23CrNi3Mo鋼釬具斷裂失效分析

1、第 39 卷 第 5 期2014 年5 月HEAT TEATMENT OF METALSVol. 39 No. 5May 201423CrNi3Mo 鋼釬具斷裂失效分析黃斌1，2 ，周樂育1 ，劉雅政1 ，閆永明1 ，陳列2 ，王磊英2( 1 北京科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京100083; 2 西寧特殊鋼股份有限公司，青海 西寧810005)摘要: 采用掃描電鏡和光學(xué)顯微鏡觀察了不同類型 23CrNi3Mo 鋼釬具疲勞破壞缺陷試樣斷裂形貌及顯微組織，分析討論了缺陷試 樣失效的原因。結(jié)果表明，高疲勞壽命的阿特拉斯釬尾缺陷試樣在疲勞源裂紋萌生、擴(kuò)展過程中，塑性變形特征明顯，表明其具有 良好的

2、抵抗疲勞裂紋擴(kuò)展能力，而國內(nèi)潛孔鉆頭試樣脆性斷裂特征明顯。兩種缺陷試樣表面均為高硬度滲碳馬氏體層，但阿特拉 斯釬尾缺陷試樣滲碳層與基體組織的下貝氏體過渡區(qū)域較寬，基體以貝氏體組織為主，硬度梯度過渡平緩，具有良好的強(qiáng)度與韌性 匹配; 而國內(nèi)潛孔鉆頭試樣的過渡區(qū)域較窄，基體是馬氏體組織?？梢姾侠淼挠捕忍荻确植紝︹F具鋼強(qiáng)韌性匹配和疲勞壽命影響 很大。關(guān)鍵詞: 23CrNi3Mo 釬具鋼; 疲勞斷裂; 滲碳; 硬度梯度中圖分類號: TG142 1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼: A 文章編號: 0254-6051( 2014) 05-0145-05Fracture failure analysis of 23CrNi3

3、Mo steel drillHuang Bin1，2 ，Zhou Leyu1 ，Liu Yazheng1 ，Yan Yongming1 ，Chen Lie2 ，Wang Leiying2( 1 School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China; 2 Xining Special Steel Co ，Ltd ，Xining Qinghai 810005，China)Abstract: Fracture morphology an

4、d microstructure of different defect samples of 23CrNi3Mo steel drill tools were observed by opticalmicroscope and scanning electron microscope ( SEM) Failure reason of drill tools was discussed The results show that the Atlas defect sample with high fatigue life has obvious plastic deformation feat

5、ures during fatigue cracks initiating and propagating，and it is benefit to resist fatigue crack propagation The failed down-the-hole drill sample appears brittle fracture features Surface of the drill samples both have carburized layer with high hardness Atlas drill has well matching in the strength

6、 of carburized layer and bainite matrix，for the wide transitive zone of low bainite between carburized layer and matrix So，Atlas drill has well hardness gradient The down-the-hole drill has narrow transitive zone and martensite matrix Thus the reasonable hardness gradient affects the matching of str

7、ength and toughness and the drill fatigue life greatlyKey words: 23CrNi3Mo drill steel; fatigue fracture; carburization; hardness gradient隨著能源、礦山建設(shè)的大規(guī)模發(fā)展，對釬鋼、釬具 提出新的要求。與國際先進(jìn)釬具鋼相比，我國釬鋼的 鋼種成分設(shè)計(jì)基本相同，但制成的釬具產(chǎn)品使用壽命 和質(zhì)量相差較大，不能完全滿足生產(chǎn)的需要。釬具工 作條件苛刻，多在高頻率、高沖擊功鑿巖機(jī)施加的拉 壓、彎曲、扭轉(zhuǎn)循環(huán)應(yīng)力作用下接觸，并破碎巖體，從而 承受著巨大的沖擊載荷和磨料的劇烈磨

8、損。同時(shí)還經(jīng) 受巖石、巖粉和礦水等工作介質(zhì)的磨蝕作用1-3。高品質(zhì)釬具要求具有良好的強(qiáng)韌性匹配以保證其 耐磨損和抗沖擊性能，同時(shí)又要求具有良好的加工工 藝性能和一定的耐蝕能力3-4。釬鋼成分的合理控制 以及純凈性和均勻性，軋制鍛造過程組織控制，釬具機(jī) 加工工藝以及熱處理工藝，各個(gè)環(huán)節(jié)都影響到釬具的收稿日期: 2013-12-03作者簡介: 黃 斌( 1972) ，男，高級工程師，博士研究生，主要從事特 殊鋼組織性能控制的研究，聯(lián)系電話:E-mail: huangbowen 163 comdoi: 10 13251 / j issn 0254-6051 2014 05

9、038疲勞壽命5-7。因此，有必要進(jìn)行釬具鋼質(zhì)量控制的 系統(tǒng)研究。本文針對某廠生產(chǎn)的 23CrNi3Mo 鋼潛孔 式?jīng)_擊器鉆頭發(fā)生的早期疲勞破壞，從缺陷觀察入手， 采用掃描電鏡和光學(xué)顯微鏡觀察了缺陷試樣斷裂形貌 及顯微組織，并測定了組織對應(yīng)的顯微硬度，分析討論 了缺陷試樣發(fā)生失效的原因。同時(shí)分析了高疲勞壽命 的阿特拉斯 23CrNi3Mo 鋼釬尾缺陷試 樣，從 斷 口 形 貌、滲碳層與基體顯微組織特征、夾雜物形態(tài)與分布等 分析入手，討論了軋材、熱處理工藝和機(jī)加工等對于綜 合改善釬具疲勞壽命的影響。1失效釬具宏觀形貌圖 1( a) 為某廠生產(chǎn)的 23CrNi3Mo 鋼潛孔式?jīng)_擊 器鉆頭( 試樣

10、A) 斷口形貌，在橫截面斷裂面上觀察到 明顯疲勞源區(qū)，根據(jù)疲勞條紋的擴(kuò)展方向，疲勞源位于 箭頭所示位置，將該斷裂源切下，利用掃描電鏡觀察其 斷裂形貌。在圖 1 ( a) 中還可明顯看到在內(nèi)外表面存146第 39 卷在滲碳層，且滲碳層與基體的區(qū)別分明。圖 1( b) 為具 有良好疲勞壽命的阿特拉斯 23CrNi3Mo 鋼釬尾( 試樣 B) 斷口形貌，可見斷裂發(fā)生于釬尾螺紋末端的偏心退 刀槽處，該處橫截面積最小，很容易處于高應(yīng)力集中狀態(tài)，在鑿巖作業(yè)時(shí)不可避免地使釬尾承受彎曲力矩作 用，同時(shí)在釬尾內(nèi)部存在拉伸應(yīng)力波，加之釬尾內(nèi)孔的 礦水腐蝕作用，造成了釬尾的疲勞斷裂。試樣 A 與 B 的化學(xué)成分如表

11、 1 所示。圖 1 失效 23CrNi3Mo 鋼釬具斷口宏觀形貌( a) 試樣 A; ( b) 試樣 BFig 1 Fracture macro morphologies of the failed 23CrNi3Mo steel drill tools( a) sample A; ( b) sample B表 1 失效 23CrNi3Mo 鋼釬具化學(xué)成分( 質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition of the failed 23CrNi3Mo drill tools ( wt%) 試樣CSiMnCrNiMoPS A0 220 260 701 262 900 2

12、4 0 017 0 004 B0 23 0 27 0 66 1 21 3 56 0 32 0 007 0 020 2試驗(yàn)結(jié)果與分析2 1斷口 SEM 分析利用掃描電鏡觀察了試樣 A 和 B 的斷裂面，如 圖 2 所示。對于試樣 A 判斷該斷裂起源于鉆頭花鍵 邊緣。圖 2 ( a) 中可看到由花鍵邊緣向內(nèi)擴(kuò)展的條 紋，由于 滲 碳 處 理 后，滲碳層與基體間存在殘留應(yīng) 力，同時(shí)在鉆頭工作過程中劇烈沖擊載荷作用下，裂 紋形成后會迅速擴(kuò)展。在過渡區(qū)表現(xiàn)為脆性斷裂， 如圖 2 ( b) 所示。由圖 2 ( c) 可看出，滲碳層與基體的 疲勞條紋擴(kuò)展方向不一致，說明滲碳層與基體沒有 良好地匹配。如圖 2

13、( d) 所示，試樣 B 的內(nèi)孔側(cè)疲勞源位置出現(xiàn) 大量等軸狀韌窩，韌窩尺寸較大，而試樣 A 疲勞源位 置基本沒有發(fā)現(xiàn)韌窩，斷裂面光滑，說明試樣 B 在裂 紋形成后經(jīng)歷了裂紋的擴(kuò)展及韌窩的長大過程，而試 樣 A 在出現(xiàn)缺陷后就迅速斷裂。對比圖 2 ( b) 與圖 2( e) ，試樣 B 的疲勞過渡區(qū)出現(xiàn)明顯的疲勞條紋向外 擴(kuò)展，并且過渡區(qū)也發(fā)現(xiàn)大量的韌窩，韌窩尺寸相對較 小，而試樣 A 疲勞過渡區(qū)呈現(xiàn)出脆性斷裂形貌，即在 過渡區(qū)阿特拉斯釬尾的韌性較好。在疲勞條帶擴(kuò)展后 期，在試樣 B 的最終斷裂區(qū)出現(xiàn)很多的撕裂棱及大量小韌窩; 而試樣 A 疲勞過渡區(qū)的最后斷裂區(qū)沒有發(fā)現(xiàn) 韌窩，且滲碳層撕裂棱的擴(kuò)

14、展方向與基體的疲勞條紋 擴(kuò)展方向不一致，滲碳層與基體的區(qū)別明顯，可見試樣 B 滲碳層與基體的匹配良好，而試樣 A 的滲碳層與基 體匹配不佳。從試樣斷口形貌來看，試樣 B 在疲勞源萌生、擴(kuò) 展過程中，塑性變形特征明顯，表明其具有良好的抵抗 疲勞裂紋擴(kuò)展能力，具有良好的疲勞壽命。2 2 顯微組織特征與硬度沿橫截面由外及里觀察試樣 A 與 B 的顯微組織， 如圖 3 4 所示。從圖 3 ( b) 來看，試樣 B 由左向右可 明顯觀察到滲碳層向基體的過渡，過渡層尺寸范圍較 寬，且組織漸變明顯，滲碳層組織與基體組織有明顯差 異。而 A 試樣組織從滲碳層、過渡層到基體變化并不 明顯，過渡區(qū)較窄。結(jié)合試樣

15、A 與 B 內(nèi)表面到基體的 組織觀察，試樣外表面滲碳層尺寸均在 1 0 1 5 mm。 由圖 3( c) 、( d) 可見，對于試樣 A 過渡區(qū)有部分針狀 下貝氏體組織，且下貝氏體組織細(xì)小，但馬氏體與下貝 氏體的混合過渡區(qū)域過窄。試樣 B 過渡層區(qū)域內(nèi)馬 氏體逐漸減少，而針狀下貝氏體組織增多。A 與 B 試 樣橫截面基體組織的 SEM 照片如圖 4 所示。低溫回 火馬氏體組織細(xì)小，試樣 A 基體為板條馬氏體，板條 束較為粗大，而試樣 B 基體為貝氏體組織。比較不同位置顯微組織，尤其是基體組織，試樣 A 與 B 組織均較為均勻，A 試樣基體馬氏體板條束長度 略低于 B 試樣，而且均僅在過渡區(qū)有一

16、定的帶狀組織 特征，從而可見就軋材組織特征而言，A 與 B 試樣兩者 無明顯差異。利用 Leica VMHT 30M 硬度儀測定了 A、第 5 期黃 斌，等: 23CrNi3Mo 鋼釬具斷裂失效分析147圖 2 失效釬具試樣 A( a c) 及 B( d f) 斷口 SEM 形貌( a，d) 疲勞源區(qū); ( b，e) 疲勞過渡區(qū); ( c，f) 疲勞條帶擴(kuò)展區(qū)Fig 2 SEM micrograph of the failed drill tools of sample A( a c) and sample B( d f)( a，d) fatigue source zone; ( b，e) f

17、atigue transition zone; ( c，f) fatigue striation propagation zone圖 3 失效釬具過渡區(qū)顯微組織( a，c) 試樣 A; ( b，d) 試樣 BFig 3 Microstructure of transition zone of the failed drill tools( a，c) sample A; ( b，d) sample BB 試樣由表及里不同位置的顯微硬 度，加 載 砝 碼100 g，如圖 5 所示。 結(jié)合顯微組織觀察和硬度分析，B 試樣與 A 試樣表面均為高硬度滲碳馬氏體層，但是 B 試樣滲碳層與基體組織的過渡區(qū)域

18、較寬，基體以貝氏體組織為主，硬 度梯度過渡平緩; 而 A 試樣的過渡區(qū)域較窄，基體是 馬氏體組織，僅是 C 含量不同而馬氏體形態(tài)和硬度有 所不同。148第 39 卷圖 4 失效釬具基體 SEM 照片( a) 試樣 A; ( b) 試樣 BFig 4 SEM micrograph of matrix of the failed drill tools( a) sample A; ( b) sample B圖 5 失效釬具顯微硬度Fig 5 Microhardness of the failed drill tools2 3夾雜物形態(tài)與分布在 A 試樣上取樣，利用 SEM 觀察其夾雜物，如圖 6

19、所示，在 A 試樣上觀察到不同形態(tài)和尺寸的夾雜物。 如圖 6( a) 所示的尺寸約 12 m 的顆粒狀夾雜物，能譜 分析為 MgO 和 Al2 O3 復(fù)合氧化物。其他觀察到的夾 雜物也主要是氧化物夾雜，在夾雜物周圍也沒有發(fā)現(xiàn) 明顯的裂紋，即鉆頭缺陷試樣疲勞破壞并不是由這些 夾雜物引起的。對 B 試樣進(jìn)行 SEM 觀察，其縱剖面上 內(nèi)外表面均存在細(xì)小裂紋，內(nèi)表面裂紋長度約 0 4 0 8 mm; 在外表面發(fā)現(xiàn)了較多的 0 1 mm 長左右的裂 紋，裂紋尖部均為枯樹枝狀，如圖 6( b) 所示，為典型的 應(yīng)力腐蝕裂紋，是 B 試樣工作過程中內(nèi)外表面在礦水腐 蝕作用下形成，某些裂紋在拉伸應(yīng)力波及扭轉(zhuǎn)

20、作用下不 斷擴(kuò)展，達(dá)到臨界尺寸后在釬尾內(nèi)孔附近首先開裂，形成多源疲勞破壞。且圖 6( b) 所示外表面應(yīng)力腐蝕裂紋 尖端的 MnS 夾雜對于裂紋的發(fā)展沒有影響。結(jié)合夾雜 物形態(tài)與分布分析，對于 B 試樣，應(yīng)力腐蝕作用對裂紋 擴(kuò)展的影響要大于夾雜對裂紋擴(kuò)展的影響。圖 6 失效釬具夾雜物 SEM 照片( a) 試樣 A; ( b) 試樣 BFig 6 SEM image of inclusion in the failed drill tools( a) sample A; ( b) sample B從夾雜物分析來看，對于沖擊器鉆頭缺陷 A 試樣 和阿特拉斯釬尾 B 缺陷試樣，當(dāng)夾雜物尺寸控制在

21、10 20 m 以下，各種氧化物夾雜和硫化物夾雜不是引 起疲勞破壞的主要原因，但是在煉鋼過程中仍需對夾雜 物進(jìn)行嚴(yán)格控制，尤其是氧化物夾雜的數(shù)量與尺寸。3 討論從試樣斷口形貌來看，阿特拉斯釬尾 B 試樣沿著 內(nèi)孔側(cè)具有較大尺寸等軸狀韌窩，為多疲勞源特征，而 鉆頭 A 試樣疲勞源位置基本沒有發(fā)現(xiàn)韌窩，斷裂面光 滑，說明 B 試樣在裂紋形成后經(jīng)歷了裂紋的擴(kuò)展及韌 窩的長大過程，表現(xiàn)出明顯的塑性變形特征，而 A 試 樣在出現(xiàn)缺陷后就迅速斷裂。在疲勞擴(kuò)展的過渡區(qū)， 阿特拉斯釬尾 B 試樣呈現(xiàn)明顯的由內(nèi)孔向外擴(kuò)展的疲勞條紋，也發(fā)現(xiàn)大量的韌窩，韌窩尺寸相對疲勞源區(qū) 較小，而 A 試樣疲勞過渡區(qū)呈現(xiàn)出脆性斷

22、裂形貌。在 疲勞條帶擴(kuò)展后期，在阿特拉斯釬尾 B 試樣的最終斷 裂區(qū)可觀察到明顯的撕裂棱及大量小韌窩; 而 A 試樣 疲勞過渡區(qū)未觀察到韌窩，且滲碳層的疲勞條紋擴(kuò)展 方向與基體的不一致，滲碳層與基體的區(qū)別明顯，匹配 不佳?？梢?B 試樣在疲勞源萌生、擴(kuò)展過程中，塑性第 5 期黃 斌，等: 23CrNi3Mo 鋼釬具斷裂失效分析149變形特征明顯，具有良好的抵抗疲勞裂紋擴(kuò)展能力，從 而可見 B 試樣具有良好的疲勞壽命，而 A 試樣脆性斷 裂特征明顯，疲勞壽命也相應(yīng)較低。結(jié)合兩失效釬具的顯微組織觀察和夾雜物分析， 無論是以沖擊載荷為主的潛孔鉆頭 A 試樣還是承受 扭轉(zhuǎn)沖擊以及礦水腐蝕的阿特拉斯釬尾

23、 B 試樣，均未 觀察到明顯的夾雜物對缺陷裂紋擴(kuò)展的影響，即當(dāng)夾 雜物尺寸控制在 10 20 m 以下，各種氧化物夾雜和 硫化物夾雜不是引起疲勞破壞的主要原因，且就過渡 層和基體表現(xiàn)出的軋材組織特征而言，A 與 B 試樣兩 者無明顯差異。從上述缺陷分析和顯微組織觀察來看，兩種失效 樣品疲勞壽命差異與過渡區(qū)分布寬度及其硬度梯度有 關(guān)。阿特拉斯 B 試樣的硬度梯度分布合理，滲碳層與 基體具有良好的強(qiáng)度與韌性匹配，這也是其使用壽命 高的重要原因。而 A 試樣表面滲碳層分布有較多碳 化物顆粒，同時(shí)基體硬度偏高而相應(yīng)的韌性較差，再 者，滲碳層與基體的過渡區(qū)域窄，從而在服役過程中表 現(xiàn)出較明顯的脆性變形特

24、征。即合理的硬度梯度分布 對其強(qiáng)韌性匹配和疲勞壽命影響很大，這取決于合理 的滲碳工藝和后續(xù)熱處理工藝。還有一個(gè)影響釬具疲勞壽命的重要因素，就是機(jī) 加工過程加工精度和表面質(zhì)量。失效試樣 A 斷裂源 位于花鍵齒邊部，需控制表面機(jī)加工精度，較深的機(jī)加 工刀口通常也是引起淬火過程開裂，從而降低疲勞壽 命的重要因素之一。綜合上述分析，可見對于提高釬具疲勞壽命，需從 軋材、鍛造、熱處理和機(jī)加工等各個(gè)環(huán)節(jié)進(jìn)行綜合控 制。軋材在嚴(yán)格控制化學(xué)成分的同時(shí)，需控制夾雜物 形態(tài)、尺寸及數(shù)量從而提高純凈度，并改善帶狀組織特 征以促進(jìn)顯微組織均勻化。鍛造過程通過變形溫度和 變形量控制以避免部分區(qū)域晶粒粗化。機(jī)加工要控制

25、表面質(zhì)量避免出現(xiàn)不合理的應(yīng)力集中。滲碳和后續(xù)熱處理工藝保證滲碳層與基體的合理強(qiáng)韌性匹配，而就 各個(gè)工序作用而言，滲碳和后續(xù)熱處理工藝控制對于 改善疲勞壽命影響最為顯著。4結(jié)論1) 從試樣斷口形貌來看，阿特拉斯釬尾失效試樣 在疲勞源裂紋萌生及擴(kuò)展過程中，塑性變形特征明顯， 表明其具有良好的抵抗疲勞裂紋擴(kuò)展能力，而沖擊器 鉆頭試樣脆性斷裂特征明顯。2) 兩失效試樣表面均為高硬度滲碳馬氏體層，但 阿特拉斯釬尾失效試樣滲碳層與基體組織的過渡區(qū)域 較寬，基體以貝氏體組織為主，硬度梯度過渡平緩，具 有良好的強(qiáng)度與韌性匹配; 而沖擊器鉆頭失效試樣的 馬氏體加下貝氏體過渡區(qū)域較窄，基體為馬氏體組織， 從而在服

26、役過程中表現(xiàn)出較明顯的脆性特征。即合理 的硬度梯度分布對其強(qiáng)韌性匹配和疲勞壽命影響很大。參考文獻(xiàn):1胡 銘，董鑫業(yè) 液壓鑿巖鉆車用釬具產(chǎn)品生產(chǎn)與使用J 鑿巖 機(jī)械氣動工具，2009( 2) : 26-372張國櫸 硬質(zhì)合金鑿巖機(jī)具我國新興的“資源高科技外向 型”支柱產(chǎn)業(yè)J 鑿巖機(jī)械氣動工具，2009( 2) : 38-443陳儒軍，徐家軍 高風(fēng)壓潛孔鉆頭失效分析及改進(jìn)措施J 熱加 工工藝，2008，37( 20) : 96-974Shiozawa K，Murai M，Shimatani Y Transition of fatigue failure mode of Ni-Cr-Mo low-alloy steel in very high cycle regimeJ International Journal of Fatigue，2010，32( 3) : 541-5505O