《工程科学学报》：GCr15轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能

工程科学学报，第40卷，第9期：1108-1114,2018年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.9:1108-1114,September 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.09.012;http://journals.ustb.edu.cn GCr15轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 宗晓明”，蒋文明四，樊自田”，高飞2》 1)华中科技大学材料成形与模具技术国家重点实验室，武汉4300742)洛阳轴承研究所有限公司，洛阳471039 ☒通信作者，E-mail:jwenming(@163.com 摘要对GC15轴承钢表面渗硼层的生长动力学与机械性能进行了研究.采用固体渗硼的方法，在1123、1173、1223和 1323K温度条件下，分别保温处理2、4、6和8，进行渗硼层制备.采用光学显微镜、扫描电镜、X射线衍射仪、维氏硬度计等对 制备的渗硼层进行组织观察与性能分析，并通过试验数据对渗硼层的生长动力学特性进行了研究.研究结果表明：试样表面 获得了均匀致密的渗硼层，渗硼层的相成分主要是FB和F©2B:渗硼层的厚度随处理温度与保温时间的增加而增厚，变化范 围为33.4~318.5μm;渗硼层的表面硬度随处理温度及保温时间的增加而增大，主要是由于随着渗硼层厚度的增加，高硬度 FeB相的含量上升，低硬度Fe,B相的含量下降，表面硬度HV。,变化范围为1630~1950，与基体组织相比，提高了5-6倍：渗 层截面硬度测试结果表明，渗层与基体之间有较宽的硬度梯度过渡：通过Arrhenius公式，对渗硼层的生长动力学方程进行了 推导，可知B元素在CC15轴承钢中的扩散激活能为188.595kJ·ml,对推导的动力学方程进行了试验验证，结果表明最大 误差仅4.93%，可有效的实现对渗层厚度的预测. 关键词GC15轴承钢：渗硼：微观组织：机械性能：生长动力学 分类号TG156.8 Kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel ZONG Xiao-ming",JIANG Wen-ming),FAN Zi-tian),GAO Fei 1)State Key Lab of Materials Processing and Die Mould Technology,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074,China 2)Luoyang Bearing Research Institute Co.,Ltd.,Luoyang 471039,China Corresponding author,E-mail:jwenming@163.com ABSTRACT The kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel was investigated.The boriding treatment was carried out in a solid medium at 1123,1173,1223,and 1323 K for 2,4,6,and 8 h.The microstructures and mechanical properties of the boride layer were characterized by optical microscopy,scanning electron microscopy,X-ray diffraction,and Vickers hardness tester,and the growth kinetics characteristics were also studied based on experimental data.The results indicate that the boride layer has a smooth and compact morphology,and the presence of FeB and FeB on the steel substrate is confirmed by X-ray diffraction analy- sis.The thickness and hardness of the boride layer increase with treatment time and temperature,where the thickness ranges from 33.4 to 318.5 um.The increased hardness is mainly because of the increase in the highly hard FeB phase content.The content of Fe2 B phase,which has a low hardness,decreases with an increase of layer thickness.The hardness of the boride layer HV ranges within 1630-1950,and it is increased by 5 to 6 times compared with the matrix.The hardness test results of the boride layer cross section in- dicate that there is a wide transition of hardness gradient between the boride layer and the matrix.The kinetic equation based on the ex- perimental data and Arrhenius equation was investigated,the active energy of B element in the GCrl5 bearing steel is 188.595 kJ. mol-,and the derived kinetic equation is verified by experiments.The results indicate that the maximum error between the theoretical derivation and experimental derivation is 4.93%.Therefore,the derived kinetic equation can effectively predict the thickness of the boride layer on GCr15 bearing steel. 收稿日期：2017-10-08 基金项目：湖北省自然科学基金资助项目(2017CB488)

工程科学学报，第 40 卷，第 9 期: 1108--1114，2018 年 9 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 40，No． 9: 1108--1114，September 2018 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2018． 09． 012; http: / /journals． ustb． edu． cn GCr15 轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 宗晓明1) ，蒋文明1) ，樊自田1) ，高 飞2) 1) 华中科技大学材料成形与模具技术国家重点实验室，武汉 430074 2) 洛阳轴承研究所有限公司，洛阳 471039 通信作者，E-mail: jwenming@ 163． com 摘 要 对 GCr15 轴承钢表面渗硼层的生长动力学与机械性能进行了研究． 采用固体渗硼的方法，在 1123、1173、1223 和 1323 K 温度条件下，分别保温处理 2、4、6 和 8 h，进行渗硼层制备． 采用光学显微镜、扫描电镜、X 射线衍射仪、维氏硬度计等对 制备的渗硼层进行组织观察与性能分析，并通过试验数据对渗硼层的生长动力学特性进行了研究． 研究结果表明: 试样表面 获得了均匀致密的渗硼层，渗硼层的相成分主要是 FeB 和 Fe2B; 渗硼层的厚度随处理温度与保温时间的增加而增厚，变化范 围为 33. 4 ～ 318. 5 μm; 渗硼层的表面硬度随处理温度及保温时间的增加而增大，主要是由于随着渗硼层厚度的增加，高硬度 FeB 相的含量上升，低硬度 Fe2B 相的含量下降，表面硬度 HV0. 1变化范围为 1630 ～ 1950，与基体组织相比，提高了 5 ～ 6 倍; 渗 层截面硬度测试结果表明，渗层与基体之间有较宽的硬度梯度过渡; 通过 Arrhenius 公式，对渗硼层的生长动力学方程进行了 推导，可知 B 元素在 GCr15 轴承钢中的扩散激活能为 188. 595 kJ·mol － 1，对推导的动力学方程进行了试验验证，结果表明最大 误差仅 4. 93% ，可有效的实现对渗层厚度的预测． 关键词 GCr15 轴承钢; 渗硼; 微观组织; 机械性能; 生长动力学 分类号 TG156. 8 收稿日期: 2017--10--08 基金项目: 湖北省自然科学基金资助项目( 2017CFB488) Kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel ZONG Xiao-ming1) ，JIANG Wen-ming1)  ，FAN Zi-tian1) ，GAO Fei2) 1) State Key Lab of Materials Processing and Die ＆ Mould Technology，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China 2) Luoyang Bearing Ｒesearch Institute Co． ，Ltd． ，Luoyang 471039，China Corresponding author，E-mail: jwenming@ 163． com ABSTＲACT The kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel was investigated． The boriding treatment was carried out in a solid medium at 1123，1173，1223，and 1323 K for 2，4，6，and 8 h． The microstructures and mechanical properties of the boride layer were characterized by optical microscopy，scanning electron microscopy，X-ray diffraction，and Vickers hardness tester，and the growth kinetics characteristics were also studied based on experimental data． The results indicate that the boride layer has a smooth and compact morphology，and the presence of FeB and Fe2B on the steel substrate is confirmed by X-ray diffraction analy￾sis． The thickness and hardness of the boride layer increase with treatment time and temperature，where the thickness ranges from 33. 4 to 318. 5 μm． The increased hardness is mainly because of the increase in the highly hard FeB phase content． The content of Fe2 B phase，which has a low hardness，decreases with an increase of layer thickness． The hardness of the boride layer HV0. 1 ranges within 1630--1950，and it is increased by 5 to 6 times compared with the matrix． The hardness test results of the boride layer cross section in￾dicate that there is a wide transition of hardness gradient between the boride layer and the matrix． The kinetic equation based on the ex￾perimental data and Arrhenius equation was investigated，the active energy of B element in the GCr15 bearing steel is 188. 595 kJ· mol － 1，and the derived kinetic equation is verified by experiments． The results indicate that the maximum error between the theoretical derivation and experimental derivation is 4. 93% ． Therefore，the derived kinetic equation can effectively predict the thickness of the boride layer on GCr15 bearing steel．

宗晓明等：GCrl5轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 ·1109· KEY WORDS GCr15 bearing steel:boriding:microstructure:mechanical properties;growth kinetic 为了获得优越的工作性能，表面改性技术在机 1123、1173、1223和1323K条件下分别保温处理2、 械领域的应用日益广泛.渗硼处理做为化学热处理 4、6和8h,达到保温时间后，工件随炉冷却至150℃ 的一个重要分支，其基本原理是通过热扩散，使硼元 出炉，对试样进行清理后，即可进行各项分析测试 素与基体材料进行结合，形成金属间化合物，从而获 工作. 得高硬的表面层，该技术在结构钢、低合金钢、工具 表1GC15轴承钢的化学成分（质量分数） 钢、不锈钢、铸钢及铸铁等材料中己获得广泛的 Table 1 Chemical compositions of GCrl5 bearing steel% 应用- Cr Ni Si Mn Mo S P Fe 根据渗硼处理方式的不同，渗硼技术可以大致 0.951.450.110.190.320.010.010.01余量 分为气态渗、液态渗与固态渗3种.气态渗硼具有 渗层均匀致密、表面质量好、工件渗后无需清理的优 ,试样 点，但存在气体的制备困难、价格昂贵，且有剧毒爆 炸性的危险，目前尚难以被工业生产所采用.液态 陶瓷坩埚 盐浴渗硼具有设备简单，操作方便的优点，但存在工 件清洗困难、坩埚寿命短、盐浴温度均匀性控制困难 渗明剂 的问题.固态渗硼技术因其具有生产效率高、操作 简便、成本低廉的优势，目前工业上获得了最广泛的 密封 应用B).GC15轴承钢是轴承领域应用最广泛的 盖子 钢种，占其总应用量的80%以上圆，尽管渗硼技术 在多种材料基体表面已取得良好的使用效果，但有 关GCl5轴承钢渗硼强化的研究还非常缺乏，尤其 图1工件在陶瓷坩埚中渗硼处理示意图 是针对该种材料的渗硼层生长动力学方面的研究 Fig.I Schematic cross section of the container for pack boriding 渗硼层除了具有高硬度的性能外还具有良好的高温 treatment 稳定性，据报道回，渗硼层在850℃仍然具有很好 1.2组织观察与性能测试 的抗氧化性，该技术在GCl5轴承钢材料中具有很 采用光学显微镜(OLYMPUS)和扫描电镜 好的应用前景 (QUAN TA4O0)对渗层的截面形貌与组织进行观 本文研究了处理温度与保温时间对GCl5轴 察；采用扫描电镜自带的能谱分析功能对渗层的元 承钢渗硼层组织特征与机械性能的影响，并对渗层 素分布进行测量：采用X射线衍射仪(XRD,Si- 的生长动力学特性进行了分析，为渗硼技术在 GCrl5轴承钢方面的应用提供了借鉴. madzu,Japan)对渗层表面的相成分进行测试分析， 分析采用Cu靶，扫描角度20的变化范围为20°~ 1试验材料与方法 90°：采用维氏硬度计(HV1000)对渗层的表面及截 1.1基体材料与渗硼工艺 面硬度分布进行测试，测试力选用0.98N;采用光学 表1所示为试验用GCl5轴承钢的化学成分. 显微镜自带的测量功能对渗层的厚度进行测量，为 试验前，将试样采用线切割方法加工成Φ10mm×10 了减小测试误差，厚度测试采取测量10次求平均值 mm的样块，并采用800目的砂纸对其表面进行处 的方法 理.渗硼处理采用固态渗硼的方法，渗剂组成，质量 1.3动力学分析方法 分数，为B.C(5%),KBF4(5%)与SiC(%90),其 渗硼处理过程中，渗层的生长速度与处理时间 中B,C为供硼剂，KBF4为催化剂，SiC为填充剂，使 呈抛物线关系，可用以下式表示@： 用时，将3种固体粉末均匀混合.渗硼处理时，将渗 d2=Dt (1) 剂与工件填埋于带密封盖的陶瓷坩埚中，盖口处采 式中：d为渗层的厚度，mm;t为处理时间，s:D为与 用耐火泥与水玻璃进行密封，如图1所示.将填埋 处理温度相关的渗层生长速率常数. 好试样的坩埚置入烘干炉中，经150℃下2h烘干 生长速率常数D,扩散激活能Q,和处理温度T 后，将坩埚放入粉末烧结炉中进行后续处理，在 之间的关系可以通过Arrhenius公式表示为：

宗晓明等: GCr15 轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 KEY WOＲDS GCr15 bearing steel; boriding; microstructure; mechanical properties; growth kinetic 为了获得优越的工作性能，表面改性技术在机 械领域的应用日益广泛． 渗硼处理做为化学热处理 的一个重要分支，其基本原理是通过热扩散，使硼元 素与基体材料进行结合，形成金属间化合物，从而获 得高硬的表面层，该技术在结构钢、低合金钢、工具 钢、不 锈 钢、铸钢及铸铁等材料中已获得广泛的 应用［1--4］． 根据渗硼处理方式的不同，渗硼技术可以大致 分为气态渗、液态渗与固态渗 3 种． 气态渗硼具有 渗层均匀致密、表面质量好、工件渗后无需清理的优 点，但存在气体的制备困难、价格昂贵，且有剧毒爆 炸性的危险，目前尚难以被工业生产所采用． 液态 盐浴渗硼具有设备简单，操作方便的优点，但存在工 件清洗困难、坩埚寿命短、盐浴温度均匀性控制困难 的问题． 固态渗硼技术因其具有生产效率高、操作 简便、成本低廉的优势，目前工业上获得了最广泛的 应用［5--7］． GCr15 轴承钢是轴承领域应用最广泛的 钢种，占其总应用量的 80% 以上［8］，尽管渗硼技术 在多种材料基体表面已取得良好的使用效果，但有 关 GCr15 轴承钢渗硼强化的研究还非常缺乏，尤其 是针对该种材料的渗硼层生长动力学方面的研究． 渗硼层除了具有高硬度的性能外还具有良好的高温 稳定性，据报道［9］，渗硼层在 850 ℃ 仍然具有很好 的抗氧化性，该技术在 GCr15 轴承钢材料中具有很 好的应用前景． 本文研究了处理温度与保温时间对 GCr15 轴 承钢渗硼层组织特征与机械性能的影响，并对渗层 的生长动力学特性进行了分析，为 渗 硼 技 术 在 GCr15 轴承钢方面的应用提供了借鉴． 1 试验材料与方法 1. 1 基体材料与渗硼工艺 表 1 所示为试验用 GCr15 轴承钢的化学成分． 试验前，将试样采用线切割方法加工成 10 mm × 10 mm 的样块，并采用 800 目的砂纸对其表面进行处 理． 渗硼处理采用固态渗硼的方法，渗剂组成，质量 分数，为 B4C ( 5% ) ，KBF4 ( 5% ) 与 SiC ( % 90) ，其 中 B4C 为供硼剂，KBF4为催化剂，SiC 为填充剂，使 用时，将 3 种固体粉末均匀混合． 渗硼处理时，将渗 剂与工件填埋于带密封盖的陶瓷坩埚中，盖口处采 用耐火泥与水玻璃进行密封，如图 1 所示． 将填埋 好试样的坩埚置入烘干炉中，经 150 ℃ 下 2 h 烘干 后，将坩埚放入粉末烧结炉中进行后续处理，在 1123、1173、1223 和 1323 K 条件下分别保温处理 2、 4、6 和 8 h，达到保温时间后，工件随炉冷却至 150 ℃ 出炉，对试样进行清理后，即可进行各项分析测试 工作． 表 1 GCr15 轴承钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical compositions of GCr15 bearing steel % C Cr Ni Si Mn Mo S P Fe 0. 95 1. 45 0. 11 0. 19 0. 32 0. 01 0. 01 0. 01 余量 图 1 工件在陶瓷坩埚中渗硼处理示意图 Fig． 1 Schematic cross section of the container for pack boriding treatment 1. 2 组织观察与性能测试 采用 光 学 显 微 镜 ( OLYMPUS ) 和 扫 描 电 镜 ( QUAN TA--400) 对渗层的截面形貌与组织进行观 察; 采用扫描电镜自带的能谱分析功能对渗层的元 素分布进行测量; 采用 X 射线衍射仪 ( XＲD，Shi￾madzu，Japan) 对渗层表面的相成分进行测试分析， 分析采用 Cu 靶，扫描角度 2θ 的变化范围为 20° ～ 90°; 采用维氏硬度计( HV1000) 对渗层的表面及截 面硬度分布进行测试，测试力选用 0. 98 N; 采用光学 显微镜自带的测量功能对渗层的厚度进行测量，为 了减小测试误差，厚度测试采取测量 10 次求平均值 的方法． 1. 3 动力学分析方法 渗硼处理过程中，渗层的生长速度与处理时间 呈抛物线关系，可用以下式表示［10］: d2 = Dt ( 1) 式中: d 为渗层的厚度，mm; t 为处理时间，s; D 为与 处理温度相关的渗层生长速率常数． 生长速率常数 D，扩散激活能 Q，和处理温度 T 之间的关系可以通过 Arrhenius 公式表示为: · 9011 ·

·1110 工程科学学报，第40卷，第9期 D=Doexp (-Q/RT) (2) 匀，与基体交界处较为平滑，渗硼层典型的锯齿状形 式中，D。是常数，R是气体常数(8.314J·mol-1· 态不明显0.图3所示为图2(b)的高倍形貌，由图 K-). 3可知在渗层内部，柱状晶特征明显.以上形貌特 征主要是由于GCrl5轴承钢中合金元素含量较高 2试验结果与分析 造成的，在渗硼的过程中，基体中的元素发生了再分 2.1渗层的组织形态与成分 布，其中Cr与C元素在渗层中的溶解度低于基体， 图2所示1123、1173、1223和1323K温度条下 在渗硼处理过程中，在渗层中固溶度小的元素在渗 渗硼处理8h后获得的渗层截面形貌.由图2可知， 硼层前沿发生富集，阻碍了渗硼层的齿状生长， 经渗硼处理后，GC15轴承钢基体表面获得了均匀 同时，合金元素还会对渗层的厚度造成较大影响，增 致密的渗硼层，在整个渗层截面，渗硼层的厚度均 大硼在基体中的扩散激活能，从而减小渗层的厚度. 回 1004m 100m 100um m 图2GC15钢在不同温度下保温处理8h后渗层截面光学显微镜照片.(a)1123K:(b)1173K:(c)1223K:(d)1323K Fig.2 Optical cross-section view of borided GCrl5 steel at different temperatures for 8 h:(a)1123 K:(b)1173 K:(c)1223 K:(d)1323 K 与基体交界处，铁元素的比例上升，硼元素的比例下 降.同时，碳元素由于在渗层中的溶解度小于基体， 发生了向基体的迁移，从表面到内部，碳元素的含量 呈上升趋势.根据渗层分布的基本特征，可以将其 分为3个部分：(1)表面渗硼层：(2)过渡区，其中有 硼元素的固溶：(3)未受影响的基体组织.图5所示 为1123、1173与1323K条件下渗硼处理8h的试样 25m 表面X射线衍射分析结果，由图5可知，渗层表面 的主要相成分为FeB和Fe2B,随着渗层厚度的增 图3GCrl5钢在1173K温度条件下处理8h获得的渗层中柱状 晶形貌 加，表面FeB相的含量上升，FezB相的含量下降，表 Fig.3 Optical cross-section view of columnar morphology of borided 面渗层的相成分对渗层的机械性能有决定性的 GCr15 steel at 1173 K for 8h 影响. 图4所示为1173K条件下保温8h获得渗层的 2.2渗层的厚度与硬度 截面扫描电镜照片及能谱分析情况.由图4可知， 图6所示为1123、1173、1223和1323K温度条 在渗层厚度范围内，硼元素的比例略微下降，在渗层 件下保温2、4、6和8h获得的渗层厚度与处理时间

工程科学学报，第 40 卷，第 9 期 D = D0 exp( － Q /ＲT) ( 2) 式中，D0 是常 数，Ｒ 是 气 体 常 数 ( 8. 314 J·mol － 1· K － 1 ) ． 2 试验结果与分析 2. 1 渗层的组织形态与成分 图 2 所示 1123、1173、1223 和 1323 K 温度条下 渗硼处理 8 h 后获得的渗层截面形貌． 由图 2 可知， 经渗硼处理后，GCr15 轴承钢基体表面获得了均匀 致密的渗硼层，在整个渗层截面，渗硼层的厚度均 匀，与基体交界处较为平滑，渗硼层典型的锯齿状形 态不明显［11］． 图 3 所示为图 2( b) 的高倍形貌，由图 3 可知在渗层内部，柱状晶特征明显． 以上形貌特 征主要是由于 GCr15 轴承钢中合金元素含量较高 造成的，在渗硼的过程中，基体中的元素发生了再分 布，其中 Cr 与 C 元素在渗层中的溶解度低于基体， 在渗硼处理过程中，在渗层中固溶度小的元素在渗 硼层前沿发生富集，阻碍了渗硼层的齿状生长［12］， 同时，合金元素还会对渗层的厚度造成较大影响，增 大硼在基体中的扩散激活能，从而减小渗层的厚度． 图 2 GCr15 钢在不同温度下保温处理 8 h 后渗层截面光学显微镜照片． ( a) 1123 K; ( b) 1173 K; ( c) 1223 K; ( d) 1323 K Fig． 2 Optical cross-section view of borided GCr15 steel at different temperatures for 8 h: ( a) 1123 K; ( b) 1173 K; ( c) 1223 K; ( d) 1323 K 图 3 GCr15 钢在 1173 K 温度条件下处理 8 h 获得的渗层中柱状 晶形貌 Fig． 3 Optical cross-section view of columnar morphology of borided GCr15 steel at 1173 K for 8 h 图 4 所示为 1173 K 条件下保温 8 h 获得渗层的 截面扫描电镜照片及能谱分析情况． 由图 4 可知， 在渗层厚度范围内，硼元素的比例略微下降，在渗层 与基体交界处，铁元素的比例上升，硼元素的比例下 降． 同时，碳元素由于在渗层中的溶解度小于基体， 发生了向基体的迁移，从表面到内部，碳元素的含量 呈上升趋势． 根据渗层分布的基本特征，可以将其 分为 3 个部分: ( 1) 表面渗硼层; ( 2) 过渡区，其中有 硼元素的固溶; ( 3) 未受影响的基体组织． 图 5 所示 为 1123、1173 与 1323 K 条件下渗硼处理 8 h 的试样 表面 X 射线衍射分析结果，由图 5 可知，渗层表面 的主要相成分为 FeB 和 Fe2 B，随着渗层厚度的增 加，表面 FeB 相的含量上升，Fe2B 相的含量下降，表 面渗层的相成分对渗层的机械性能有决定性的 影响． 2. 2 渗层的厚度与硬度 图 6 所示为 1123、1173、1223 和 1323 K 温度条 件下保温 2、4、6 和 8 h 获得的渗层厚度与处理时间 · 0111 ·

宗晓明等：GC15轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 ·1111· 0102030405060708090100110120130 距离加m 1000 1000 800 元素质量分数%原子分数凭 4 Fe 800元赤质量分数%原千分数 5.24 600 237 Fe 6308 400 400 Fe 200 200 Cr 2 3 456 78910 2 3 4 567 8910 能量keV 能量keV 1000 1000 e 800 元素质量分数肾摩千分数闻 800元素质量分数/%原子分数% Fe B t381 3301 B 11T3 3)67 43 21.29 2492 153 089 600 35 223 Fe 77.22 4191 7449 4018 400 400 Fe 200 200 0 45678910 345678910 能量keV 能量keV 图41173K条件下保温8h获得渗层的截面扫描电镜照片能谱分析情况：(a)扫描电镜照片：(b)线扫描能谱分析：()A点组分：(d)B点 组分：(e)C点组分：()D点组成 Fig.4 Cross-section view and EDS patterns of boride layer produced at 1173K for 8h:(a)SEM image of boride layer:(b)EDS line scan analysis across the boride layer:(c)composition of point A:(d)composition of point B:(e)composition of point C:(f)composition of point D 关系图.由图6可知，在本研究中，随处理温度及保 化趋势相同，渗层表面硬度随保温时间与处理温度 温时间的不同，渗层的厚度变化范围为33.4~ 的上升而增大，主要是由于随着渗层厚度的增大，表 318.5m;在1123K温度条件下，渗层厚度随处理 面高硬FeB相比例上升，从而提高了表面硬度.从 时间的变化范围为33.4~70.3μm;在1173K温度 整体上看，与未经表面处理的试样(HV。1330)相 条件下，渗层厚度随处理时间的变化范围为52.2~ 比，渗层的硬度提高了5~6倍 107.6um;在1223K温度条件下，渗层厚度随处理 图8所示为渗层的截面维氏硬度压痕形貌及硬 时间的变化范围为73.4~151.7m;在1323K温度 度梯度分布情况，图8(a)所示为1173K温度条件 条件下，渗层厚度随处理时间的变化范围为142.1~ 下保温8h获得的渗层截面的维氏硬度测试压痕形 318.5um.可见，在不同处理温度条件下，渗层的厚 貌.由图8(a)可知，从表面到内部，维氏硬度测试 度都随处理时间的增长而增厚，当处理时间相同时， 压痕的尺寸逐渐增大，主要是由于从表面到内部Fe 随处理温度的升高，渗层厚度大幅增加. 元素的比例上升，硼元素的比例下降，高硬度FB 图7所示为不同温度下保温不同时间获得的渗 相的比例下降，低硬度F,B相的比例上升.图8 层表面硬度与处理时间的关系图.由图7可知，不 (b)所示为在1173K温度条件下保温2、4、6和8h 同工艺参数条件下，渗层表面硬度HV。,变化范围 获得的渗层硬度梯度分布情况，由图8(b)可知，在 为1630~1950，与渗层厚度随处理时间与温度的变 不同处理时间下，渗层均与基体间有较宽的硬度梯

宗晓明等: GCr15 轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 图 4 1173 K 条件下保温 8 h 获得渗层的截面扫描电镜照片能谱分析情况: ( a) 扫描电镜照片; ( b) 线扫描能谱分析; ( c) A 点组分; ( d) B 点 组分; ( e) C 点组分; ( f) D 点组成 Fig． 4 Cross-section view and EDS patterns of boride layer produced at 1173 K for 8 h: ( a) SEM image of boride layer; ( b) EDS line scan analysis across the boride layer; ( c) composition of point A; ( d) composition of point B; ( e) composition of point C; ( f) composition of point D 关系图． 由图 6 可知，在本研究中，随处理温度及保 温时 间 的 不 同，渗层的厚度变化范围为 33. 4 ～ 318. 5 μm; 在 1123 K 温度条件下，渗层厚度随处理 时间的变化范围为 33. 4 ～ 70. 3 μm; 在 1173 K 温度 条件下，渗层厚度随处理时间的变化范围为 52. 2 ～ 107. 6 μm; 在 1223 K 温度条件下，渗层厚度随处理 时间的变化范围为 73. 4 ～ 151. 7 μm; 在 1323 K 温度 条件下，渗层厚度随处理时间的变化范围为 142. 1 ～ 318. 5 μm． 可见，在不同处理温度条件下，渗层的厚 度都随处理时间的增长而增厚，当处理时间相同时， 随处理温度的升高，渗层厚度大幅增加． 图 7 所示为不同温度下保温不同时间获得的渗 层表面硬度与处理时间的关系图． 由图 7 可知，不 同工艺参数条件下，渗层表面硬度 HV0. 1 变化范围 为 1630 ～ 1950，与渗层厚度随处理时间与温度的变 化趋势相同，渗层表面硬度随保温时间与处理温度 的上升而增大，主要是由于随着渗层厚度的增大，表 面高硬 FeB 相比例上升，从而提高了表面硬度． 从 整体上看，与未经表面处理的试样( HV0. 1 330) 相 比，渗层的硬度提高了 5 ～ 6 倍． 图 8 所示为渗层的截面维氏硬度压痕形貌及硬 度梯度分布情况，图 8( a) 所示为 1173 K 温度条件 下保温 8 h 获得的渗层截面的维氏硬度测试压痕形 貌． 由图 8( a) 可知，从表面到内部，维氏硬度测试 压痕的尺寸逐渐增大，主要是由于从表面到内部 Fe 元素的比例上升，硼元素的比例下降，高硬度 FeB 相的比例下降，低硬度 Fe2B 相的比例上升［13］． 图 8 ( b) 所示为在 1173 K 温度条件下保温 2、4、6 和 8 h 获得的渗层硬度梯度分布情况，由图 8( b) 可知，在 不同处理时间下，渗层均与基体间有较宽的硬度梯 · 1111 ·

·1112· 工程科学学报，第40卷，第9期 2 1-FeB b 1-FeB 1500 2-Fe,B 2-Fe,B 1000 500 500 20 30 40 50 60 70 90 n 60 20) (c) 1-FeB 2-Fe,B 1O) 500 20 30 40 60 70 8090 20 图5GCl5钢在不同温度下保温处理8h后表面X射线衍射分析.(a)1123K:(b)1173K:(c)1323K Fig.5 X-tay diffraction patterns of borided GCrl5 steel at different temperatures for 8 h:(a)1123 K:(b)1173 K:(c)1323 K 350 2000m 2h ·-1123K 1950 300 4h ·-I173K 16h 1900 +1223K h -1323K 1850h 200 1800 1750 1700 1650 1600 1123 1223 15506 1173 1323 234567 89 渗硼处理温度K 姿硼处理时间小 图6不同处理温度与时间条件下渗层厚度变化情况 图7不同处理温度与时间条件下渗层表面硬度变化情况 Fig.6 Variation of thickness of boride layers with different treatment Fig.7 Variation of surface hardness of boride layers with different temperatures and time treatment temperatures and time 度过渡，该过渡区的存在有利于增大渗层与基体间 表2生长速率常数(D)与扩散激活能(Q)随渗硼温度的变化 的结合力 Table 2 Growth rate constant (D)and activation energy (Q)as a func- tion of boriding temperature 2.3生长动力学 图9所示为1123、1173、1223和1323K温度条 生长常数，D110-9 扩散激活能/ 件下制备的渗层厚度的平方与处理时间的关系曲 1123K 1173K 1223K 1323K (kJ-mol-1) 线，由图9可知，渗层厚度的平方与渗硼时间呈线性 1.74165 3.91906 8.02826 37.023 188.595 关系.通过对1123、1173、1223和1323K温度条件 下不同处理时间的数据进行线性回归拟合，可以得 1/T进行线性回归拟合，其结果如图10所示，通过 到不同温度条件下渗层生长速率常数D,如表2 拟合方程中斜率参数即可得到扩散激活能Q,可知 所示 GCr15轴承钢表面渗硼激活能Q为188.595kJ· 对式(2)两边取对数，可以得到式(3)，由式(3) mol-1,渗硼生长速率常数与温度的关系，如式(4) 可知lnD与1/T呈线性关系，将表2中1123、1173、 所示. 1223和1323K温度条件下的生长速率参数lnD与 nD=nD。-(Q/RT) (3)

工程科学学报，第 40 卷，第 9 期 图 5 GCr15 钢在不同温度下保温处理 8 h 后表面 X 射线衍射分析． ( a) 1123 K; ( b) 1173 K; ( c) 1323 K Fig． 5 X-ray diffraction patterns of borided GCr15 steel at different temperatures for 8 h: ( a) 1123 K; ( b) 1173 K; ( c) 1323 K 图 6 不同处理温度与时间条件下渗层厚度变化情况 Fig． 6 Variation of thickness of boride layers with different treatment temperatures and time 度过渡，该过渡区的存在有利于增大渗层与基体间 的结合力． 2. 3 生长动力学 图 9 所示为 1123、1173、1223 和 1323 K 温度条 件下制备的渗层厚度的平方与处理时间的关系曲 线，由图 9 可知，渗层厚度的平方与渗硼时间呈线性 关系． 通过对 1123、1173、1223 和 1323 K 温度条件 下不同处理时间的数据进行线性回归拟合，可以得 到不同温度条件下渗层生长速率常数 D，如表 2 所示． 对式( 2) 两边取对数，可以得到式( 3) ，由式( 3) 可知 lnD 与 1 /T 呈线性关系，将表 2 中 1123、1173、 1223 和 1323 K 温度条件下的生长速率参数 lnD 与 图 7 不同处理温度与时间条件下渗层表面硬度变化情况 Fig． 7 Variation of surface hardness of boride layers with different treatment temperatures and time 表 2 生长速率常数( D) 与扩散激活能( Q) 随渗硼温度的变化 Table 2 Growth rate constant ( D) and activation energy ( Q) as a func￾tion of boriding temperature 生长常数，D/10 － 9 1123 K 1173 K 1223 K 1323 K 扩散激活能/ ( kJ·mol － 1 ) 1. 74165 3. 91906 8. 02826 37. 023 188. 595 1 /T 进行线性回归拟合，其结果如图 10 所示，通过 拟合方程中斜率参数即可得到扩散激活能 Q，可知 GCr15 轴承 钢 表 面 渗 硼 激 活 能 Q 为 188. 595 kJ· mol － 1，渗硼生长速率常数与温度的关系，如式( 4) 所示． ln D = ln D0 － ( Q /ＲT) ( 3) · 2111 ·

宗晓明等：GCl5轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 ·1113· (a) 2000 (b) --2h 1800 -4h 1600 -8h 1400 120 1000 800 600 400 200 50m 20 406080100120140 距离/m 图8(a)1173K条件下保温8h获得渗层藏面维氏硬度压痕照片：(b)1173K温度条件保温246和8h获得渗层沿藏面硬度梯度分布情况 Fig.8 Optical micrograph of HV craters at the condition of 1173 K for 8h (a)and variation of hardness of borides at 1173 K for 2,4,6 and 8 h from surface into the interior (b) 测量.表4所示为采用式(4)理论计算与实测的渗 0.0010 1123K ·173K 层厚度对比表，由表4可知，渗层实测厚度与通过式 三0.0008 41223K 1323K (4)理论计算获得的值具有很高的符合性，最大误 0.0006 差为4.93%，采用式(4)可有效的对硼渗层的厚度 进行预测 唇0.0004 表3不同基体条件下固态渗硼的扩散激活能 0.0002 Table3 Comparison of activation energy for diffusion of boron by solid pack method with respect to the different steels 5000 10000150002000025000 30000 处理温度/ 扩散激活能/ 渗明时间s 钢种 数据来源 K (kJ-mol-1) 图9渗层厚度的平方随处理时间的变化情况 AISI 1040 1073~1223 168 6 Fig.9 Square of the boride layer thickness as a function of boroniz- 34CrAINi7 1123~1223 270 141 ing time AISI H13 1073~1223 244.37 ④ D=0.987e-2 (4) AISI M2 1073~1223 240.26 05] 表3所示为近年来相关学者在不同材料基体表 AISI420 1123~1223 206.161 ] 面试验研究所获得硼扩散激活能的数值，由表3 GCrl5 11231323 188.595 本研究 可知，随着基体组织中合金元素与碳含量的上升，硼 表41273K条件下渗层厚度的实测值与预测数 的扩散激活能增高，本研究获得的结果与同类研究 Table 4 Predicted and estimated values of the boride layers thickness 类似.为了验证该式(4)准确性，在1273K温度条 obtained at 1273 K for 2,4,6 and 8 h 件下分别渗硼处理2、4、6和8，并对渗层厚度进行 渗层厚度/μm 处理时间h 误差/% -16 实测值 预测数 -17 2 107.9 110.8 2.69 4 151.2 156.6 3.57 18 y=-0.01306-22682.18704x 6 183.6 191.8 4.47 R=0.99688 -19 211.1 221.5 4.93 -20 -21 3结论 (1)GCl5轴承钢经渗硼处理后，可以在表面获 7.5 8.08.59.09.510.0 T/10K- 得光滑、致密的渗层.X射线衍射分析结果表明，表 图10nD与1/T的变化关系 面渗层相成分主要为FeB和Fe,B,且随渗层厚度的 Fig.10 InD values ts 1/T 增加，FeB相的比例上升，FezB相的比例下降

宗晓明等: GCr15 轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 图 8 ( a) 1173 K 条件下保温 8 h 获得渗层截面维氏硬度压痕照片; ( b) 1173 K 温度条件保温 2、4、6 和 8 h 获得渗层沿截面硬度梯度分布情况 Fig． 8 Optical micrograph of HV craters at the condition of 1173 K for 8 h ( a) and variation of hardness of borides at 1173 K for 2，4，6 and 8 h from surface into the interior ( b) 图 9 渗层厚度的平方随处理时间的变化情况 Fig． 9 Square of the boride layer thickness as a function of boroniz￾ing time D = 0. 987e － 188. 595 ＲT ( 4) 图 10 lnD 与 1 /T 的变化关系 Fig． 10 lnD values vs 1 /T 表 3 所示为近年来相关学者在不同材料基体表 面试验研究所获得硼扩散激活能的数值［14］，由表 3 可知，随着基体组织中合金元素与碳含量的上升，硼 的扩散激活能增高，本研究获得的结果与同类研究 类似． 为了验证该式( 4) 准确性，在 1273 K 温度条 件下分别渗硼处理 2、4、6 和 8 h，并对渗层厚度进行 测量． 表 4 所示为采用式( 4) 理论计算与实测的渗 层厚度对比表，由表 4 可知，渗层实测厚度与通过式 ( 4) 理论计算获得的值具有很高的符合性，最大误 差为 4. 93% ，采用式( 4) 可有效的对硼渗层的厚度 进行预测． 表 3 不同基体条件下固态渗硼的扩散激活能 Table 3 Comparison of activation energy for diffusion of boron by solid pack method with respect to the different steels 钢种 处理温度/ K 扩散激活能/ ( kJ·mol － 1 ) 数据来源 AISI 1040 1073 ～ 1223 168 ［6］ 34CrAlNi7 1123 ～ 1223 270 ［14］ AISI H13 1073 ～ 1223 244. 37 ［4］ AISI M2 1073 ～ 1223 240. 26 ［15］ AISI420 1123 ～ 1223 206. 161 ［7］ GCr15 1123 ～ 1323 188. 595 本研究 表 4 1273 K 条件下渗层厚度的实测值与预测数 Table 4 Predicted and estimated values of the boride layers thickness obtained at 1273 K for 2，4，6 and 8 h 处理时间/ h 渗层厚度/μm 实测值 预测数 误差/% 2 107. 9 110. 8 2. 69 4 151. 2 156. 6 3. 57 6 183. 6 191. 8 4. 47 8 211. 1 221. 5 4. 93 3 结论 ( 1) GCr15 轴承钢经渗硼处理后，可以在表面获 得光滑、致密的渗层． X 射线衍射分析结果表明，表 面渗层相成分主要为 FeB 和 Fe2B，且随渗层厚度的 增加，FeB 相的比例上升，Fe2B 相的比例下降． · 3111 ·

·1114 工程科学学报，第40卷，第9期 (2)渗硼层的厚度随处理温度与时间的增加而 ding kinetics and mechanical behaviour of AlSI Ol steel.Surf 增厚，其变化范围为33.4~318.5um;渗硼层的表 Eng,2015,31(8):588 面硬度随处理温度与时间的增加而增高，其变化范 [6]Uslu I,Comert H,Ipek M,et al.Evaluation of borides formed on AISI P20 steel.Mater Des,2007,28 (1)55 围为HV。,1630~1950,与基体组织相比，提高了 Kavali Y.Investigation of the diffusion kinetics of borided stainless 5~6倍.渗层截面显微硬度测试表明，渗层与基体 steels.Phys Met Metall,2013,114(12)1061 之间有较宽的硬度梯度过渡. 8] Chen L,XieTC,Xia X T.Rolling Bearing Application Technolo- (3)通过对GCl5轴承钢表面渗硼动力学特征 gy.Beijing:China Machine Press,2010 (陈龙，颉潭成，夏新涛.滚动轴承应用技术.北京：机械工 的分析计算，B元素在GCrl5钢中的扩散激活能为 业出版社，2010) 188.595kJ·mol-1,渗层生长速率参数与处理温度的 ] Cimenoglu H,Atar E,Motallebzadeh A.High temperature tribo- 关系为：D=0.987e”,通过试验验证，该方法的 logical behaviour of borided surfaces based on the phase structure 最大误差仅4.93%，可有效的实现对渗层厚度的 of the boride layer.Wear,2014,309(12):152 预测. [10]Ozbek I.Mechanical properties and kinetics of borided AlSI M50 bearing steel.Arab Sci Eng,2014,39(6):5185 参考文献 [11]Ozhek I,Bindal C.Kinetics of boriding of AlSI M2 high speed [Gomez-Vargas O A,Keddam M,Ortiz-ominguez M.Kinetics steel..Vacm,2011,86(4):391 and tribological characterization of pack-borided AlSl 1025 steel. [12]Tarakci M,Gencer Y,Calik A.Thepack-boronizing of pure va- High Temp Mater Processes,2017,36(3):197 nadium under a controlled atmosphere.Appl Surf Sci,2010,256 Krelling A P,Milan JC G,da Costa C E.Tribological behaviour (24):7612 of borided H13 steel with different boriding agents.Surf Eng, [13]Usta M,Ozbek I,Bindal C,et al.A comparative study of bori- 2015,31(8):581 ded pure niobium,tungsten and chromium.Vacuum,2006,80 B3]Medvedovski E.Jiang JR,Robertson M.Tribological properties of (11H2):1321 boride based thermal diffusion coatings.Ado Appl Ceram,2014, [14]Efe G C,Ipek M,Ozbek I,et al.Kinetics of borided 31CrMoV9 113(7):427 and 34CrAlNi7 steels.Mater Charact,2008,59(1):23 4]Genel K.Boriding kinetics of H13 steel.Vacuum,2006,80(5): [15]Ruiz M A D,Perrusquia N L,Huerta D S,et al.Growth kinet- 451 ics of boride coatings formed at the surface AlSI M2 during de- [5]Elias-Espinosa M,Ortiz-Dominguez M,Keddam M,et al.Bori- hydrated paste pack boriding.Thin Solid Films,2015,596:147

工程科学学报，第 40 卷，第 9 期 ( 2) 渗硼层的厚度随处理温度与时间的增加而 增厚，其变化范围为 33. 4 ～ 318. 5 μm; 渗硼层的表 面硬度随处理温度与时间的增加而增高，其变化范 围为 HV0. 1 1630 ～ 1950，与基体组织相比，提高了 5 ～ 6 倍． 渗层截面显微硬度测试表明，渗层与基体 之间有较宽的硬度梯度过渡． ( 3) 通过对 GCr15 轴承钢表面渗硼动力学特征 的分析计算，B 元素在 GCr15 钢中的扩散激活能为 188. 595 kJ·mol － 1，渗层生长速率参数与处理温度的 关系为: D = 0. 987e － 188. 595 ＲT ，通过试验验证，该方法的 最大误差仅 4. 93% ，可有效的实现对渗层厚度的 预测． 参 考 文 献 ［1］ Gómez-Vargas O A，Keddam M，Ortiz-Domínguez M． Kinetics and tribological characterization of pack-borided AISI 1025 steel． High Temp Mater Processes，2017，36( 3) : 197 ［2］ Krelling A P，Milan J C G，da Costa C E． Tribological behaviour of borided H13 steel with different boriding agents． Surf Eng， 2015，31( 8) : 581 ［3］ Medvedovski E，Jiang J Ｒ，Ｒobertson M． Tribological properties of boride based thermal diffusion coatings． Adv Appl Ceram，2014， 113( 7) : 427 ［4］ Genel K． Boriding kinetics of H13 steel． Vacuum，2006，80( 5) : 451 ［5］ Elias-Espinosa M，Ortiz-Domínguez M，Keddam M，et al． Bori￾ding kinetics and mechanical behaviour of AISI O1 steel． Surf Eng，2015，31( 8) : 588 ［6］ Uslu I，Comert H，Ipek M，et al． Evaluation of borides formed on AISI P20 steel． Mater Des，2007，28( 1) : 55 ［7］ Kayali Y． Investigation of the diffusion kinetics of borided stainless steels． Phys Met Metall，2013，114( 12) : 1061 ［8］ Chen L，Xie T C，Xia X T． Ｒolling Bearing Application Technolo￾gy． Beijing: China Machine Press，2010 ( 陈龙，颉潭成，夏新涛． 滚动轴承应用技术． 北京: 机械工 业出版社，2010) ［9］ Cimenoglu H，Atar E，Motallebzadeh A． High temperature tribo￾logical behaviour of borided surfaces based on the phase structure of the boride layer． Wear，2014，309( 1-2) : 152 ［10］ Ozbek I． Mechanical properties and kinetics of borided AISI M50 bearing steel． Arab J Sci Eng，2014，39( 6) : 5185 ［11］ Ozbek I，Bindal C． Kinetics of boriding of AISI M2 high speed steel． Vacuum，2011，86( 4) : 391 ［12］ Tarakci M，Gencer Y，Calik A． Thepack-boronizing of pure va￾nadium under a controlled atmosphere． Appl Surf Sci，2010，256 ( 24) : 7612 ［13］ Usta M，Ozbek I，Bindal C，et al． A comparative study of bori￾ded pure niobium，tungsten and chromium． Vacuum，2006，80 ( 11-12) : 1321 ［14］ Efe G C，Ipek M，Ozbek I，et al． Kinetics of borided 31CrMoV9 and 34CrAlNi7 steels． Mater Charact，2008，59( 1) : 23 ［15］ Ｒuiz M A D，Perrusquia N L，Huerta D S，et al． Growth kinet￾ics of boride coatings formed at the surface AISI M2 during de￾hydrated paste pack boriding． Thin Solid Films，2015，596: 147 · 4111 ·