稀土對GCr15軸承鋼滾動接觸疲勞中微點(diǎn)蝕的影響

李林龍,吳 彼,薛偉海,高禩洋,段德莉,李 曙

(中國科學(xué)院金屬研究所 遼寧省航發(fā)材料摩擦學(xué)重點(diǎn)實驗室,遼寧 沈陽 110016)

軸承是高端裝備的關(guān)鍵核心部件，通常人們比較關(guān)注的是軸承的疲勞失效壽命.隨著鋼鐵冶煉工藝的不斷進(jìn)步，軸承材料的純凈化和均質(zhì)化已經(jīng)大幅提升[1-2].此外，軸承設(shè)計和加工工藝也不斷更新?lián)Q代.目前，在很多應(yīng)用中，軸承的疲勞失效壽命已經(jīng)不是制約軸承性能的關(guān)鍵因素，軸承的精度壽命逐漸凸顯.例如，現(xiàn)在的高端機(jī)床軸承通常由于達(dá)到軸承精度壽命而失效[3-4].精度壽命指的是軸承在運(yùn)行過程中的振動、摩擦力矩和外圈溫升等指標(biāo)超過規(guī)定值，導(dǎo)致主軸旋轉(zhuǎn)精度降低，進(jìn)而影響機(jī)床的加工精度，此時軸承就達(dá)到了實際使用壽命，該實際使用壽命就是軸承精度壽命[5-6].軸承達(dá)到精度壽命時，內(nèi)外圈、滾動體和保持架并沒有發(fā)生宏觀的損傷，例如疲勞失效時肉眼可見的大剝落坑等.通常出現(xiàn)的變化是內(nèi)外圈滾道面上出現(xiàn)的大量小的剝落坑，人們稱之為微點(diǎn)蝕.

微點(diǎn)蝕是在混合潤滑或干摩擦條件下由于兩接觸面微凸體發(fā)生直接接觸從而在周期性循環(huán)應(yīng)力作用下產(chǎn)生的表層材料剝落[7-9].微點(diǎn)蝕一般萌生于十分接近表面的位置(約十微米級甚至更淺)，其尺寸為十幾到幾十微米量級.單一微點(diǎn)蝕難以用肉眼識別，但許多微點(diǎn)蝕坑聚集在一起，會呈現(xiàn)灰色的磨痕形態(tài).微點(diǎn)蝕作為軸承和齒輪等部件服役于滾動接觸疲勞工況下的典型早期損傷，受到了摩擦學(xué)領(lǐng)域人員的高度重視.Vr?ek等[10]研究了摩擦副硬度差對微點(diǎn)蝕的影響，采用雙輥接觸疲勞試驗機(jī)，在邊界潤滑條件下試驗，結(jié)果表明微點(diǎn)蝕與磨損存在競爭關(guān)系，當(dāng)摩擦副硬度相當(dāng)時，微點(diǎn)蝕較為嚴(yán)重.Moorthy等[1]采用球盤形式研究滾動接觸疲勞過程中有無涂層對微點(diǎn)蝕及微裂紋的萌生及擴(kuò)展的影響，當(dāng)試樣表面有涂層時，涂層會填滿表面機(jī)加工產(chǎn)生的凹凸峰，微點(diǎn)蝕在表面凹口處萌生和擴(kuò)展，結(jié)果表明表面合適的涂層可以顯著減少微點(diǎn)蝕的產(chǎn)生.Ueda等[11]研究了摩擦對微點(diǎn)蝕的影響，采用球盤試驗機(jī)，在含有不同濃度的油中通過改變摩擦力進(jìn)行試驗，結(jié)果表明隨著摩擦周次的增加，微點(diǎn)蝕的數(shù)量也慢慢增加；摩擦對微點(diǎn)蝕有非常顯著的影響，當(dāng)摩擦系數(shù)從0.1降到0.04時，微點(diǎn)蝕的產(chǎn)生程度降低了10倍；較低的摩擦力產(chǎn)生較少的微點(diǎn)蝕；摩擦影響微點(diǎn)蝕的主要機(jī)制是通過對試樣表面應(yīng)力的影響，減少摩擦就減少了近表面微凸體的局部拉應(yīng)力和剪應(yīng)力，從而減少裂紋的萌生和擴(kuò)展.可見，已有研究對微點(diǎn)蝕的研究不夠深入，鮮有材料組織結(jié)構(gòu)的影響研究.針對微點(diǎn)蝕的演化過程研究較少，材料試驗中的微點(diǎn)蝕與臺架試驗中的對應(yīng)關(guān)系未見研究，微點(diǎn)蝕的形成機(jī)制還未明確.

隨著冶金技術(shù)的發(fā)展，稀土在軸承鋼中廣泛應(yīng)用，我國稀土資源十分豐富，工業(yè)儲量占世界第一位[12-14].在鋼中加入稀土一直是研究GCr15軸承鋼的熱門方向.在鋼中加入稀土元素，起到了凈化鋼液、微合金化和變質(zhì)夾雜物的作用[15-17].Yue等[18]研究了稀土對鋼中夾雜物的影響，結(jié)果表明，稀土改變了鋼中夾雜物的類型和形態(tài)，減少了夾雜物并且降低了點(diǎn)蝕速率，經(jīng)稀土改性后，鋼的耐點(diǎn)蝕性顯著提高.Gao等[19]研究了稀土對鋼組織的影響，在鋼中加入不同含量的稀土，結(jié)果表明，稀土可以顯著細(xì)化晶粒尺寸，鋼在鑄造狀態(tài)時的尺寸由50 μm減小至25 μm，沖擊韌性顯著提高.目前，有關(guān)在鋼中加入稀土的研究更多關(guān)注的是稀土對鋼中的夾雜物及力學(xué)性能的影響，對鋼中微點(diǎn)蝕行為的影響研究較少.

本文中在油潤滑的條件下，采用球棒式滾動接觸疲勞試驗機(jī)，開展了稀土/普通 GCr15軸承鋼與 Si3N4陶瓷球的滾動接觸疲勞試驗.經(jīng)過不同周次試驗后，對試驗軸承鋼棒磨痕表面微點(diǎn)蝕的分布、大小及深度進(jìn)行表征分析，探討稀土的添加對GCr15軸承鋼滾動接觸疲勞中微點(diǎn)蝕行為的影響.同時，除了材料級的球棒接觸疲勞試驗，本文中還進(jìn)行了軸承的臺架試驗，并對試驗后軸承套圈表面的微點(diǎn)蝕的分布、大小及深度相應(yīng)的進(jìn)行研究.綜合材料級球棒試驗和部件級軸承臺架試驗結(jié)果，探討微點(diǎn)蝕的形成機(jī)制及與材料組織結(jié)構(gòu)的關(guān)系.

1 試驗方法及材料

1.1 試驗方法

為模擬實際軸承的服役工況，本試驗在 MJP-15球棒式滾動接觸疲勞試驗機(jī)上進(jìn)行，圖1所示為試驗原理的示意圖.3個成120°分布的Φ12.7 mm陶瓷球在上下錐環(huán)的靠近加載下，與中心Φ12 mm的軸承鋼棒形成點(diǎn)接觸.試驗時，中心軸承鋼棒試樣在電機(jī)的帶動下高速旋轉(zhuǎn)，陶瓷球在中心軸承鋼棒的帶動下，做圍繞軸承鋼棒的公轉(zhuǎn)和自轉(zhuǎn)，兩者間產(chǎn)生滾/滑動接觸.

Fig.1 Experimental schematic diagram圖1 試驗原理圖

潤滑油通過油泵，由油箱經(jīng)過進(jìn)油口泵進(jìn)入油盒的底部，從油盒的上部回到油箱，對陶瓷球與軸承鋼的滾動接觸進(jìn)行潤滑.振動傳感器安裝在油盒的外部，實時監(jiān)測記錄系統(tǒng)的振動，當(dāng)振動超過設(shè)定的閾值時，試驗自動停止.

球棒試驗采用砝碼加載，根據(jù)軸承參數(shù)及實際工況，試驗載荷固定為25 N，計算可得應(yīng)力為5 GPa，軸承鋼棒的轉(zhuǎn)速為 5 000 r/min，滾動體為 Si3N4陶瓷球(每次試驗更換新球)，潤滑油為飛馬Ⅱ號.本文中重點(diǎn)考察不同材料和滾動周次下微點(diǎn)蝕損傷行為，分別進(jìn)行了20 000、80 000、320 000和640 000周次的試驗，以上周次均遠(yuǎn)未達(dá)到軸承鋼發(fā)生疲勞剝落的周次.

本試驗中采用的軸承臺架試驗機(jī)為懸臂結(jié)構(gòu)，單個7008被試軸承內(nèi)圈過盈安裝于工裝軸上，軸承外圈與軸承座之間間隙配合.軸承內(nèi)圈在電主軸驅(qū)動下高速旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速為10 000 r/min.軸向和徑向載荷分別通過步進(jìn)電機(jī)加載于軸承工裝和軸承外圈上，軸向和徑向載荷分別為2.2和3.5 kN.采用32#耐磨液壓油對軸承進(jìn)行噴油潤滑，潤滑油經(jīng)強(qiáng)制風(fēng)冷后溫度穩(wěn)定在48 ℃左右.軸承臺架試驗過程中對軸承外圈溫度和振動進(jìn)行采集與檢測，主要以軸承徑向振動值作為軸承疲勞失效判據(jù).所有被試軸承均未失效，振動未超標(biāo)，軸承拆解也未發(fā)現(xiàn)肉眼可見的疲勞剝落坑.

試驗前后均采用酒精超聲清洗試樣5 min并烘干.用哈量2206B型輪廓儀測量試樣的表面粗糙度，采用宏觀洛氏硬度計測量軸承鋼棒試樣硬度，用基恩士VHX-6000超景深三維顯微鏡、白光干涉儀和INSPECTF50場發(fā)射掃描電鏡(SEM)等設(shè)備對軸承鋼棒試樣磨痕表面及截面形貌進(jìn)行分析，探討微點(diǎn)蝕形成機(jī)制.

1.2 試驗材料

本試驗中所用軸承鋼棒試樣材料為稀土GCr15軸承鋼(RE GCr15)和普通GCr15軸承鋼(0RE GCr15)，其化學(xué)成分列于表1中，試驗前軸承鋼棒的表面形貌照片如圖2所示.球試樣為Si3N4陶瓷球，采用熱等靜壓工藝制備，尺寸精度等級為G5.

表1 稀土/普通GCr15 軸承鋼化學(xué)成分[20]Table 1 Chemical composition of RE GCr15/0RE GCr15

Fig.2 Optical micrograph of surface morphology of samples before the test:(a) RE GCr15;(b) 0RE GCr15圖2 試驗前樣品在光學(xué)顯微鏡下的表面形貌照片：(a) RE GCr15；(b) 0RE GCr15

稀土GCr15軸承鋼和普通GCr15軸承鋼采用相同的熱處理工藝：先在1.5 h內(nèi)升溫至740 ℃然后保溫2 h，接著在0.5 h內(nèi)繼續(xù)升溫至840 ℃并保溫0.5 h，隨后在80 ℃油中淬火1 h，再在-80 ℃環(huán)境中深冷2 h，最后210 ℃下保溫3 h，其中深冷處理是為了降低鋼中殘余奧氏體的含量.用洛氏硬度計測量軸承鋼棒試樣的硬度，4次測試結(jié)果及平均值列于表2中，可以看出稀土/普通GCr15軸承鋼硬度相當(dāng).采用接觸式輪廓儀測得2種軸承鋼棒試樣圓周表面的粗糙度Ra值均為0.2 μm左右.將熱處理后的軸承鋼棒試樣拋光后經(jīng)4%(體積分?jǐn)?shù))的硝酸酒精溶液腐蝕，用場發(fā)射掃描電鏡觀察其組織形態(tài)的形貌.

表2 稀土/普通GCr15 軸承鋼宏觀洛氏硬度(HRC)Table 2 Macroscopic Rockwell hardness of RE GCr15/0RE GCr15

2 試驗結(jié)果

2.1 不同周次下的振動曲線

圖3所示為稀土/普通 GCr15軸承鋼不同周次滾動接觸疲勞試驗測得的振動曲線，橫坐標(biāo)是時間，縱坐標(biāo)是振動傳感器輸出的電壓信號，數(shù)值的大小反應(yīng)振動加速度的大小.振動曲線可以實時監(jiān)測試驗過程中氮化硅陶瓷球與GCr15軸承鋼棒之間產(chǎn)生的振動.從圖3中可以清晰地看出，隨著周次的增加，稀土GCr15軸承鋼的振動值始終小于普通GCr15軸承鋼的振動值，尤其在320 000周次時最明顯.有研究指出，微點(diǎn)蝕的出現(xiàn)及數(shù)量可能是導(dǎo)致軸承振動加劇的原因，這預(yù)示著不同周次下，稀土GCr15軸承鋼的微點(diǎn)蝕數(shù)量少于普通GCr15軸承鋼.

Fig.3 Vibration curves of RE GCr15/0RE GCr15 during different contact cycles tests圖3 稀土/普通GCr15 軸承鋼不同周次試驗的振動曲線

2.2 不同周次下的微點(diǎn)蝕形貌

稀土/普通 GCr15軸承鋼經(jīng)不同周次滾動接觸疲勞試驗后磨痕表面形貌的光學(xué)顯微鏡照片如圖4所示.

Fig.4 Optical micrographs of the surface morphology of wear marks on RE GCr15/0RE GCr15 after rolling contact fatigue test at different cycles圖4 稀土/普通GCr15 軸承鋼經(jīng)不同周次滾動接觸疲勞試驗后磨痕表面形貌的光學(xué)顯微鏡照片

與圖2中的原始形貌照片對比可知，在軸承鋼棒的磨痕中，所有周次滾動接觸疲勞試驗后均可清晰地觀察到微點(diǎn)蝕，如圖4中方框內(nèi)所示.值得注意的是，普通 GCr15軸承鋼中存在成片微點(diǎn)蝕，而稀土 GCr15軸承鋼并沒有出現(xiàn)此現(xiàn)象.

試驗后，隨機(jī)選取磨痕內(nèi)20個不同位置，放大500倍后，用VHX-6 000超景深三維顯微鏡對其形貌進(jìn)行表征分析，對形貌照片中的微點(diǎn)蝕數(shù)量進(jìn)行統(tǒng)計，其中成片的微點(diǎn)蝕作為1個微點(diǎn)蝕進(jìn)行統(tǒng)計，結(jié)果列于表3中.可以看出，不管是稀土GCr15軸承鋼還是普通GCr15軸承鋼，微點(diǎn)蝕的數(shù)量隨著滾動接觸疲勞試驗循環(huán)周次的增加而增加.同樣循環(huán)周次下，盡管普通GCr15軸承鋼中成片的微點(diǎn)蝕作為1個微點(diǎn)蝕進(jìn)行統(tǒng)計，稀土GCr15軸承鋼的微點(diǎn)蝕數(shù)量相對普通GCr15軸承鋼還是較少.

表3 不同周次試驗后磨痕中微點(diǎn)蝕數(shù)量統(tǒng)計Table 3 Statistics of micro pitting in wear marks after different contact cycles tests

2.3 微點(diǎn)蝕三維形貌(形狀與深度)

圖5所示為選取的1處典型的稀土/普通GCr15軸承鋼的微點(diǎn)蝕三維形貌照片.稀土GCr15軸承鋼磨痕中的微點(diǎn)蝕形狀偏圓形，而普通GCr15軸承鋼磨痕中的微點(diǎn)蝕偏橢圓形，部分微點(diǎn)蝕形狀為棱角形.其產(chǎn)生的原因可能與碳化物的尺寸及分布相關(guān).

滾動接觸疲勞試驗后，在每個周次下的磨痕中隨機(jī)選取4個微點(diǎn)蝕，用白光干涉儀測出微點(diǎn)蝕的深度，分類統(tǒng)計結(jié)果如圖6所示(P表示磨痕中不同深度范圍內(nèi)的微點(diǎn)蝕數(shù)量百分比).稀土GCr15軸承鋼中微點(diǎn)蝕深度多集中于0～0.7 μm，普通GCr15軸承鋼中微點(diǎn)蝕深度則多集中于0.7～1.4 μm；在本次統(tǒng)計中，普通鋼中微點(diǎn)蝕深度最高可達(dá)2 μm，而稀土鋼中微點(diǎn)蝕深度最高可達(dá)1.4 μm，表明稀土GCr15軸承鋼中的微點(diǎn)蝕深度更小.

Fig.6 Number percentage of micro pittings in different depth ranges of wear marks of rare earth/common GCr15 bearing steel圖6 稀土/普通GCr15軸承鋼磨痕中不同深度范圍內(nèi)微點(diǎn)蝕的數(shù)量百分比

2.4 臺架試驗

本文中采用MJP-15球棒式接觸疲勞試驗機(jī)模擬軸承中滾動體與滾道之間的滾動接觸疲勞，為了驗證材料級的球棒試驗得到的微點(diǎn)蝕與實際工程服役軸承的對應(yīng)性，選用實際軸承在臺架上進(jìn)一步開展試驗.

臺架試驗選用7008角接觸球軸承(包括稀土軸承和普通軸承)，試驗后內(nèi)外滾道均以微點(diǎn)蝕為主.圖7所示為球棒試驗和臺架試驗的微點(diǎn)蝕對比.圖7(a)所示為稀土GCr15軸承鋼在球棒試驗機(jī)上的微點(diǎn)蝕，圖7(d)所示為稀土GCr15軸承鋼在臺架試驗機(jī)上的微點(diǎn)蝕，兩者的表面形貌很相似，都是類似圓形的微點(diǎn)蝕，而且微點(diǎn)蝕中的碳化物大小相同且分布較均勻；圖7(b)和(e)分別是普通GCr15軸承鋼在球棒試驗機(jī)和臺架試驗機(jī)上微點(diǎn)蝕的形貌照片，從形貌照片可以看出，在微點(diǎn)蝕邊緣都有凸起，且二者形貌相似，是由普通GCr15軸承鋼表面塑性變形引起的；圖7(c)和(f)也是普通GCr15軸承鋼的微點(diǎn)蝕形貌照片，普通GCr15軸承鋼的磨痕表面都會產(chǎn)生成片的微點(diǎn)蝕.

綜上，不管是稀土GCr15軸承鋼還是普通GCr15軸承鋼，材料級的球棒試驗和部件級的臺架試驗均產(chǎn)生類似形貌的微點(diǎn)蝕.說明球棒試驗可以充分模擬滾動體與滾道之間滾動接觸疲勞的摩擦工況，在研究軸承鋼的性能時具有重要的參考價值.

3 分析與討論

3.1 組織對微點(diǎn)蝕的影響

眾所周知，GCr15軸承鋼的化學(xué)成分、夾雜物的含量、碳化物大小及分布等在所有鋼中要求最嚴(yán)格，這些參數(shù)在很大程度上決定了軸承的性能.在相同熱處工藝下，硬度測試(表2)已經(jīng)表明，稀土GCr15軸承鋼和普通GCr15軸承鋼的硬度相差不大.因此考慮從材料組織結(jié)構(gòu)的角度出發(fā)，研究2種軸承鋼微點(diǎn)蝕差異的原因.

圖8所示為掃描電鏡觀察的稀土/普通GCr15軸承鋼的顯微組織照片.可見，不管是稀土GCr15軸承鋼還是普通GCr15軸承鋼的組織都主要以馬氏體和碳化物為主.2種軸承鋼對比可知，稀土GCr15軸承鋼中的碳化物尺寸更小，形狀更圓，分布更均勻；而普通GCr15軸承鋼中出現(xiàn)網(wǎng)狀碳化物和液析碳化物.在熱軋和冷卻過程中，由于普通GCr15軸承鋼中的碳在奧氏體中的溶解度降低，過飽和的碳以碳化物的形式從奧氏體中沿晶界呈網(wǎng)狀析出，形成網(wǎng)狀碳化物.網(wǎng)狀碳化物增加了GCr15軸承鋼的脆性，降低了強(qiáng)度.軸承在服役過程中，在碳化物聚集[圖8(b)中網(wǎng)狀碳化物]的位置容易萌生裂紋和擴(kuò)展，產(chǎn)生微點(diǎn)蝕.這是普通GCr15軸承鋼產(chǎn)生更多更深微點(diǎn)蝕的原因之一.

Fig.8 SEM micrographs of microstructure of RE GCr15/0RE GCr15圖8 稀土/普通GCr15軸承鋼顯微組織的SEM照片

圖8(b)中的液析碳化物是在鋼液凝固時，由于液體中碳和合金元素富集產(chǎn)生亞穩(wěn)定共晶碳化物，在鋼中產(chǎn)生液析碳化物對組織不均勻和性能有明顯的影響.主要是因為液析碳化物顆粒較大、脆性大、硬度高且暴露在軸承鋼表面，呈條狀分布，增大了其在服役過程中的開裂現(xiàn)象，加快軸承磨損，最終產(chǎn)生微點(diǎn)蝕，長時間會導(dǎo)致表面產(chǎn)生剝落現(xiàn)象.本文中在普通GCr15軸承鋼中加入稀土，從顯微組織照片中可以看出，稀土的加入不僅消除了碳化物液析的現(xiàn)象，而且避免了網(wǎng)狀碳化物的形成.

用VHX-6000超景深三維顯微鏡觀察稀土/普通GCr15軸承鋼的顯微組織，如圖9所示，發(fā)現(xiàn)普通GCr15軸承鋼偏析較為嚴(yán)重.碳化物本身作為鋼中組織的硬脆相，試驗中容易在內(nèi)部產(chǎn)生高應(yīng)力，從而導(dǎo)致應(yīng)力集中，當(dāng)應(yīng)力過高時在碳化物處引起破裂形成裂紋.普通GCr15軸承鋼由于碳化物嚴(yán)重偏析，此時碳化物破裂產(chǎn)生的微裂紋在應(yīng)力集中處連接時就發(fā)展成為裂紋的源頭；另外碳化物的膨脹系數(shù)和基體不同，破壞了碳化物與基體之間的連續(xù)性，當(dāng)進(jìn)行試驗時，在循環(huán)應(yīng)力的作用下，碳化物與基體之間產(chǎn)生摩擦并不斷擠壓，降低了碳化物與基體的結(jié)合能力，碳化物與基體脫離，形成微點(diǎn)蝕.

Fig.9 Optical micrographs of microstructure of RE GCr15/0RE GCr15圖9 稀土/普通GCr15軸承鋼的顯微組織的光學(xué)顯微鏡照片

3.2 微點(diǎn)蝕的形成機(jī)制

微點(diǎn)蝕是很多軸承零部件的失效模式之一，而微點(diǎn)蝕的產(chǎn)生跟碳化物的剝落和表面微凸體級別的損傷有關(guān).

軸承鋼在服役過程中，碳化物在材料內(nèi)部所承受的應(yīng)力大小與碳化物的分布均勻程度有關(guān)，碳化物聚集的周圍應(yīng)力更大，在交變應(yīng)力的作用下利于萌生和擴(kuò)展微裂紋，從而更容易產(chǎn)生微點(diǎn)蝕.在普通GCr15軸承鋼中加入稀土，軸承鋼中的碳化物分布更均勻，而普通GCr15軸承鋼中的碳化物分布不均勻且大部分呈長條形.從微點(diǎn)蝕放大照片可以看出，稀土GCr15軸承鋼產(chǎn)生的微點(diǎn)蝕為圓形，而普通GCr15軸承鋼中的微點(diǎn)蝕多為尖角形.在滾動接觸疲勞試驗中，長條形分布的碳化物作為硬質(zhì)點(diǎn)，相較于均勻分布的碳化物更容易萌生裂紋，導(dǎo)致普通GCr15鋼的微點(diǎn)蝕成片剝落.

試驗后，平行于磨痕并沿著磨痕的邊緣進(jìn)行切割，將截面進(jìn)行磨拋后用掃描電鏡觀察形貌，如圖10所示.棒試樣轉(zhuǎn)動的方向(Rolling direction,RD)如圖10中箭頭所示，從微點(diǎn)蝕的截面照片可以發(fā)現(xiàn)，稀土GCr15軸承鋼的微點(diǎn)蝕底部較圓滑，而普通GCr15軸承鋼的單個微點(diǎn)蝕呈尖角形，而截面的上方凹凸不平，這是由于普通GCr15軸承鋼中的碳化物尺寸較大且分布不均勻(圖8)，在滾動接觸疲勞過程中由于應(yīng)力集中，在碳化物聚集的地方易于產(chǎn)生微裂紋，在圖10(c)和(d)中可見很多深度為幾微米的亞表層裂紋.這些因素共同導(dǎo)致由于碳化物在組織中分布不均引起的碳化物聚集形成的成片微點(diǎn)蝕.

眾所周知，滾動接觸疲勞試驗是評價軸承材料在高接觸應(yīng)力和高轉(zhuǎn)速下使用壽命的關(guān)鍵因素，滾動接觸疲勞失效是由表面產(chǎn)生剝落引起的，而剝落坑早期的形成機(jī)制是大大小小的微點(diǎn)蝕成片出現(xiàn)導(dǎo)致軸承失效.微點(diǎn)蝕的形成分為表面啟裂和亞表層啟裂2種類型.表面啟裂的微點(diǎn)蝕一般受接觸應(yīng)力、表面粗糙度及油膜厚度的影響較大.亞表層啟裂引發(fā)的微點(diǎn)蝕是由接觸時產(chǎn)生的循環(huán)剪切應(yīng)力引起的，常常出現(xiàn)在應(yīng)力集中處.

從圖10中清晰可見普通GCr15軸承鋼表面產(chǎn)生成片的微點(diǎn)蝕，在成片微點(diǎn)蝕下還發(fā)現(xiàn)了3處亞表層裂紋[圖10(c)和(d)]，這是產(chǎn)生更多微點(diǎn)蝕的主要原因.亞表層裂紋距表面2 μm左右[圖10(c)和(d)]，并且裂紋向表面擴(kuò)展.隨著試驗的進(jìn)行，微裂紋慢慢擴(kuò)展到磨痕表面，產(chǎn)生更深更大的微點(diǎn)蝕，當(dāng)微點(diǎn)蝕擴(kuò)展到一定程度，就會形成剝落坑，此時軸承失效.

已有對滾動接觸疲勞的有限元分析中，大部分都是針對非金屬夾雜物的模擬，Guan等[21]采用有限元法研究了軸承鋼中含有非金屬夾雜物的裂紋萌生及擴(kuò)展，在有限元模型上通過動態(tài)的方法與赫茲接觸理論相結(jié)合，計算微區(qū)域的Von mises 應(yīng)力分布，結(jié)果表明，最大應(yīng)力出現(xiàn)在非金屬夾雜物附近從而導(dǎo)致裂紋的萌生和擴(kuò)展.眾多研究中，關(guān)于微點(diǎn)蝕的有限元模擬較少.

本文中利用Hertz接觸理論計算說明微點(diǎn)蝕的形成機(jī)制.假設(shè)在邊界潤滑下(油膜參數(shù)λ＜1，油膜厚度小于微凸體高度和碳化物突出的高度，微凸體和碳化物可與Si3N4陶瓷球直接接觸，微凸體按半圓柱計算，設(shè)定半徑r為0.5～2 μm，圓柱高度L為4 μm，載荷假設(shè)為0.4 N.計算所得表層微凸體內(nèi)Hertz接觸應(yīng)力分布如圖11所示.最大剪切應(yīng)力出現(xiàn)的位置距表面深度1 μm左右，應(yīng)力值為12～25 GPa，特別注意的是，以上遠(yuǎn)高于GCr15軸承鋼剪切強(qiáng)度(1 GPa左右)的應(yīng)力值是由仿真模型的微凸體尺寸小以及載荷是假設(shè)值所導(dǎo)致的，不一定是真實的應(yīng)力值.最大剪應(yīng)力集中區(qū)域裂紋易于萌生，在小尺度微凸體斷裂過程中，裂紋的萌生起主導(dǎo)作用.

Fig.11 Shear stress distribution resulted from the asperity contact圖11 微凸體接觸的剪應(yīng)力分布

試驗用Si3N4陶瓷球和GCr15軸承鋼的圓棒從宏觀上看，表面均光滑平整，但在顯微鏡下觀察時，表面卻呈現(xiàn)許多不規(guī)則的凸峰和凹谷，由凸峰和凹谷組成的部分定義為微凸體.近似假設(shè)建立微凸體及碳化物接觸模型，如圖12所示.稀土/普通GCr15軸承鋼的微凸體尺寸是類似的(粗糙度均為0.2 μm)，而2種鋼中碳化物的分布是不同的，稀土GCr15軸承鋼中的碳化物分布較均勻，產(chǎn)生的剪切應(yīng)力也相對均勻，所以產(chǎn)生的微點(diǎn)蝕也較小較淺；而普通GCr15軸承鋼中出現(xiàn)網(wǎng)狀碳化物和嚴(yán)重的偏析現(xiàn)象，在試驗過程中，微凸體及淺層的碳化物分布不均勻，又由于應(yīng)力的作用，微凸體及碳化物不斷與陶瓷滾動體摩擦，導(dǎo)致最大剪應(yīng)力集中，在微凸體及碳化物下面產(chǎn)生微裂紋(試驗中)，隨著試驗的進(jìn)行，微裂紋慢慢擴(kuò)展，當(dāng)試驗停止時，微凸體及碳化物脫落形成微點(diǎn)蝕，此時的微點(diǎn)蝕也較深，并且容易成片剝落.

Fig.12 Micro-pitting formation mechanism model(a) RE GCr15；(b) 0RE GCr15圖12 微點(diǎn)蝕形成機(jī)制模型(a) RE GCr15；(b) 0RE GCr15

4 結(jié)論

在本研究中，以球棒接觸的形式，在油潤滑的條件下，考察了稀土/普通GCr15軸承鋼在滾動接觸疲勞試驗20 000、80 000、320 000和640 000周次后產(chǎn)生的微點(diǎn)蝕.根據(jù)結(jié)果，可以得出以下結(jié)論：

a.2種GCr15軸承鋼在本試驗條件下均會產(chǎn)生微點(diǎn)蝕，且微點(diǎn)蝕的數(shù)量均隨滾動接觸疲勞試驗周次的增加而增加；不同的是，普通GCr15軸承鋼產(chǎn)生的微點(diǎn)蝕容易成片出現(xiàn)且較深；

b.普通GCr15軸承鋼的組織結(jié)構(gòu)中容易出現(xiàn)網(wǎng)狀碳化物和液析碳化物，這是其微點(diǎn)蝕成片的重要原因.此外，普通GCr15軸承鋼中存在分布不均勻而且尺寸較大的碳化物，稀土的加入使碳化物分布更為均勻，抑制了微點(diǎn)蝕的產(chǎn)生.

c.本文中材料級的球棒試驗和部件級的軸承臺架試驗機(jī)得到微點(diǎn)蝕結(jié)果相同.說明球棒試驗可以充分模擬實際軸承中滾動體與滾道之間的滾動接觸疲勞.