程中材料一 般不會產(chǎn)生裂紋.當(dāng)冷卻到馬氏體相變溫度以下 時,原奧氏體相向馬氏體相轉(zhuǎn)變,比容增大,并且會 伴隨體積的膨脹.蝸桿表面先到達(dá)馬氏體轉(zhuǎn)變溫度 形成馬氏體,而心部轉(zhuǎn)變較滯后,后形成馬氏體時的 體積膨脹會受到表層的制約,這樣會使表層組織受 拉應(yīng)力,心部受壓應(yīng)力. 

所以在淬火冷卻時,Ms 溫度以上僅存在熱應(yīng) 力機(jī)制,而在 Ms 溫度以下兩種機(jī)制同時存在,但是 馬氏體相變引起的線膨脹量大于熱膨脹量約一個數(shù) 量級,所以 Ms 溫度以下組織應(yīng)力機(jī)制會起主要作 用[６Ｇ８],表面殘余應(yīng)力測試結(jié)果為３０５ MPa也證實 了以上 分 析. 縱 向 裂 紋 經(jīng) 常 出 現(xiàn) 在 全 淬 透 構(gòu) 件 上[９],這是因為全淬透構(gòu)件相變應(yīng)力較高,在表面容 易產(chǎn)生拉應(yīng)力,并且對于圓柱件來說,切向應(yīng)力會高于軸向應(yīng)力.另外合金元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高,Ms 溫度越低,淬透性越好,馬氏體越細(xì),比容越大引起 的組織應(yīng)力就越大,所以構(gòu)件會更容易發(fā)生開裂. 另外在低溫下材料的韌性沒有高溫時好,如果在較 低溫度時發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變會更容易發(fā)生開裂. 

一般裂紋都是在構(gòu)件受拉應(yīng)力情況下產(chǎn)生[１０]. 構(gòu)件出現(xiàn)開裂其內(nèi)部一定存在應(yīng)力梯度,即應(yīng)力集 中[１１].構(gòu)件瞬時拉應(yīng)力過大造成應(yīng)力集中,當(dāng)應(yīng)力 超過其斷裂強(qiáng)度時,裂紋就會產(chǎn)生.隨著裂紋的產(chǎn) 生和擴(kuò)展,冷卻油會沿裂紋進(jìn)入構(gòu)件的內(nèi)部,則裂紋 附近也會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力,從而在主裂紋附近形 成微裂紋并擴(kuò)展[１２]. 

３ 結(jié)論及建議 

該４２CrMo鋼蝸桿表面裂紋為淬火應(yīng)力裂紋, 蝸桿材料中的錳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)偏高以及淬火過程中熱 應(yīng)力與組織應(yīng)力疊加導(dǎo)致蝸桿沿軸線方向開裂. 

建議蝸桿材料在熱處理時適當(dāng)降低馬氏體轉(zhuǎn)變 階段的冷卻速率,從而降低相變應(yīng)力引起的表面拉 應(yīng)力;適當(dāng)提高冷卻開始階段非相變溫度區(qū)間的冷 卻速率,提高熱應(yīng)力用來抵消相變應(yīng)力,降低表面的 拉應(yīng)力;加強(qiáng)對機(jī)加工后蝸桿的質(zhì)量檢查,避免帶有 裂紋的蝸桿進(jìn)入裝配使用環(huán)節(jié).

參考文獻(xiàn): 

[１] 劉玉,左訓(xùn)偉,陳乃錄,等．淬火縱向裂紋的有限元模 擬[J]．材料熱處理學(xué)報,２０１９,４０(３):１６０Ｇ１６７． 

[２] 王忠誠．熱處理常見缺陷分析與對策[M]．北京:化 學(xué)工業(yè)出版社,２００８． 

[３] ISOMURA R,SATO H．On quenchＧcracking phenomenaasviewedfromtheaspectofquenching stresses[J]．JournaloftheJapanInstituteofMetals, １９６１,２５(５):３６０Ｇ３６４． 

[４] ARIMOTO K,LAMBERT D,LEE K,et al． Predictionofquenchcrackingbycomputersimulation [C]∥１９th ASM HeatTreatingSocietyConference ProceedingsIncludingSteelHeatTreatingintheNew Millennium,２００１:４３５Ｇ４４０． 

[５] ARIMOTO K, HORINO T,IKUTA F,et al． Preliminarystudy toidentify criterion for quench crack prevention by computer simulation [J]． Transactions of Materials and Heat Treatment, ２００４,２５(５):４８６Ｇ４９３． 

[６] 付華,吳松乾．５CrMnMo 熱鍛模淬火開裂原因分析 [J]．機(jī)械工程材料,２００４,２８(９):４９Ｇ５１． 

[７] 孔學(xué)云,馬認(rèn)琦,于海永,等．４０CrMnMo 鋼軸心管淬 火開裂原因分析及預(yù)防措施[J]．金屬熱處理,２０１０, ３５(２):９１Ｇ９３． 

[８] 谷曼．熱處理工藝中淬火裂紋的預(yù)防[J]．合肥學(xué)院學(xué) 報(自然科學(xué)版),２００１,１１(１):１００Ｇ１０５． 

[９] 鋼的熱處理裂紋和變形編寫組．鋼的熱處理裂紋和 變形[M]．北京:機(jī)械工業(yè)出版社,１９７８． 

[１０] 劉宗昌．鋼件淬火開裂及防止方法[M]．２版．北京: 冶金工業(yè)出版社,２００８．

[１１] 劉宗昌．淬火開裂及防止方法[J]．熱處理,２０１０,２５ (３):７２Ｇ７９． 

[１２] 鄒中秋,馬愛斌,宋丹,等．RMＧ２熱作模具鋼淬火開 裂原因分析[J]．金屬熱處理,２００７,３２(１２):１００Ｇ１０２．

<文章來源  >材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 56卷 > 2期 (pp:39-43)>