23CrNi3Mo钢钎具断裂失效分析

1、第 39 卷 第 5 期2014 年5 月HEAT TEATMENT OF METALSVol. 39 No. 5May 201423CrNi3Mo 钢钎具断裂失效分析黄斌1，2 ，周乐育1 ，刘雅政1 ，闫永明1 ，陈列2 ，王磊英2( 1 北京科技大学 材料科学与工程学院，北京100083; 2 西宁特殊钢股份有限公司，青海 西宁810005)摘要: 采用扫描电镜和光学显微镜观察了不同类型 23CrNi3Mo 钢钎具疲劳破坏缺陷试样断裂形貌及显微组织，分析讨论了缺陷试 样失效的原因。结果表明，高疲劳寿命的阿特拉斯钎尾缺陷试样在疲劳源裂纹萌生、扩展过程中，塑性变形特征明显，表明其具有 良好的

2、抵抗疲劳裂纹扩展能力，而国内潜孔钻头试样脆性断裂特征明显。两种缺陷试样表面均为高硬度渗碳马氏体层，但阿特拉 斯钎尾缺陷试样渗碳层与基体组织的下贝氏体过渡区域较宽，基体以贝氏体组织为主，硬度梯度过渡平缓，具有良好的强度与韧性 匹配; 而国内潜孔钻头试样的过渡区域较窄，基体是马氏体组织。可见合理的硬度梯度分布对钎具钢强韧性匹配和疲劳寿命影响 很大。关键词: 23CrNi3Mo 钎具钢; 疲劳断裂; 渗碳; 硬度梯度中图分类号: TG142 1 文献标志码: A 文章编号: 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随着能源、矿山建设的大规模发展，对钎钢、钎具 提出新的要求。与国际先进钎具钢相比，我国钎钢的 钢种成分设计基本相同，但制成的钎具产品使用寿命 和质量相差较大，不能完全满足生产的需要。钎具工 作条件苛刻，多在高频率、高冲击功凿岩机施加的拉 压、弯曲、扭转循环应力作用下接触，并破碎岩体，从而 承受着巨大的冲击载荷和磨料的剧烈磨

8、损。同时还经 受岩石、岩粉和矿水等工作介质的磨蚀作用1-3。高品质钎具要求具有良好的强韧性匹配以保证其 耐磨损和抗冲击性能，同时又要求具有良好的加工工 艺性能和一定的耐蚀能力3-4。钎钢成分的合理控制 以及纯净性和均匀性，轧制锻造过程组织控制，钎具机 加工工艺以及热处理工艺，各个环节都影响到钎具的收稿日期: 2013-12-03作者简介: 黄 斌( 1972) ，男，高级工程师，博士研究生，主要从事特 殊钢组织性能控制的研究，联系电话:E-mail: huangbowen 163 comdoi: 10 13251 / j issn 0254-6051 2014 05

9、038疲劳寿命5-7。因此，有必要进行钎具钢质量控制的 系统研究。本文针对某厂生产的 23CrNi3Mo 钢潜孔 式冲击器钻头发生的早期疲劳破坏，从缺陷观察入手， 采用扫描电镜和光学显微镜观察了缺陷试样断裂形貌 及显微组织，并测定了组织对应的显微硬度，分析讨论 了缺陷试样发生失效的原因。同时分析了高疲劳寿命 的阿特拉斯 23CrNi3Mo 钢钎尾缺陷试 样，从 断 口 形 貌、渗碳层与基体显微组织特征、夹杂物形态与分布等 分析入手，讨论了轧材、热处理工艺和机加工等对于综 合改善钎具疲劳寿命的影响。1失效钎具宏观形貌图 1( a) 为某厂生产的 23CrNi3Mo 钢潜孔式冲击 器钻头( 试样

10、A) 断口形貌，在横截面断裂面上观察到 明显疲劳源区，根据疲劳条纹的扩展方向，疲劳源位于 箭头所示位置，将该断裂源切下，利用扫描电镜观察其 断裂形貌。在图 1 ( a) 中还可明显看到在内外表面存146第 39 卷在渗碳层，且渗碳层与基体的区别分明。图 1( b) 为具 有良好疲劳寿命的阿特拉斯 23CrNi3Mo 钢钎尾( 试样 B) 断口形貌，可见断裂发生于钎尾螺纹末端的偏心退 刀槽处，该处横截面积最小，很容易处于高应力集中状态，在凿岩作业时不可避免地使钎尾承受弯曲力矩作 用，同时在钎尾内部存在拉伸应力波，加之钎尾内孔的 矿水腐蚀作用，造成了钎尾的疲劳断裂。试样 A 与 B 的化学成分如表

11、 1 所示。图 1 失效 23CrNi3Mo 钢钎具断口宏观形貌( a) 试样 A; ( b) 试样 BFig 1 Fracture macro morphologies of the failed 23CrNi3Mo steel drill tools( a) sample A; ( b) sample B表 1 失效 23CrNi3Mo 钢钎具化学成分( 质量分数，%)Table 1 Chemical composition of the failed 23CrNi3Mo drill tools ( wt%) 试样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试验结果与分析2 1断口 SEM 分析利用扫描电镜观察了试样 A 和 B 的断裂面，如 图 2 所示。对于试样 A 判断该断裂起源于钻头花键 边缘。图 2 ( a) 中可看到由花键边缘向内扩展的条 纹，由于 渗 碳 处 理 后，渗碳层与基体间存在残留应 力，同时在钻头工作过程中剧烈冲击载荷作用下，裂 纹形成后会迅速扩展。在过渡区表现为脆性断裂， 如图 2 ( b) 所示。由图 2 ( c) 可看出，渗碳层与基体的 疲劳条纹扩展方向不一致，说明渗碳层与基体没有 良好地匹配。如图 2

13、( d) 所示，试样 B 的内孔侧疲劳源位置出现 大量等轴状韧窝，韧窝尺寸较大，而试样 A 疲劳源位 置基本没有发现韧窝，断裂面光滑，说明试样 B 在裂 纹形成后经历了裂纹的扩展及韧窝的长大过程，而试 样 A 在出现缺陷后就迅速断裂。对比图 2 ( b) 与图 2( e) ，试样 B 的疲劳过渡区出现明显的疲劳条纹向外 扩展，并且过渡区也发现大量的韧窝，韧窝尺寸相对较 小，而试样 A 疲劳过渡区呈现出脆性断裂形貌，即在 过渡区阿特拉斯钎尾的韧性较好。在疲劳条带扩展后 期，在试样 B 的最终断裂区出现很多的撕裂棱及大量小韧窝; 而试样 A 疲劳过渡区的最后断裂区没有发现 韧窝，且渗碳层撕裂棱的扩

14、展方向与基体的疲劳条纹 扩展方向不一致，渗碳层与基体的区别明显，可见试样 B 渗碳层与基体的匹配良好，而试样 A 的渗碳层与基 体匹配不佳。从试样断口形貌来看，试样 B 在疲劳源萌生、扩 展过程中，塑性变形特征明显，表明其具有良好的抵抗 疲劳裂纹扩展能力，具有良好的疲劳寿命。2 2 显微组织特征与硬度沿横截面由外及里观察试样 A 与 B 的显微组织， 如图 3 4 所示。从图 3 ( b) 来看，试样 B 由左向右可 明显观察到渗碳层向基体的过渡，过渡层尺寸范围较 宽，且组织渐变明显，渗碳层组织与基体组织有明显差 异。而 A 试样组织从渗碳层、过渡层到基体变化并不 明显，过渡区较窄。结合试样

15、A 与 B 内表面到基体的 组织观察，试样外表面渗碳层尺寸均在 1 0 1 5 mm。 由图 3( c) 、( d) 可见，对于试样 A 过渡区有部分针状 下贝氏体组织，且下贝氏体组织细小，但马氏体与下贝 氏体的混合过渡区域过窄。试样 B 过渡层区域内马 氏体逐渐减少，而针状下贝氏体组织增多。A 与 B 试 样横截面基体组织的 SEM 照片如图 4 所示。低温回 火马氏体组织细小，试样 A 基体为板条马氏体，板条 束较为粗大，而试样 B 基体为贝氏体组织。比较不同位置显微组织，尤其是基体组织，试样 A 与 B 组织均较为均匀，A 试样基体马氏体板条束长度 略低于 B 试样，而且均仅在过渡区有一

16、定的带状组织 特征，从而可见就轧材组织特征而言，A 与 B 试样两者 无明显差异。利用 Leica VMHT 30M 硬度仪测定了 A、第 5 期黄 斌，等: 23CrNi3Mo 钢钎具断裂失效分析147图 2 失效钎具试样 A( a c) 及 B( d f) 断口 SEM 形貌( a，d) 疲劳源区; ( b，e) 疲劳过渡区; ( c，f) 疲劳条带扩展区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图 3 失效钎具过渡区显微组织( a，c) 试样 A; ( b，d) 试样 BFig 3 Microstructure of transition zone of the failed drill tools( a，c) sample A; ( b，d) sample BB 试样由表及里不同位置的显微硬 度，加 载 砝 码100 g，如图 5 所示。 结合显微组织观察和硬度分析，B 试样与 A 试样表面均为高硬度渗碳马氏体层，但是 B 试样渗碳层与基体组织的过渡区域

18、较宽，基体以贝氏体组织为主，硬 度梯度过渡平缓; 而 A 试样的过渡区域较窄，基体是 马氏体组织，仅是 C 含量不同而马氏体形态和硬度有 所不同。148第 39 卷图 4 失效钎具基体 SEM 照片( a) 试样 A; ( b) 试样 BFig 4 SEM micrograph of matrix of the failed drill tools( a) sample A; ( b) sample B图 5 失效钎具显微硬度Fig 5 Microhardness of the failed drill tools2 3夹杂物形态与分布在 A 试样上取样，利用 SEM 观察其夹杂物，如图 6

19、所示，在 A 试样上观察到不同形态和尺寸的夹杂物。 如图 6( a) 所示的尺寸约 12 m 的颗粒状夹杂物，能谱 分析为 MgO 和 Al2 O3 复合氧化物。其他观察到的夹 杂物也主要是氧化物夹杂，在夹杂物周围也没有发现 明显的裂纹，即钻头缺陷试样疲劳破坏并不是由这些 夹杂物引起的。对 B 试样进行 SEM 观察，其纵剖面上 内外表面均存在细小裂纹，内表面裂纹长度约 0 4 0 8 mm; 在外表面发现了较多的 0 1 mm 长左右的裂 纹，裂纹尖部均为枯树枝状，如图 6( b) 所示，为典型的 应力腐蚀裂纹，是 B 试样工作过程中内外表面在矿水腐 蚀作用下形成，某些裂纹在拉伸应力波及扭转

20、作用下不 断扩展，达到临界尺寸后在钎尾内孔附近首先开裂，形成多源疲劳破坏。且图 6( b) 所示外表面应力腐蚀裂纹 尖端的 MnS 夹杂对于裂纹的发展没有影响。结合夹杂 物形态与分布分析，对于 B 试样，应力腐蚀作用对裂纹 扩展的影响要大于夹杂对裂纹扩展的影响。图 6 失效钎具夹杂物 SEM 照片( a) 试样 A; ( b) 试样 BFig 6 SEM image of inclusion in the failed drill tools( a) sample A; ( b) sample B从夹杂物分析来看，对于冲击器钻头缺陷 A 试样 和阿特拉斯钎尾 B 缺陷试样，当夹杂物尺寸控制在

21、10 20 m 以下，各种氧化物夹杂和硫化物夹杂不是引 起疲劳破坏的主要原因，但是在炼钢过程中仍需对夹杂 物进行严格控制，尤其是氧化物夹杂的数量与尺寸。3 讨论从试样断口形貌来看，阿特拉斯钎尾 B 试样沿着 内孔侧具有较大尺寸等轴状韧窝，为多疲劳源特征，而 钻头 A 试样疲劳源位置基本没有发现韧窝，断裂面光 滑，说明 B 试样在裂纹形成后经历了裂纹的扩展及韧 窝的长大过程，表现出明显的塑性变形特征，而 A 试 样在出现缺陷后就迅速断裂。在疲劳扩展的过渡区， 阿特拉斯钎尾 B 试样呈现明显的由内孔向外扩展的疲劳条纹，也发现大量的韧窝，韧窝尺寸相对疲劳源区 较小，而 A 试样疲劳过渡区呈现出脆性断

22、裂形貌。在 疲劳条带扩展后期，在阿特拉斯钎尾 B 试样的最终断 裂区可观察到明显的撕裂棱及大量小韧窝; 而 A 试样 疲劳过渡区未观察到韧窝，且渗碳层的疲劳条纹扩展 方向与基体的不一致，渗碳层与基体的区别明显，匹配 不佳。可见 B 试样在疲劳源萌生、扩展过程中，塑性第 5 期黄 斌，等: 23CrNi3Mo 钢钎具断裂失效分析149变形特征明显，具有良好的抵抗疲劳裂纹扩展能力，从 而可见 B 试样具有良好的疲劳寿命，而 A 试样脆性断 裂特征明显，疲劳寿命也相应较低。结合两失效钎具的显微组织观察和夹杂物分析， 无论是以冲击载荷为主的潜孔钻头 A 试样还是承受 扭转冲击以及矿水腐蚀的阿特拉斯钎尾

23、 B 试样，均未 观察到明显的夹杂物对缺陷裂纹扩展的影响，即当夹 杂物尺寸控制在 10 20 m 以下，各种氧化物夹杂和 硫化物夹杂不是引起疲劳破坏的主要原因，且就过渡 层和基体表现出的轧材组织特征而言，A 与 B 试样两 者无明显差异。从上述缺陷分析和显微组织观察来看，两种失效 样品疲劳寿命差异与过渡区分布宽度及其硬度梯度有 关。阿特拉斯 B 试样的硬度梯度分布合理，渗碳层与 基体具有良好的强度与韧性匹配，这也是其使用寿命 高的重要原因。而 A 试样表面渗碳层分布有较多碳 化物颗粒，同时基体硬度偏高而相应的韧性较差，再 者，渗碳层与基体的过渡区域窄，从而在服役过程中表 现出较明显的脆性变形特

24、征。即合理的硬度梯度分布 对其强韧性匹配和疲劳寿命影响很大，这取决于合理 的渗碳工艺和后续热处理工艺。还有一个影响钎具疲劳寿命的重要因素，就是机 加工过程加工精度和表面质量。失效试样 A 断裂源 位于花键齿边部，需控制表面机加工精度，较深的机加 工刀口通常也是引起淬火过程开裂，从而降低疲劳寿 命的重要因素之一。综合上述分析，可见对于提高钎具疲劳寿命，需从 轧材、锻造、热处理和机加工等各个环节进行综合控 制。轧材在严格控制化学成分的同时，需控制夹杂物 形态、尺寸及数量从而提高纯净度，并改善带状组织特 征以促进显微组织均匀化。锻造过程通过变形温度和 变形量控制以避免部分区域晶粒粗化。机加工要控制

25、表面质量避免出现不合理的应力集中。渗碳和后续热处理工艺保证渗碳层与基体的合理强韧性匹配，而就 各个工序作用而言，渗碳和后续热处理工艺控制对于 改善疲劳寿命影响最为显著。4结论1) 从试样断口形貌来看，阿特拉斯钎尾失效试样 在疲劳源裂纹萌生及扩展过程中，塑性变形特征明显， 表明其具有良好的抵抗疲劳裂纹扩展能力，而冲击器 钻头试样脆性断裂特征明显。2) 两失效试样表面均为高硬度渗碳马氏体层，但 阿特拉斯钎尾失效试样渗碳层与基体组织的过渡区域 较宽，基体以贝氏体组织为主，硬度梯度过渡平缓，具 有良好的强度与韧性匹配; 而冲击器钻头失效试样的 马氏体加下贝氏体过渡区域较窄，基体为马氏体组织， 从而在服

26、役过程中表现出较明显的脆性特征。即合理 的硬度梯度分布对其强韧性匹配和疲劳寿命影响很大。参考文献:1胡 铭，董鑫业 液压凿岩钻车用钎具产品生产与使用J 凿岩 机械气动工具，2009( 2) : 26-372张国榉 硬质合金凿岩机具我国新兴的“资源高科技外向 型”支柱产业J 凿岩机械气动工具，2009( 2) : 38-443陈儒军，徐家军 高风压潜孔钻头失效分析及改进措施J 热加 工工艺，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