爆炸硬化的110Mn13鋼高接觸應(yīng)力下的初期耐磨性

崔宇琳，丁志敏，蘇冬雪,陳晨

(1.大連交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2.江蘇中車電機(jī)有限公司 工藝技術(shù)部，江蘇 鹽城 224100；3.燕山大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004)*

高錳鋼是一類應(yīng)用廣泛的耐磨鋼，其在大沖擊載荷或高接觸應(yīng)力作用下，表面迅速產(chǎn)生加工硬化，心部仍保持良好的韌性，因而有著其它材料無法比擬的耐磨性，廣泛的應(yīng)用于鐵路道岔、破碎機(jī)錘頭、球磨機(jī)襯板、挖壁機(jī)斗齒、齒板等機(jī)械裝備中[1-2].

然而，高錳鋼使用初期材料表面很軟，在強(qiáng)沖擊載荷或高接觸應(yīng)力作用下將產(chǎn)生較大變形，致使摩擦副之間接觸不良，磨損較大，使高錳鋼初期壽命縮短[3-4].因此，人們采用了一系列提高高錳鋼表面[5-8]或整體性能[9-12]的方法來提高高錳鋼的初期耐磨性，其中爆炸硬化處理是應(yīng)用于高錳鋼較多的一種表面形變強(qiáng)化方法.這種方法獲得的硬化層深，且使高錳鋼形成了外硬內(nèi)軟、表強(qiáng)里韌的優(yōu)異特性，從而大大改善其初期耐磨性，進(jìn)而延長使用壽命.

但在優(yōu)化爆炸硬化處理工藝時，將遇到在實(shí)驗(yàn)室條件下怎樣定量地評價爆炸硬化處理后高錳鋼，特別是在高接觸應(yīng)力作用下初期耐磨性的問題，而關(guān)于此類問題，目前還鮮有報(bào)道.僅僅張觀軍等人[8]和趙干等人[6]分別對爆炸硬化處理后高錳鋼在沖擊載荷和滑動磨粒磨損的條件下的耐磨性進(jìn)行了評定，而對于高接觸應(yīng)力下的高錳鋼耐磨性，特別是高接觸應(yīng)力下爆炸硬化后高錳鋼的初期耐磨性的評價還尚未見文獻(xiàn)報(bào)道.鑒于此，本文將在設(shè)計(jì)出具有高接觸應(yīng)力載荷磨損試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對爆炸硬化處理后的高碳高錳鋼初期耐磨性進(jìn)行評定，以期為高錳鋼高接觸應(yīng)力作用下初期耐磨性的評價提供詳實(shí)的試驗(yàn)依據(jù).

1 高接觸應(yīng)力載荷磨損試驗(yàn)的設(shè)計(jì)

1.1 摩擦副壓頭設(shè)計(jì)及接觸應(yīng)力計(jì)算

本試驗(yàn)將采用如圖1所示的CETR UMT 摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，通過摩擦副壓頭改用直徑為1.588 mm的HRB硬質(zhì)合金壓頭來獲得高接觸應(yīng)力的載荷，其夾具和硬質(zhì)合金壓頭組成的摩擦副壓頭，如圖2所示.其接觸應(yīng)力計(jì)算如下：

圖1 CETR UMT 摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)

圖2 摩擦副壓頭尺寸及實(shí)物

當(dāng)施加法向應(yīng)力，且接觸幾何條件為摩擦副為半徑為R的球與平面(R=∞)接觸，即為點(diǎn)接觸，其最大接觸應(yīng)力可按照《YB/T 5345-2014 金屬材料滾動接觸疲勞試驗(yàn)方法》中給出的計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算，如式(1)所示.

(1)

式中，F(xiàn)為施加于試樣上的法向載荷，N；μ1為試樣的泊松比；μ2為摩擦副壓頭的泊松比；試樣和摩擦副壓頭均為鋼，取μ1≈μ2≈0.3;E1、E2為圓球與平面的彈性模量；∑ρ為試樣與壓頭主曲率之和，mm-1.

計(jì)算公式為：

(2)

式中，R11為試樣垂直于滾動方向的曲率半徑，mm；R12為試樣沿滾動方向的曲率半徑，mm；R21為摩擦副壓頭垂直于滾動方向的曲率半徑，mm；R22為摩擦副壓頭沿滾動方向的曲率半徑，mm.αβ為點(diǎn)接觸變形系數(shù)；αβ值由輔助參數(shù)cosτ決定：

cosτ=|(ρ11-ρ12)+(ρ21-ρ22)|/∑ρ=0

由《YB/T 5345-2014 金屬材料滾動接觸疲勞試驗(yàn)方法》中附錄A的點(diǎn)接觸系數(shù)表查得：αβ=1

將式(2)代入式(1)得：

(3)

本試驗(yàn)中摩擦副壓頭采用Φ1.588 mm的硬質(zhì)合金圓球，施加的最大法向力F=400 N.其中硬質(zhì)合金的彈性模量E1≈630 GPa，高錳鋼的彈性模量E2≈206 GPa.

將F、E1、E2、R值代入式(3)得：σmax=15.27GPa.

1.2 體積損失量推導(dǎo)及初期耐磨性評價

在15.27 GPa的高接觸應(yīng)力下，直徑為1.588mm硬質(zhì)合金球被壓入試樣表面進(jìn)行往復(fù)磨損，則將在試樣表面形成溝槽.因此，通過測定溝槽深度可以計(jì)算體積損失量，進(jìn)而對初期耐磨性評價.體積損失量的推導(dǎo)公式如下：

當(dāng)摩擦副相對試樣滑動了S距離時，硬質(zhì)合金球壓入部分切削下來的試樣體積為圖3陰影部分所示，即磨損體積V，其中V1為壓入部分的硬質(zhì)合金球體積、V2為滑動切削掉的磨削體積.

圖3 往復(fù)磨損中硬質(zhì)合金球切削試樣模型

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

體積損失量越小，則高錳鋼的磨損量就越小，表明其耐磨性越好.

2 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)所用材料為110Mn13鍛造高碳高錳鋼(簡稱高錳鋼，下同)，其化學(xué)成分如表1所示.材料經(jīng)熔煉、澆注和鍛造后，進(jìn)行水韌處理，由于高錳鋼導(dǎo)熱性差，為防止加熱速度過快造成試樣溫度不均勻而產(chǎn)生較大的變形或開裂，故加熱時先將試樣隨爐加熱至650℃保溫2 h，使得試樣內(nèi)外溫差減小，然后再隨爐加熱到1050℃并保溫3 h后水冷，并選取了其中一組水韌處理的試樣進(jìn)行了爆炸硬化處理.并對爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼表層切割成尺寸為16 mm×12.5 mm×5mm的金相試樣和尺寸為21 mm×50 mm×115mm的磨損試塊.

表1 100Mn13高錳鋼的化學(xué)成分 %

利用Lecia DMi8 A金相顯微鏡對爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼表層進(jìn)行了組織觀察，并利用HV-1000B型顯微硬度計(jì)測量試樣的表面硬度，加載載荷為100 gf，保荷20 s.利用CETR UMT 摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)分別對爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼進(jìn)行了磨損試驗(yàn)，所用載荷為400 N.在磨損前及磨損32 min后，依次用丙酮和無水乙醇對試樣進(jìn)行超聲波清洗，用OLYMPUS LEXT OLS3100 激光共聚焦顯微鏡對磨損后的試樣進(jìn)行觀察，并測量溝槽深度，計(jì)算體積損失量.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 110Mn13鋼爆炸硬化層微觀組織

3.1.1 金相組織

圖4為爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼的金相組織，圖4(a)，4(b)為爆炸硬化前的金屬組織;圖4(c)、4(d)為爆炸硬化后的金相組織.爆炸硬化前水韌態(tài)高錳鋼組織為均一的奧氏體，而經(jīng)爆炸硬化處理后表層組織雖然也為奧氏體，但表層組織中出現(xiàn)了變形帶.

圖4 爆炸處理前后水韌態(tài)高錳鋼金相組織

3.1.2 相結(jié)構(gòu)

對爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼表層進(jìn)行X射線的衍射分析，發(fā)現(xiàn)衍射譜中只有面心立方晶體結(jié)構(gòu)的γ奧氏體相，即高錳鋼經(jīng)爆炸硬化后未發(fā)生相的轉(zhuǎn)變，如圖5所示.

圖5 爆炸處理前后水韌態(tài)高錳鋼X射線衍射譜

3.2 爆炸硬化處理后110Mn13鋼的表面硬度及其梯度

表2為爆炸處理前后水韌態(tài)高錳鋼的表面硬度.由表2可知，經(jīng)爆炸硬化后的水韌態(tài)高錳鋼硬度為557 HV，與爆炸硬化前311 HV相比，表面硬度大幅提高，提高了79.1%.圖6為爆炸處理后高錳鋼的硬度梯度.由圖6可以看出，經(jīng)爆炸硬化后，其表層具有一定厚度的變形層，硬化層約為12.5 mm，且硬度呈現(xiàn)出隨離爆炸表面距離的增加而減小而后趨于穩(wěn)定的趨勢.

表2 爆炸處理前后水韌態(tài)高錳鋼表面硬度

圖6 爆炸處理后水韌態(tài)高錳鋼的硬度梯度

3.3 高接觸應(yīng)力作用下110Mn13鋼的初期耐磨性

3.3.1 磨損后表面形貌

圖7為爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼經(jīng)磨損后表面的二維和三維形貌.從圖7的二維形貌可以看出，經(jīng)過磨損后都在表面上形成了一定深度的溝槽，并且在溝槽的底部都可以看到平行于壓頭移動方向的劃痕，以及溝槽里都有不同數(shù)量的裂紋.爆炸硬化處理前水韌態(tài)高錳鋼在溝槽底部裂紋的尺寸較小、且數(shù)量較少，而經(jīng)爆炸硬化處理后裂紋的數(shù)量較多. 裂紋數(shù)量增加將會在 后 續(xù) 高 接 觸

(a) 爆炸硬化處理前

(b) 爆炸硬化處理后

應(yīng)力下容易出現(xiàn)剝落掉塊而對耐磨性有不利的影響.

3.3.2 磨損后磨痕的深度及體積損失量

表3為爆炸硬化處理前后的水韌態(tài)高錳鋼磨損后的溝槽深度和由1.2節(jié)的體積損失計(jì)算公式(6)求出對應(yīng)的體積損失量.由表3可以看出，爆炸硬化處理前水韌態(tài)高錳鋼磨損后溝槽深度較深，為63.685 μm，而經(jīng)爆炸硬化處理后溝槽深度較淺，為35.020 μm.通過溝槽深度計(jì)算出體積損失量，其中爆炸硬化處理前高錳鋼磨損后體積損失量為0.410mm3，而爆炸硬化處理后為0.167mm3.由此可見，經(jīng)爆炸硬化后，高錳鋼的體積損失量減少了59.3%，即初期耐磨性大大提升.

表3 爆炸處理前后110Mn13鋼磨損后的溝槽深度和體積損失

在高接觸應(yīng)力的往復(fù)磨損條件下，爆炸硬化處理后的水韌態(tài)高錳鋼體積損失量明顯低于爆炸硬化處理前，即爆炸硬化處理后的水韌態(tài)高錳鋼的初期耐磨性大大提升，與爆炸硬化處理前相比提高了59.3%.造成上述結(jié)果的原因可能與爆炸硬化處理后硬度的提高有關(guān).

爆炸硬化處理前水韌態(tài)高錳鋼硬度為311HV，而爆炸硬化處理后，在高能量沖擊波作用下，產(chǎn)生塑形變形，使表面硬度增加，達(dá)到557HV，正是由于爆炸硬化處理后的高錳鋼比爆炸硬化處理前的硬度高，所以在同樣的接觸應(yīng)力下，爆炸硬化處理前由于高錳鋼硬度低，導(dǎo)致壓痕深，變形量大，因而體積損失量大.而經(jīng)過爆炸硬化處理后高錳鋼硬度提高，則變形量小，壓痕較淺，體積損失量小.最終導(dǎo)致爆炸硬化處理后高錳鋼的初期耐磨性得到了提高.即在高接觸應(yīng)力的作用下，高的表面硬度是爆炸硬化處理后高錳鋼初期耐磨性提高的主要原因.但是，雖然爆炸硬化提高材料表面的硬度，使高應(yīng)力載荷下初次的塑性變形減小，可以提高高錳鋼的初期耐磨性，但在隨后的摩擦磨損過程中正是由于高的接觸應(yīng)力材料因塑性差而容易出現(xiàn)裂紋和剝落掉塊，而將降低高錳鋼的初期耐磨性.

4 結(jié)論

為了評價高接觸應(yīng)力下爆炸硬化處理對高錳鋼初期耐磨性提高的程度，本文首先通過將CETR UMT 摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)中的摩擦副壓頭改用直徑為1.588 mm的HRB硬質(zhì)合金壓頭，然后采用400N的加載載荷、獲得15.27GPa高的接觸應(yīng)力的基礎(chǔ)上，開展了爆炸硬化處理后110Mn13高碳高錳鋼的組織和高接觸應(yīng)力下的初期耐磨性能的研究，得出以下結(jié)論：

(1)爆炸硬化處理前水韌態(tài)高錳鋼為單一的奧氏體組織.經(jīng)爆炸硬化處理后，表層組織仍為奧氏體組織，未有相的轉(zhuǎn)變，但其表層具有一定厚度的變形層;

(2)經(jīng)爆炸硬化處理后的水韌態(tài)高錳鋼，表面硬度大幅提高，由311 HV提高到557 HV，提高了79.1%.硬化層約為12.5 mm，且硬度呈現(xiàn)出隨離爆炸表面距離的增加而減小而后趨于穩(wěn)定的趨勢;

(3)在高接觸應(yīng)力的往復(fù)磨損條件下，爆炸硬化處理后的水韌態(tài)高錳鋼體積損失量明顯低于爆炸硬化處理前，由0.410 mm3降低到0.167 mm3，即爆炸硬化處理后的水韌態(tài)高錳鋼的初期耐磨性得到大幅提升，與爆炸硬化處理前相比提高了59.3%.