強化研磨對軸承套圈表面耐蝕性的影響

蕭金瑞，梁忠偉，黃建楓，高偉林，劉曉初，陳宥丞

（廣州大學 a.機械與電氣工程學院 b.廣州市金屬材料強化研磨高性能加工重點實驗室c.廣東省強化研磨高性能微納加工工程技術研究中心，廣州 510006）

軸承是機械裝備不可或缺的關鍵基礎件之一，其運行可靠性直接影響裝備的傳動性能[1-2]。應用于復雜環境的機械裝備（如海洋裝備、近海設備、化工機械等）軸承不可避免地會發生腐蝕失效，使其壽命難以達到設計標準[3]。因而，開展耐蝕性理論及制造研究，提高軸承等關鍵基礎件的耐腐蝕性能及壽命，顯得尤為必要。

近年來，學者們對金屬材料開展了大量耐蝕性相關的研究[4-6]，并開發了許多對改善材料耐蝕性行之有效的方法，如表面涂層、離子注入及機械強化等。已有研究表明[7]，通過機械強化處理金屬工件，獲得結構致密的強化表層，即可提高其耐蝕性。強化研磨作為近年發展起來的一種新型機械強化處理技術，可使金屬材料獲得高硬度、高殘余壓應力及高致密強化表層，可應用于軸承等關鍵基礎件的表面強化處理[8-9]。從原理上看，該技術也可增強金屬工件的耐蝕性，但該加工方法對材料耐蝕性的影響規律仍有待進一步探索。現有研究多聚焦于離子注入、噴丸、涂層及熱處理等加工技術的防腐探索，鮮有關于強化研磨加工工件耐蝕性研究的報道[10-12]，強化研磨加工對材料耐蝕性的影響仍需進一步研究。基于此，本文采用單一變量法，分別從顯微組織、晶粒尺寸、位錯密度、顯微硬度及元素含量等方面分析強化研磨加工中的噴射壓力對軸承套圈試樣耐蝕性的影響。

1 試樣制備及性能測試

采用強化研磨加工技術對軸承套圈試樣滾道進行加工試驗，所選用的加工對象為蘇州軸承廠生產的經精磨處理的NU308 圓柱滾子軸承內圈，其內徑為40 mm，外徑為52 mm，寬度為23 mm，材料成分見表1。

表1 NU308 軸承內圈化學成分Tab.1 Composition of GCr15 materials wt%

參照文獻[13-14]，配制固液態強化研磨料（表2），選定加工試驗參數（表3），開展軸承套圈滾道的強化研磨加工，加工時間為2 min。

從各軸承套圈中切割尺寸為10 mm×10 mm 的小試樣，分別采用120#、500#、2000#的金相砂紙進行研磨拋光，其后分別采用丙酮和75%乙醇進行清洗，并烘干備用。

在樣品非強化表面焊接導線，并以環氧樹脂封裝，制作加工面裸露面積為1 cm2的工作電極。采用3.50% NaCl 溶液作為導電介質，將飽和甘汞電極作為參比電極，并以薄型鉑片作為輔助電極，借助Solartron1260+1287 電化學工作站測定不同試樣的耐腐蝕性能（如圖1 所示）。在標準動電位極化測試之前，將試驗工作電極浸泡于3.50%的NaCl 溶液中30 min，測得穩定的開路電位。其后，在–1.10～0.10 V內，以1.50 mV/s 的掃描速度，分別測試各樣品基于開路電位的極化電位。采用HV-1000 顯微維氏硬度計和MJ42 金相顯微鏡分別測定加工前后試樣截面的顯微硬度及金相組織，并利用PW3040/60 型X 射線衍射儀分析各試樣的晶粒尺寸和位錯密度。

表2 強化研磨料成分配比Tab.2 Composition ratio of abrasive for strengthen grinding processing

表3 強化研磨加工實驗參數Tab.3 Technological parameter for strengthen grinding processing

圖1 電化學測量原理及過程Fig.1 The principle and process of electrochemical measurement

2 結果及分析

2.1 耐腐蝕性能分析

不同工藝加工所得試樣的電化學腐蝕塔菲爾曲線如圖2 所示。通過Tafel 外推法及法拉第定律換算即可求得試樣腐蝕電位、腐蝕電流密度、陰/陽極塔菲爾斜率以及腐蝕速率，見表4。整體來看，經0.50 MPa噴射壓力加工所得試樣的腐蝕電位最高，0.70 MPa加工試樣的腐蝕速率最低。強化研磨加工試樣的腐蝕電流密度和腐蝕速率均遠低于未加工試樣，且試樣的腐蝕速率隨噴射壓力的增加而下降，說明試樣的電化學腐蝕與其處理工藝密切相關。0.70 MPa 加工后，試樣的腐蝕電流密度（1.63×10–5A/cm2）和腐蝕速率（18.24 mm/a）均為未加工試樣的41%，這說明強化研磨加工顯著提高了軸承套圈試樣表面的耐腐蝕性能。此外，0.50 MPa 加工試樣的腐蝕電流密度低于0.60 MPa 加工試樣，但其腐蝕速率反而更高。這是因為，腐蝕過程是一個動態變化過程，且與材料組織結構的致密性密切相關，噴射壓力越大，加工表層致密度越高[15-16]，進而使得其耐腐蝕性能越好。

圖2 試樣電化學腐蝕塔菲爾曲線Fig.2 Tafel curve of electrochemical corrosion of samples

表4 電化學腐蝕結果Tab.4 Results of electrochemical corrosion

2.2 顯微組織變化

隨著噴射壓力的增加，試樣加工表層金相組織逐漸細化，強化層厚度依次增加（如圖3 所示）。未經強化研磨處理的0#試樣，表層與基體的金相組織幾乎一致，且存在大量長度為20～30 μm 的大晶粒板條馬氏體。與0#試樣相比，1#、2#、3#試樣的大晶粒馬氏體數量、長度（10～20 μm）及寬度均顯著下降。噴射壓力增大，使強化表層的細小再結晶晶粒增加，板條馬氏體組織交叉位錯及分布均勻度增加，且強化層厚度由42 μm 增加至78 μm。這是因為相同時間內，噴射壓力越大，研磨料對金屬材料的作用力及應變速率也越大，進而使晶粒發生充分的再結晶，形成均勻分布的細小等軸晶晶粒組織[17-18]。強化表層晶粒細化使得其結構致密，腐蝕液難以滲入組織內部，進而提高材料的耐腐蝕性能[19-20]。因此，從金相組織變化看，在本文設定的強化研磨工藝下，試樣的耐腐蝕性能隨噴射壓力的增加而增加，與試樣電化學腐蝕試驗結果一致。

圖3 試樣顯微組織Fig.3 Microstructure of different samples

2.3 位錯密度及晶粒尺寸變化

將X 射線衍射圖譜與標準圖譜進行對比，并標定特征峰，結果如圖4 所示。馬氏體衍射峰較為明顯，各工藝下所得試樣的衍射峰強度幾乎一致。

由 Williamson-Hall 理論可知，半高寬寬化量（δhkl）與應變（ε）存在如下關系[21-22]：

式中：D為平均晶粒尺寸，nm；θhkl為衍射角度及對應的晶面指數；λ為 X 射線的波長，此處為1.54 nm。

因此，應變ε為式(2)對應直線的斜率。借助MDI Jade 軟件求得各衍射峰半高寬，見表5。

圖4 試樣X 射線衍射圖譜Fig.4 X-ray diffraction patterns of different samples

將表5 中的數值分別代入式(2)，并采用最小二乘法擬合直線（如圖5 所示），即可求得各試樣的應變值（即擬合直線的斜率）。由圖5 可見，隨著強化研磨噴射壓力的增加，試樣的應變也隨之增加。

根據經驗公式求解各試樣位錯密度和晶粒尺寸[23]：

式中：b為材料伯氏矢量，此處取0.25 nm；d為晶粒尺寸；t為X 射線衍射時的溫度，t=25.60 ℃。

結合圖5 和式(3)、(4)分別求解各試樣的位錯密度和對應的晶粒尺寸，結果如圖6 所示。可見，未經強化研磨試樣的位錯密度（7.29×1014m–2）和晶粒尺寸（9.48 μm）約為0.50 MPa 噴射壓力加工試樣的0.50倍和 1.40 倍。隨著噴射壓力由 0.50 MPa 增加至0.70 MPa，試樣位錯密度由14.50×1014m–2近似線性增加至71.09×1014m–2，而晶粒尺寸則由6.72 μm 線性減小至3.04 μm，與圖3 中顯微組織變化規律一致。已有研究表明[24]，高位錯密度、小尺寸晶粒的致密組織有助于提升材料的耐腐蝕性能。強化研磨加工中噴射壓力的上升，加快了材料的應變速率，導致位錯密度增加和晶粒尺寸減小，進而提高了材料組織的致密度，增強了試樣的耐腐蝕能力，進一步解釋了各試樣電化學腐蝕速率的變化規律。

表5 試樣各衍射峰角度及對應的半高寬Tab.5 The diffraction peak angle of each sample and the value of FWHM

圖5 δhklcosθhkl 隨2sinθhkl 變化的擬合直線Fig.5 Fitting line of δhklcosθhkl with respect to 2sinθhkl

圖6 位錯密度及晶粒尺寸隨噴射壓力的變化曲線Fig.6 Variation curves of dislocation density and grain size with jet pressure

2.4 加工表層硬度及元素分析

強化研磨加工中，三相混流斜向高速沖擊試樣表面，使其受高度集中應力擠壓而發生塑性變形，形成高硬梯度分布強化層。距表面30 μm 處，最大平均硬度達885HV，且硬度隨深度增加而下降。未加工試樣硬度保持在790HV 左右，且不隨深度變化，如圖7所示。整體來看，隨噴射壓力的增加，截面顯微硬度曲線呈交錯狀態，最大硬化層厚度達110 μm。距表面深度小于100 μm 時，強化研磨加工試樣硬度均高于未加工試樣，且在深度為30 μm 處，硬度差距最大（約90HV），在深度110 μm 后，各試樣硬度幾乎相等。在硬度高（莫氏硬度≥9）、粒度小（120 目）的研磨粉和鋼珠耦合沖擊作用下，試樣接觸區形成高度集中的應力，使材料發生快速應變，進而誘導應變能梯度傳播，形成梯度變化塑性變形區，導致其硬度隨深度增加而逐漸下降[25]。噴射壓力與強化研磨加工過程中三相混流的沖擊動能直接相關，相同條件下，壓力越高，動能越大，受沖擊材料的塑性應變量及應變速率也越高，進而使得試樣塑變層硬度也越高。換而言之，試樣強化層顯微硬度隨噴射壓力的增加而增加。由于金屬材料的硬度與其微觀組織結構的致密度密切相關[26]，同一材料的晶粒尺寸越小，則硬度越高，而晶粒尺寸越小，其耐腐蝕性能也越高。因此，從表層硬度看，強化研磨加工試樣的耐腐蝕性能要顯著高于未加工試樣，這與電化學腐蝕測試結果相吻合。

圖7 顯微硬度沿深度方向的變化Fig.7 Variation of microhardness along the direction of depth

經強化研磨加工后，試樣表面O、Si、Cr 元素的含量均有所增加（如圖8 所示）。氧在軸承鋼中以化合物的形式存在，形成氧化膜，可阻礙活躍離子的擴散。硅在合金中則常以硅化亞鐵的形式存在，其含量的增加可提高軸承鋼的耐酸性[27]。鉻元素則可在金屬與介質之間形成鈍化膜，可阻擋Cl–和O2–進入試樣基體，增強其耐蝕性[28]。在電化學腐蝕測試時，試樣浸泡于NaCl 溶液中，易發生氧化反應，生成氧化膜，可阻礙Cl–和O2–的擴散。與未加工試樣相比，強化研磨加工試樣表面元素更豐富，且Cr 和Si 含量更高，在NaCl 溶液中可形成更為致密的鈍化膜。因而，從表面元素分布看，強化研磨加工可增強試樣的耐腐蝕性，與電化學腐蝕結果一致。

圖8 試樣表面EDS 分析Fig.8 EDS analysis of sample surface

3 結論

本文通過強化層金相組織、位錯密度、晶粒尺寸以及顯微硬度的變化，解釋試樣的耐腐蝕性隨強化研磨噴射壓力增加而增加的現象，得到以下結論：

1）電化學腐蝕試驗表明，強化研磨加工對改善材料的耐腐蝕性能效果明顯，且腐蝕速率隨噴射壓力的增加而下降。

2）強化研磨加工使試樣表層發生高速率應變，誘導板條馬氏體發生再結晶細化，且晶粒細化程度和組織分布均勻度都隨噴射壓力的增加而增加。

3）強化表層發生高密度位錯，且位錯密度隨噴射壓力的增大而呈線性增加，晶粒尺寸則呈線性減小。

4）由于金相組織、位錯及再結晶的發生，形成致密的強化表層，使得試樣表層硬度也隨噴射壓力的增加而增加。

5）金相組織、位錯密度、晶粒尺寸、顯微硬度及元素含量分析結果均與其電化學腐蝕結果相吻合，揭示了試樣的耐蝕性隨強化研磨加工中噴射壓力的增加而增強的規律。