轴承套圈开裂原因分析 (1)

� � � � PTCA ( PART : A PHYS. T EST . ) 2008年 第 44 卷 11 质量控制与失效 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 轴承套圈开裂原因分析 王春亮, 刘 � 乐, 杨 � 力 (上海材料研究所, 上海 200437) 摘 � 要: 采用金相检验、断口分析和化学成分分析以及硬度测试等试验 方法 快递客服问题件处理详细方法山木方法pdf计算方法pdf华与华方法下载八字理论方法下载 对某大型设备上的 轴承套圈的开裂原因进行了分析。结果 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 明:该轴承套圈材料 100CrMo7�3成分符合 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 要求,基 体硬度约60 HRC,在使用过程中由于接触应力和循环应力场的共同作用,导致该轴承套圈发生接 触疲劳开裂。 关键词: 轴承;套圈; 开裂;接触疲劳 中图分类号: T H133. 3� � � 文献标识码: A � � � 文章编号: 1001�4012( 2008) 11�0632�04 ANALYSIS ON CRACKING OF BEARING FERRULE WANG Chun�liang, LIU Le, YANG Li ( Shanghai Research Institut e o f Mater ials, Shanghai 200437, China) Abstract: An investig at ion w as made to study cracking o f bear ing fer rule. Through met allog raphic examination, SEM fr actog raphy, element compound analysis and ha rdness testing, it was concluded that concentration of contact stress and under the condition of cir culate str ess field, resulted in fatigue cracking in the surface o f the bearing ferrule. Keywords: bear ing ; fer rule; cracking; contact f at igue � � 轴承钢材料要求具有高接触疲劳强度、高耐磨 性、高弹性极限、适宜的硬度、一定的冲击韧度、良好 的尺寸稳定性和良好的工艺性能等,常用轴承钢材 料有 GCr6, GCr 15, GCr9, GCr9SiM n, GCrSiWV, SU S304和 SU S4400 等, 不同钢种在不同方面具有 特殊的作用,以满足不同的工况条件[ 1, 2]。 某一炼油厂大型设备上所使用的轴承材料为 100CrM o7�3,该轴承套圈壁厚约 28 mm, 在使用过 程中发生开裂, 宏观形貌见图 1,可见裂纹沿纵向发 展并且较直,裂纹已经穿透该轴承套圈壁厚, 在其外 壁可见环状颜色较暗的氧化区域,黑色氧化区域带 宽约 26 mm,同时在外壁可见许多大小不一、深浅 不均的剥落凹坑,最深约为10. 5 mm。为查明其开裂 原因,笔者对其进行了理化检验和分析。 收稿日期: 2008�06�13 作者简介:王春亮( 1978- ) ,男,工程师,硕士。 图 1 � 开裂轴承套圈的宏观形貌 Fig . 1 � Appearance of cracking bearing ferrule 1 � 试验与结果 1. 1 � 化学成分分析 在开裂轴承套圈上取样并进行化学成分分析, 结果 (质量分数)见表 1。可见其满足 ISO 683- 17� 1999标准的要求。 1. 2 � 断口分析 用放大镜对开裂轴承套圈裂纹附近仔细观察, 可见断口分为剥落区和快速扩展区, 断口上裂纹从 凹坑底部向轴承套圈表面呈河流花样扩展, 由此可 632 王春亮等: 轴承套圈开裂原因分析 表 1 � 轴承套圈的化学成分 Tab. 1� Chemical composition o f bear ing fer rule % 条件 C Si Mn P S Cr Mo 实测值 0. 95 0. 29 0. 68 0. 008 0. 004 1. 78 0. 28 标准值 0. 93~ 1. 05 0. 15~ 0. 35 0. 60~ 0. 80 ! 0. 025 ! 0. 015 1. 65~ 1. 95 0. 20~ 0. 35 见裂源在轴承套圈表面凹坑的底部或靠近底部 位置。 在开裂轴承套圈裂纹源处取断口试样,其宏观 形貌见图2,人为打开断口, 打开后的断口宏观形貌 见图 3,断口上可见较多的棕色泥浆状污垢; 将图 3 中的裂纹源处放大,得到如图 4所示的裂纹源处低 倍形貌, 即在离开表面一定深度次表面的形貌; 剥落 区断口形貌见图 5, 可见有明显的贝壳纹特征; 图 6 为断口上的河流花样;高倍下观察裂纹最后快速扩 展区的形貌见图 7,可见以解理特征为主。 1. 3 � 金相检验 分别在裂纹源处截取纵向和横向金相试样, 编 为 1号和 2号;在远离断口的正常部位截取纵向和 横向金相试样,编为 3号和 4号; 在表面环状颜色较 暗处取金相试样, 编为5号, 经镶嵌、磨抛及4%硝 图 5� 断口的贝壳纹特征 F ig. 5� Shell cha racterist ics on the fr actur e 酸酒精溶液侵蚀后, 在光学显微镜下观察, 并按 GB/ T 18254- 2002标准分别对试样中的非金属夹 杂物、显微组织和碳化物不均匀性(网状碳化物、带 状碳化物和碳化物液析)等项目进行评级,结果见表 2和表 3。 1. 4 � 硬度测试 1. 4. 1洛氏硬度测试 在轴承套圈的正常部位基体处取样, 经磨光后 图 6� 断口上的河流花样 F ig . 6 � River pattern char acteristics on the fracture 将试样置于洛氏硬度计上进行洛氏硬度测试,结果 表 2 � 纵向试样检验结果 Tab. 2 � Examination results of longitudinal direction sample 试样编号 非金属夹杂物 带状碳化物 碳化物液析 1 A1. 0, B0,C 0, D0. 5 1级 未见 3 A1. 0, B0,C 0, D0. 5 1级 未见 633 王春亮等: 轴承套圈开裂原因分析 图 7 � 断口的解理特征 Fig. 7� Cleavage characteristics on the fr actur e 表 3 � 横向试样检验结果 T ab. 3� Examination r esult s o f transver se direction sample 试样 编号 显微组织 网状碳化物 靠近表面组织 2 回火马氏体 + 粒状 碳化物, 见图 8 和 图 9 2级, 见图 10 马氏体,见图 11 4 回火马氏体 + 粒状 碳化物 1级 回火马氏体 + 粒状碳 化物 5 回火马氏体 + 粒状 碳化物 1级 表面存在剥落坑及裂 纹,表层组织为马氏 体,过渡层为屈氏体+ 粒状碳化物,见图 12 图 8 � 试样的显微组织 Fig . 8 � Microstructure of the sample 为 60. 0HRC, 60. 0HRC和 60. 5HRC。 1. 4. 2 � 硬度梯度测试 取表面氧化处的金相试样( 5号试样)磨抛后置 于FM700显微维氏硬度计上,使用 9. 807 N 载荷从 表面开始进行硬度梯度的测试,测试位置见图 12, 测试结果见表 4。 通过对表面氧化处试样的硬度梯度测试, 可见 该试样表面处硬度最高, 在深度约 2. 06 mm 处硬度 最低, 然后随着深度的增加硬度缓慢升高, 至 4. 46 mm处基本上和基体硬度一致。 图 9� 2 号试样断口处组织 Fig. 9� Microstr ucture near fr actur e of sample No. 2 图 10� 2 号试样网状碳化物 Fig. 10 � Netw ork carbide o f sam ple No . 2 图 11� 2 号试样靠近表面处组织 Fig. 11 � Micro structur e on the edge of sample No. 2 2 � 分析与讨论 轴承套圈的化学成分符合 ISO 683- 17: 1999 标准对 100CrMo7�3材料的技术要求。 金相组织检验可知,轴承套圈基体的显微组织 为回火马氏体+ 弥散分布的粒状碳化物;裂源处的 组织和基体组织相同,且未见夹杂物和碳化物分布 不均匀等异常特征; 在轴承套圈外表面呈黑色的氧 634 王春亮等: 轴承套圈开裂原因分析 图 12� 5 号试样表面二次淬火组织 (图中箭头方向为由内部到表面) F ig . 12 � The secondary quenching microstr uctur e o f sample No . 5 化区域表层的显微组织为马氏体,次表层的显微组 织为屈氏体+ 粒状碳化物。表明该区域在服役过程 中由于过热而发生了淬火硬化组织转变。通过多处 表 4 � 硬度梯度测试结果 T ab. 4� Test r esults o f hardness gr adient 离开表面距离/ mm 硬度/ H V1. 0 洛氏硬度/ HRC 0. 060 702 60. 2 0. 260 727 61. 2 0. 460 718 60. 9 0. 660 744 61. 9 0. 860 803 64. 1 1. 060 819 64. 5 1. 260 791 63. 6 1. 460 805 64. 1 1. 660 801 64. 0 1. 860 792 63. 7 2. 060 449 45. 2 2. 260 446 44. 9 2. 460 480 47. 6 2. 660 511 49. 8 2. 860 543 51. 9 3. 060 571 53. 6 3. 260 616 56. 1 3. 460 631 56. 8 3. 660 632 56. 9 3. 860 653 57. 9 4. 060 658 58. 2 4. 260 669 58. 7 4. 460 680 59. 2 4. 660 689 59. 6 4. 860 690 59. 6 5. 060 691 59. 7 金相检验发现,除氧化严重的区域以及断口靠近外 表面处存在表面硬化层组织外, 其余地方未见该特 征, 可以判断该区域的组织变化是由于轴承套圈运 转失稳所致。 轴承套圈基体硬度测试结果约为 60 HRC; 表 面呈黑色的氧化区域的硬度高于基体硬度,次表层 硬度低于基体硬度, 与金相试样观察到的显微组织 吻合,该处组织变化层的深度约为 4. 46 mm, 硬度 最低处离开表面距离约为 2. 06 mm。假设该轴承 套圈运转正常,那么在存在硬化层组织区域的硬度 最低处, 即靠近表面约2. 06 mm的位置是应力集中 部位,由于组织的变化导致应力分布不均匀,使得材 料极易在强度相对较低的区域开裂失效。 在高接触压力下,相对滚动或滚动加滑动的零 件, 在多次重复加载后发生剥落, 裂纹起源于次表 层, 称为接触疲劳[ 3] 。断裂轴承套圈的断口分析表 明, 局部剥落处的断口可见疲劳特征, 且裂纹起源于 次表层, 可以判断局部剥落的原因为接触疲劳[ 4] 。 滚动接触疲劳中有效应力是在滚动中方向反复 变化的最大交变切应力, 它出现在距离表面深度 0. 786a( a为接触带宽的一半)处萌生疲劳裂纹并向 表面扩展,造成局部剥落。通过实际测量发现接触 带宽约为 26 mm,由此可以计算得到最大交变切应 力出现深度为 10. 2 mm ,这个深度与宏观分析中测 量得到的最大剥落坑深度相近, 从而可以推测该开 裂轴承套圈失效不是由于表面组织变化导致的, 而 很可能是接触疲劳所致。轴承套圈一旦发生接触疲 劳剥落将导致其失稳, 加之材料硬度高、脆性大, 在 局部剥落的区域开始发生一次性脆性断裂,即较直 的宏观裂纹, 微观断口较平直, 呈解理特征快速扩 展, 且快速扩展区域占断口断面的大部分区域。产 生接触疲劳的因素包括材料的组织结构、表面强化 工艺、工件表面粗糙度、润滑剂以及应力等[ 5- 7]。通 过分析可见, 该工件组织均匀且正常、表面未经强化 处理,工件工作面上也未见较粗糙特征,在断裂源处 未见明显的组织变化,故可以排除以上原因导致接 触疲劳, 即该轴承套圈表面产生接触疲劳的原因可 能是接触应力和循环应力场产生的微滑移共同作用 的结果。 3 � 结论 通过对开裂轴承套圈的理化检验和综合分析讨 论可见,该轴承套圈的开裂是由于其在运转过程中 (下转第 638 页) 635 徐铮铮等:汽车转向机构的滑动轴套破裂分析 图 9� 抛光态下观察到明显的孔隙 � 150 ∀ Fig . 9 � Small opening in sample after polishing 图 10 � 试样中的白色块状组织 � 600∀ F ig. 10 � White r eticulation in Sample 2 � 分析与讨论 滑动轴套使用材料为 G20CrN iM o 钢, 应在 800 # ∃ 20 # 油淬, 150~ 200 # 回火,然后空冷。而 根据试样的显微组织可知, 该零件在实际热处理操 作中未很好地对渗碳及其后的淬火温度进行控制, 使渗碳温度过高, 时间过长,导致奥氏体晶粒长大, 产生粗大的淬火组织且表面残余奥氏体较多, 影响 工件的韧性和耐磨性。淬火过程冷却速度较快, 产 生粗针状马氏体并快速长大, 加上在使用过程中出 现的其他原因(如产生间隙等)对该轴套的碰撞而产 生大量微裂纹, 见图 6。根据以上分析,对该零件热 处理的控制设备进行校核,发现在热处理过程中, 温 度控制仪表指示不准确, 确实存在温度偏高的问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 , 导致在渗碳过程中温度偏高, 最终造成该轴套的显 微组织异常和硬度的差异。 如图 2所示,由于转向机构维护不够,使其转向 齿轮轴上端配合部分有严重锈蚀, 且又无润滑脂, 使 用过程中因磨损产生约 2 mm 间隙, 该间隙使齿轮 轴与轴套之间在运行过程中存在相互冲击, 这种冲 击促使轴套原来存在的微裂纹得以不断扩展, 最终 导致疲劳断裂从而使转向机构失效。 3 � 结论 由于设备原因使热处理温度偏高导致轴套硬度 不均匀及内部存在微裂纹等缺陷, 在交变的冲击载 荷作用下齿轮轴变形促使滑动轴套破裂,最终导致 该汽车转向机构失效。 4 � 建议 严格控制渗碳的温度及时间,延长淬火时间,使 工件内部组织均匀化, 减少微裂纹产生。 平时注意对转向机构的保养维护, 避免出现工 件锈蚀等情况。 参考文献: [ 1] � 陈 勇, 朱敬德,徐解民.汽车转向机油缸和壳体的压铆 装置设计 [ J] . 机械制造与自动化, 2006, 7( 5) : 50- 52. [ 2] � 赵德寅, 王大伦.汽车零件金相分析[ M ] . 北京: 机械工 业出版社, 1985: 146- 154. (上接第 635页) 因接触疲劳而导致局部区域剥落, 从而使得轴承套 圈运转失稳, 于是在剥落区域发生脆性断裂。 参考文献: [ 1] � NEALE M J. T r ibolog y Handbook [ M ] . N . Y . : M cGraw�H ill, 1984: 192- 194. [ 2] � 唐汝钧. 机械工程材料测试手册(物理金相卷) [ M ] . 沈阳: 辽宁科学技术出版社, 1999: 124- 137. [ 3] � 蔡宏伟. 金相检验[ M ] . 上海: 上海科学普及出版社, 2003: 259. [ 4] � 徐祖耀, 黄本立 , 鄢国强. 中国材料工程大典 � 第 26 卷 � 材料表征与检测技术[ M ] . 北京: 化学工业出版 社, 2006: 566- 567. [ 5] � 李有国, 唐国政, 汪长安, 等. 残余应力对接触疲劳裂 纹萌生寿命的影响[ J] . 清华大学学报(自然科学版) , 2005, 45( 12) : 1664- 1667. [ 6] � 季少华, 陈 光,赵红平,等. 预制表面缺陷对钢滚动接 触疲劳性能的影响[ J] . 清华大学学报(自然科学版) , 2007, 47( 2) : 288- 292. [ 7] � 李慧剑, 申光宪,黄庆学. 轧机油膜轴承锥套接触疲劳 损伤的机理分析[ J] . 中国机械工程, 2008, 19( 4) : 447 - 451. 638