通过提高非金属夹杂物与基体的结合力以延长滚动轴承寿命第2部分: 夹杂物的组成及形态对延寿的影响

通过提高非金属夹杂物与基体的

结合力以延长滚动轴承寿命第2部分:

夹杂物的组成及形态对延寿的影响

[日]佐田隆 等

滚动轴承用钢材中不可避免地存在着形成剥落起点(内部起源型)的非金属夹杂物。在非金属夹杂物中, 与基体的结合力差的氧化物对于轴承寿命特别不利, 因此, 日本炼钢厂家通过开发使生成氧化物的钢中含氧量降低到极限的(纯净化)技术, 稳定地制造纯净度高的轴承钢。然而, 在世界市场有时不易购入这样的高纯净度轴承钢。因此, 本研究的目的是, 即便在使用了低纯净度轴承钢的情况下, 通过改善氧化物与基体的结合状态(如氧化物与基体的结合力), 开发出能得到与使用高纯净度轴承钢制造的轴承同等寿命的技术。

文章第1部分根据由进行了热等静压(HIP)加工的低纯净度轴承钢制作的球轴承内圈的寿命试验结果, 明确了通过使氧化物与基体相结合而延长轴承寿命的机理。再者, 文章第1部分的寿命试验用低纯净度轴承钢采用小批量熔炼方式熔炼(小容量炉熔炼), 夹杂物的生成过程与所谓量产钢材并不同, 所以夹杂物的组成及形态有可能与量产钢材不同。本文为了明确夹杂物的组成及形态不同情况下的延寿效果, 以量产设备制造的轴承钢为对象, 确认HIP处理的轴承钢的寿命变化。再者, 在推力型滚动疲劳试验的先前研究中确认了HIP处理后的延寿效果, 而在载荷方向及大小不同的实用条件下的向心轴承也可获得同样的结果, 这已在文章第1部分得到了验证, 因此, 这次通过试验效率高的推力型滚动疲劳试验评价了寿命。

1 滚动疲劳试验

1.1 试件

将国内、外钢铁厂家制造的8种轴承钢(相当于JIS-SUJ2)作为试验材料, 制作了图1所示形状的滚动疲劳试件。各试件的棒材直径、 主要化学成分以及氧化物的预测最大直径见表1。与文章第1部分一样, 氧化物的预测最大直径是利用极值统计法推定的8 600 mm²面积中的预测最大直径(当量圆直径, 如表1中的23.9 μm等)。表1中依照用后述的滚动疲劳试验得到的未处理试件的90%可靠度寿命L_10N的长短排序, 罗列了8种试件。

表1 试件用棒材的性能

图1 试件的尺寸

对未进行HIP处理的钢材(棒材)及在文章第1部分已确认可延长寿命的HIP-2条件(指设定的第2种HIP处理条件, 即温度1 150 ℃, 压力147～150 MPa, 持续时间4 h)下进行处理后的钢材实施正火、 退火处理, 通过车削加工成内圈试件, 然后进行淬火、 回火处理, 对滚动面进行了平面研磨。最后采用280^#, 400^#, 700^#金刚砂纸依次对

滚动面进行了研磨精加工, 制成内圈。成品内圈的表面硬度为62～64 HRC。由未进行HIP处理的钢材制作的试件称为未处理试件; 由HIP处理的钢材制作的试件称为HIP处理试件。

在未处理试件截面上观察到的代表性氧化物如图2所示。从M-1到M-7中含有的氧化物主体是尖晶石(MgO-Al₂O₃)。其中, 从M-1到M-4中含有的氧化物多数为与软质的硫化物复合的球状氧化物, 与基体间的空隙微小。复合的硫化物均含有Ca与Mn(CaS-MnS)。另一方面, 从M-5到M-7中含有的氧化物多数为有棱角的单纯的氧化物, 与M-1到M-4相比, 其与基体间的空隙大。M-8中含有的氧化物是MgO-CaO-Al₂O₃, 多数为与CaS-MnS复合的氧化物。这些特征虽说与M-1到M-4类似, 可是最大的不同在于棒材的长度方向(轧制方向)上有显著的空隙。

图2 在未处理试件截面上观察到的代表性氧化物

作为实例, 通过场发射电子探针显微分析仪(FE-EPMA)对M-4中的复合夹杂物进行元素分析的结果如图3所示, 可知含有Mn与Ca的硫化物包围着含有Al与Mg的氧化物。

图3 M-4中复合夹杂物的元素分析结果(SE:二次电子图像; CP:成分图像)

如上所述, 此次8种试件中含有的主要氧化物与文章第1部分的寿命试验用小批量熔炼钢材中的氧化物(全部为Al₂O₃)的组成并不相同。此外, 在从M-1到M-4以及M-8中可见许多通过与硫化物的复合已球状化的氧化物, 而在文章第1部分的寿命试验用小批量熔炼钢材方面并未观察到这样的氧化物。

在未处理试件及HIP处理试件的截面上测定的文章第1部分定义的氧化物与基体界面结合比的结果如图4所示。界面结合比表示观察的氧化物中与基体结合的氧化物(夹杂物)的个数比, 如(1)式。

图4 HIP处理后氧化物与基体界面结合比的变化

界面结合比

(1)

如图4所示, 虽然不同试件的界面结合比有差异, 但是未处理状态的界面结合比低于16%, HIP处理后的界面结合比超过70%, 界面结合状态得以大幅改善。再者, 8种试件用棒材直径并不相同(表1), 不过通过HIP处理获得氧化物与基体的结合效果(图4)中未见棒材直径的影响。

1.2 试验方法

滚动疲劳试验的概况如图5所示。试件滚动面的节圆直径为38.5 mm,等间隔地布置3个钢球(直径3/8 in), 按照表2给出的条件进行滚动运转。再者, 最大接触应力除了符合文献[2-3]的试验条件外, 还符合以钢铁厂家为中心广泛实施的非金属夹杂物内部起源型(剥落)的滚动疲劳评价的试验条件, 设定该接触应力为5.3 GPa。未处理试件与HIP处理试件各取10个进行试验, 求出直至发生剥落的应力循环次数。再者, 在应力循环次数达到108次, 尚未发生剥落时, 则停止试验。

表2 滚动接触疲劳试验条件

图5 滚动接触疲劳试验概况

1.3 试验结果

未处理试件与HIP处理试件在各次试验中得到的Weibull曲线如图6所示。图中的曲线表示剥落数据, 在应力循环次数达到10⁸次时停止的数据未示出。图中的直线是剥落数据的线性回归。

图6 滚动接触疲劳试验的结果

从M-1与M-2看, 未处理试件与HIP处理试件的寿命大致相等, 而除此之外的试件通过HIP处理后寿命延长。从各曲线

图得出的未处理和HIP处理试件的90%可靠度寿命(以下称90%寿命)L_10N, L_10H以及在此基础上按(2)式计算的HIP处理前、 后的寿命比见表3。图7用柱状统计图表示出这些寿命比(通过HIP处理延长寿命的程度)。

表3 评估的寿命及寿命比

图7 HIP处理试件的寿命延长

寿命比

(2)

由图7可知, M-5的寿命比特别高, 而从整体上可见未处理试件的L_10N短, HIP处理试件的寿命比呈增大趋势。通过改善氧化物与基体的结合状态不仅能从根本上延长因生产厂家及制造批次不同而存在差异的轴承钢的滚动疲劳寿命, 而且有可能缩小其差异。

2 分析

2.1 支配未处理材料寿命的因素

如前节所述, 除了M-1与M-2以外的试件, 通过HIP处理改善了氧化物与基体的结合状态, 延长了寿命。根据这一事实可知, 未处理试件的寿命受氧化物的状态支配。在未处理试件中, M-1的L_10N最长, 是L_10N最短的M-8的约8倍。研究分析了这种寿命差由氧化物的何种特征引起。

首先, 图8表示用各种未处理试件测定的氧化物的预测最大直径与L_10N的关系。由图8未见氧化物的大小与寿命的相关性, 即便在木泽等以氧化物的预测最大直径与本文的试件相同水平的超过50种轴承钢为对象的研究中, 也得到同样的结论, 即氧化物的大小与寿命无关, 即使预测最大直径相同, L_10N也有大的波动。

图8 用未处理试件测定的氧化物的预测最大直径与滚动接触疲劳寿命的关系

关于氧化物的个数(或数量)可以说与钢中含氧量有关。另一方面, 根据按照未处理试件寿命长短排序的表1(还可见表3)可知, 在本文使用的8种试件中, 钢中含氧量并不对应于寿命的长短。因而, 推测氧化物的个数与寿命也没有明确的相互关系。

再者, 在这次使用的8种试件中, 主要的氧化物只有2种: MgO-Al₂O₃与MgO-CaO-Al₂O₃, 由于缺乏变动, 不能确认氧化物本身的组成对寿命的相关影响。

接下来, 如果着眼于氧化物的形态, 则像1.1节所述, 按照未处理试件的寿命长短排序, 从M-1到M-4的氧化物多数为与硫化物复合的球状氧化物, 空隙微小。从M-5到M-7的氧化物整体是有棱角的氧化物, 棒材的长度方向上有典型的空隙。根据两者的不同, 可认为对应于是否与硫化物复合以及空隙的程度(与基体界面结合的状态)的可能性大。也就是说, 从M-1到M-4, 在夹杂物的形态控制中, 通过向来运用的与含Ca的硫化物复合的方法, 推测氧化物形成球状的复合夹杂物, 难以形成空隙, 滚动疲劳的风险变小。不过, M-8的氧化物也多为与硫化物复合的球状氧化物, 这点说明夹杂物风险小。另一方面, 这些复合夹杂物大多与从M-1到M-4的情况不同, 棒材的长度方向上有显著的空隙, 可认为是寿命短的原因。为了减小夹杂物的风险, 不但要考虑夹杂物的生成过程, 而且要考虑在轧制钢材等加工工序中夹杂物与基体界面的变化。

(1)式的界面结合比作为定量表示上述氧化物的形态特征的指标。但是像从图4得知的那样, 未处理试件的界面结合比与寿命长短排序不是完全对应, 尤其是M-8虽然在8种试件中的界面结合比排第2, 但是寿命最短, 这是因为: 虽然与基体结合的氧化物较多, 但是没有结合的氧化物带有与上述那样的极端空隙、 形态双极性的缘故。与此相对应, 每个试件既有短寿命的情况, 也有长寿命的情况, M-8在8种试件中的寿命波动最大(图6h)。

归纳以上分析, 虽说未处理试件的寿命受氧化物状态的支配, 可是与表示氧化物大小、 个数、 界面结合比那样的整体趋势的定量指标并不是直接对应。决定未处理试件寿命的主要因素可判断为是否与硫化物复合和与之相应的氧化物的形状, 以及与基体的界面形态(空隙的严重程度)。

2.2 HIP处理延长寿命的差异的原因

由图7可知, 相比于未处理试件中寿命短的试件, HIP处理后的寿命比呈增大趋势。如前节所述, 由于未处理试件中寿命越短的试件空隙的影响越大, 利用HIP处理可消除这种寿命降低的因素, 因此, 延寿效果比空隙影响小的长寿命试件好些。不过也存在若干个不符合这种趋势的试件。

首先, M-5通过HIP处理后L₁₀提高了5倍以上, 相比其他试件的延寿效果更突出。为了查明该原因, 研究了L_10N相同的M-6及M-7未处理试件的氧化物以外的不同之处, 可见如图9所示的单纯的硫化物方面的明显差异。M-6与M-7中含有的硫化物是沿棒材长度方向伸长的典型MnS, 与其相反, M-5中含有的硫化物大多是含Ca的球状硫化物(CaS-MnS)。根据这一情况可认为与前节所述的未处理试件的寿命受氧化物状态的支配相反, 削减了那些氧化物风险的HIP处理试件的寿命可能由硫化物决定。

图9 M-5, M-6, M-7未处理试件上观察到的硫化物的元素分析结果(SE:二次电子图像)

宇田川等采用精密超声波探伤技术捕捉了滚动疲劳试验过程中由夹杂物萌生的裂纹, 确认了裂纹的萌生最早是以氧化物为起点的情况, 并依照以硫化物(MnS)、 氮化物(TiN)为起点的顺序延迟萌生裂纹。另外, 家口通过减小支配材料寿命类型的夹杂物尺寸, 以减小夹杂物的风险, 建立起支配寿命因素向其他类型夹杂物转移的模型。

即便在本文使用的试件中, 未处理试件中的氧化物也支配着寿命, 而通过HIP处理改善了与基体的结合状态(如结合力), 可推测由于减小氧化物的风险, 支配寿命的夹杂物(类型)转移到了单纯的硫化物。因此, 可认为基于HIP处理的延寿效果随着硫化物的组成(以及作为其结果的形态)而发生了变化。

再者, M-3的延寿效果虽然不如M-5那样突出, 但是M-3通过HIP处理使寿命比大于总体趋势。M-3中含有的硫化物的分析结果如图10所示。虽说其硫化物不像M-5的球状硫化物, 可是含有Ca, 与M-6及M-7的硫化物相比, 其平均长径比小些。

图10 M-3未处理试件上观察到的硫化物的元素分析结果(SE:二次电子图像)

作为归纳上文研究的夹杂物对于HIP处理前、 后滚动疲劳寿命的影响, 表4整理了氧化物的组成与空隙的程度、 单纯的硫化物组成以及滚动疲劳试验结果的要点。这样一来, 明确了未处理钢材的寿命以及通过HIP处理延长寿命的程度与氧化物、 单纯的硫化物的组成及形态相对应的关系。

表4 试件用棒材中夹杂物的性能和滚动接触疲劳试验结果的概况

3 结束语

以量产设备制造的8种轴承钢作为试验材料, 采用未进行HIP处理的轴承钢与进行HIP处理的钢材制作试件, 实施了滚动疲劳试验。结果表明, 对未处理试件中寿命最长的试件与寿命第2的试件, 即便进行HIP处理, 寿命也无变化。不过, 其余试件通过HIP处理延长了寿命。这样一来, 在用小批量熔炼钢材的文章第1部分的寿命试验中已确认的通过提高氧化物与基体的结合力以延寿的效果, 即便在量产钢材中也同样得到了确认。再者, 寿命最长的未处理试件的L_10N为最短寿命试件的约8倍, 这样的寿命差异在于是否通过与硫化物的复合而导致氧化物的球状化, 以及氧化物周围空隙的严重程度(如轻微或严重等)。

此外, 可见未处理试件中寿命越短的试件通过HIP处理后延寿效果越好的趋势。其结果表明, 未处理试件中因试件导致的寿命差异约8倍, 通过HIP处理后, 其差异缩小到约5倍。根据这样的情况, 通过加压以改善氧化物与基体的结合状态, 不仅可将因生产厂家及制造批次不同而存在差异的轴承钢的滚动疲劳性能提升到一定水平, 而且有望取得缩小其差异的效果。再者, 单纯的硫化物通过Ca实现球状化的材料与硫化物为MnS的材料相比, 通过HIP处理取得的延寿效果要好些。

以上是在使用小批量熔炼的8种钢材的试验中推导出的结论, 虽然是应有的结果, 但是不一定全面捕捉到夹杂物对轴承寿命的影响。尽管如此, 还是认为文章指出了广泛地掌握材料的性质是为了制造有稳定性能的轴承的有效对策。再者, 本研究中为了便于任意设定压力和温度, 采用了HIP处理作为对钢材加压的手段。不过由于HIP处理成本高且处理时间长, 不适于轴承的量产。因此, 为了将本研究课题得到的知识有效地应用于实际轴承寿命延长方面, 需要通过更实用的加工方法对材料加压使氧化物与基体结合的技术。

参考文献(略)

非金属介在物と母材との密着による転がり轴受の寿命受上(第2報)

——寿命向上に及ぼす介在物の组成や形態の影響

译自《トライボロジスト》, 2020, 65(11):53-60.

翻印：刘阳春    校对：刘耀中

(注: 本文第1部分刊登于2017年第3期《国外轴承技术》)