23CrNi3Mo钢钎具断裂失效分析

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。

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损。同时还经受岩石、岩粉和矿水等工作介质的磨蚀作用。

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。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疲劳寿命。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1所示。

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(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。

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1.0~1.5mm。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、B试样由表及里不同位置的显微硬度，加载砝码100g,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。

2.3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12μm的颗粒状夹杂物,能谱分析为Mg0和A1₂0₃、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0.4~0.8mm;在外表面发现了较多的0.1mm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。

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10~20μm以下,各种氧化物夹杂和硫化物夹杂不是弓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10~20μm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。