0.   引言

傳統(tǒng)空調壓縮機活塞的材料為合金灰口鑄鐵,為了滿足壓縮機工況需求、提高耐磨性能而添加了大量鎳、鉬等貴重金屬元素[1],因此生產成本較高。球墨鑄鐵由于其特殊的石墨形態(tài),在力學性能和耐磨、減摩性能方面與灰鑄鐵相比具有明顯的優(yōu)勢[2-4]。在球墨鑄鐵中適量添加鉻元素可以促進珠光體的形成,形成合金滲碳體,從而提高其強度、硬度和耐磨性能[5-6]。但是,CHENG等[7]研究發(fā)現(xiàn),過量的鉻（質量分數大于0.5%）會使球墨鑄鐵的沖擊性能嚴重降低。微量鉍元素能夠在一定程度上抑制碎塊狀石墨的形成,細化石墨球并改善球墨鑄鐵組織,從而提高球墨鑄鐵的抗拉強度、斷后伸長率和耐磨性能[8]。SONG等[9]和蔣立鵬[10]也發(fā)現(xiàn),鉍能夠對球墨鑄鐵的石墨形態(tài)及數量產生影響,從而提高其力學性能,同時添加鉍的最佳質量分數為0.01%左右,若加入過量的鉍,則球墨鑄鐵中會出現(xiàn)大量的碎塊狀石墨,導致力學性能降低。為了進一步改善球墨鑄鐵的耐磨性能,作者在現(xiàn)有QT600-3鑄鐵中添加質量分數0.5%鉻和0.01%鉍元素,采用熔煉鑄造成型方法制備出一種低合金球墨鑄鐵,研究了該球墨鑄鐵的顯微組織以及在油潤滑條件下的摩擦磨損性能,并與QT600-3鑄鐵和合金灰口鑄鐵進行對比。研究結果可為拓展球墨鑄鐵在壓縮機領域的應用奠定基礎。 

1.   試樣制備與試驗方法

試驗材料為以QT600-3鑄鐵成分為基礎添加了質量分數0.5%鉻和0.01%鉍元素的新型低合金球墨鑄鐵,對比材料為QT600-3鑄鐵和傳統(tǒng)空調壓縮機活塞用合金灰口鑄鐵,具體化學成分如表1所示。QT600-3鑄鐵和合金灰口鑄鐵為肇慶匹思通機械有限公司提供,采用廢鋼、生鐵、增碳劑等熔制而成。低合金球墨鑄鐵的制備過程：按照低合金球墨鑄鐵的化學成分稱取QT600-3鑄鐵錠、鉻質量分數55%鉻鐵和含鉍復合孕育劑（鉍質量分數1%的硅鐵）；將QT600-3鑄鐵錠放入中頻感應加熱爐進行重熔,待鑄錠全部熔化后添加鉻鐵和含鉍復合孕育劑,鐵液的溫度控制在（1 560±10） ℃,保溫約5 min后將鐵液轉入球化處理中間包中進行球化及孕育處理,待反應完全后再轉入澆注包并澆入Y型試塊的砂型中,澆注溫度控制在（1 450±10） ℃,在整個澆注過程中一直采用隨流孕育的方法加入隨流孕育劑。對3種材料進行880 ℃保溫60 min的淬火處理以及150 ℃保溫120 min的回火處理,測得低合金球墨鑄鐵、QT600-3鑄鐵和合金灰口鑄鐵的硬度分別為59.3,43.5,50.2 HRC。 

截取金相試樣,經打磨、拋光,用體積分數4%硝酸乙醇溶液腐蝕后,采用LEICA/DMI 5000M型光學顯微鏡（OM）觀察腐蝕前后試樣的顯微組織。采用MM-2000型環(huán)-塊式摩擦磨損試驗機進行室溫摩擦磨損試驗,鑄鐵試樣的尺寸為10 mm×10 mm×10 mm,對磨件選用硬度為68~71 HRC的硬質合金環(huán),其尺寸為外徑50 mm、內徑16 mm、厚10 mm,放置一個潤滑油加入裝置,通過對磨環(huán)的轉動將潤滑油帶至摩擦副上來實現(xiàn)油潤滑,所用的潤滑油為空調壓縮機專用冷凍機油。在磨損時間為12 h、速度為1 m·s−1條件下,載荷分別設置為400,800,1 200 N,研究載荷對摩擦磨損性能的影響；在試驗載荷為800 N、速度為1 m·s−1條件下,磨損時間分別設置為3,6,9,12 h,研究磨損時間對摩擦磨損性能的影響。利用LEICA/DMI 5000M型光學顯微鏡觀察磨損形貌。采用RTEC UP Dual Model 3D型光學輪廓儀對磨痕三維形貌進行觀察,測量磨痕寬度和深度后計算出磨損體積,最后計算體積磨損率,計算公式[11]如下： 

式中：W為體積磨損率,mm3·N−1·m−1；V為磨損體積,mm3；F為摩擦副上施加的載荷,N；S為摩擦副之間的相對運動距離,mm。 

2.   試驗結果與討論

2.1   顯微組織

由圖1可以看出：3種鑄鐵在腐蝕前可清晰分辨出石墨和基體組織,腐蝕后的基體組織由馬氏體和碳化物組成；低合金球墨鑄鐵和QT600-3鑄鐵的石墨呈球形,邊緣較為圓整,其中低合金球墨鑄鐵中的石墨球更加細小,數量更多,形狀更圓整,合金灰口鑄鐵中的石墨呈片狀。統(tǒng)計得到QT600-3鑄鐵、低合金球墨鑄鐵、合金灰口鑄鐵的碳化物體積分數分別為1.0%,10.2%,8.9%。 

圖  1  腐蝕前后3種鑄鐵的OM形貌

Figure  1.  OM morphology of three types of cast iron before (a, c, e) and after (b, d, f) corrosion: (a–b) low alloy ductile iron; (c–d) QT600-3 cast iron and (e–f) alloy gray cast iron

2.2   摩擦磨損性能

材料的耐磨性能與其摩擦因數相關：摩擦因數越小,耐磨性能越好[12-13]。由圖2可以看出,隨著載荷的增加,不同鑄鐵試樣的摩擦因數均增大,且均出現(xiàn)不同幅度的上下波動現(xiàn)象。摩擦磨損的前3 h為跑合階段,也是材料磨損速率最大的階段；當磨損時間大于3 h后進入穩(wěn)定磨損階段。不同載荷下3種試樣的摩擦因數均較小,這主要是因為潤滑油在摩擦副接觸面之間形成了一層薄膜,減少了摩擦副之間的直接接觸,同時潤滑油會填充摩擦副表面的不規(guī)則凹坑,形成邊界潤滑[14]。隨著載荷的增加,低合金球墨鑄鐵和QT600-3鑄鐵摩擦因數增大的趨勢相同,在較低載荷（400~800 N）下的增長速率較低,在較高載荷（800~1 200 N）下則增長較快；隨著載荷的增加,合金灰口鑄鐵的摩擦因數增長速率相對較緩。在400~800 N低載荷下,低合金球墨鑄鐵和QT600-3鑄鐵的減摩性能更好；在800 N和1 200 N高載荷下,低合金球墨鑄鐵和合金灰口鑄鐵的摩擦因數更大,這可能是因為在較大載荷下,當對磨件劃過碳化物時,由于碳化物硬度較高,使得摩擦副表面粗糙度增大,導致摩擦因數較大。 

圖  2  不同載荷下不同鑄鐵的摩擦因數曲線以及平均摩擦因數隨載荷的變化曲線

Figure  2.  Friction coefficient curves of different specimens under different loads (a–c) and curves of average friction coefficient vs load of different cast iron (d): (a) low alloy ductile iron; (b) QT600-3 cast iron and (c) alloy gray cast iron

由圖3可見,3種鑄鐵的體積磨損率均隨著載荷的增加而增大,其中QT600-3鑄鐵的磨損程度最嚴重,表明其耐磨性能最差,而低合金球墨鑄鐵的體積磨損率最小,耐磨性能最好。1 200 N載荷下低合金球墨鑄鐵的體積磨損率分別比QT600-3鑄鐵和合金灰口鑄鐵減少了78%,25%。低合金球墨鑄鐵在油潤滑條件下表現(xiàn)出更加優(yōu)異的耐磨性能。 

圖  3  不同鑄鐵的體積磨損率隨載荷的變化曲線

Figure  3.  Curves of volume wear rate vs load of different cast iron

由圖4可以看出,隨著磨損時間的延長,3種鑄鐵的摩擦因數均略微減小,說明磨損時間對摩擦因數的影響很小。低合金球墨鑄鐵的摩擦因數最小,表明低合金球磨鑄鐵在油潤滑條件下具有最好的減摩性能。 

圖  4  不同鑄鐵的平均摩擦因數隨磨損時間的變化曲線

Figure  4.  Curves of average friction coefficient vs wear time of different cast iron

由圖5可知,隨著磨損時間的延長,3種鑄鐵的體積磨損率呈先增后降再增的趨勢。在磨損3 h以內的跑合階段時,在載荷的作用下,初始粗糙的摩擦副表面被磨出凹痕,實際接觸面積增大,導致體積磨損率較大；在3~6 h穩(wěn)定磨損階段,經過磨合后表面發(fā)生加工硬化及微觀形狀改變,磨損速率減緩；當磨損時間超過6 h以后,表面遭到破壞,同時溫度升高,導致磨損程度增加。在整個磨損過程中低合金球墨鑄鐵的體積磨損率最小,表明該鑄鐵具有最佳的抗長時間摩擦磨損性能。 

圖  5  不同鑄鐵的體積磨損率隨磨損時間的變化曲線

Figure  5.  Curves of volume wear rate vs wear time of different specimens cast iron

2.3   磨損形貌和磨損機制

由圖6可以發(fā)現(xiàn)：在較低的載荷（400 N）下,3種鑄鐵的磨損表面均出現(xiàn)較多的細長、整齊且平行分布的犁溝,犁溝貫穿石墨組織和碳化物組織；隨著載荷增加至800 N,磨損表面的犁溝數量減少,犁溝寬度增加,表面趨于平整；當載荷達到1 200 N時,犁溝數量進一步減少,寬度進一步增加,取而代之的是大面積的平整磨損面。這是由于在較低的載荷下,在摩擦過程中形成的油膜難以被破壞,脫落到潤滑油中的微小顆粒在摩擦過程中進入到摩擦副中,在相對運動時劃過試樣表面而形成犁溝；此時的磨損機制主要為磨粒磨損。隨著載荷的增大,油膜被破壞,對磨件與試樣之間發(fā)生直接接觸,產生輕微的黏著磨損,磨粒磨損程度降低。低合金球墨鑄鐵和QT600-3鑄鐵的石墨球邊緣較為圓整,在摩擦過程中受到的剪切力較為均勻而不易剝落；但是QT600-3鑄鐵的碳化物含量很少,因此磨損量很大。在800,1 600 N載荷下,合金灰口鑄鐵的基體組織因摩擦磨損發(fā)生變形而覆蓋了片狀石墨,從而形成閉合狀的石墨,在后續(xù)的摩擦磨損過程中,該處容易因缺少支撐而在摩擦力的作用下發(fā)生脫落,導致材料的磨損量增加。 

圖  6  不同載荷下摩擦磨損后不同鑄鐵的磨損形貌

Figure  6.  Wear morphology of different cast iron after friction and wear under different loads: (a–c) low alloy ductile iron; (d–f) QT600-3 cast iron and (g–i) alloy gray cast iron

由圖7可以看出,在較短磨損時間下磨損表面均觀察到許多細長、平行的犁溝,而隨著磨損時間的延長,犁溝出現(xiàn)變少、變寬的趨勢。當磨損時間較短（3 h）時,摩擦產生的熱量較少,大部分經熱傳導擴散至潤滑油中,接觸面的摩擦狀態(tài)良好,此時的磨損機制為磨粒磨損；隨著時間的延長,摩擦熱大量產生,一方面使?jié)櫥蜏囟壬仙?黏度降低,無法在接觸面形成穩(wěn)定的油膜減少磨損,另一方面使材料表面發(fā)生軟化并產生回火作用,從而使磨損程度增加[9],此時磨損機制為磨粒磨損和黏著磨損。低合金球墨鑄鐵和合金灰口鑄鐵磨損表面上的許多犁溝劃過或是終止于碳化物組織,由于碳化物硬度較高,有效阻止了犁溝劃傷接觸面,減輕了磨粒磨損的程度,提高了材料的耐磨性能。 

圖  7  不同磨損時間下不同鑄鐵的磨損形貌

Figure  7.  Wear morphology of different cast iron under different wear times: (a–c) low alloy ductile iron; (d–f) QT600-3 cast iron and (g–i) alloy gray cast iron

低合金球墨鑄鐵中細小且密集分布的石墨球能夠較好地阻礙大塊碳化物的生成,碳化物呈細小塊狀均勻分布于基體組織中,在一定程度上提高了碳化物阻礙基體組織發(fā)生摩擦變形的作用；另一方面,在摩擦磨損過程中,較高球形度的石墨球降低了因異形石墨尖端易于產生應力集中發(fā)生剝落和開裂的可能。上述兩個方面綜合作用提高了低合金球墨鑄鐵的耐磨和減摩性能。 

3.   結論

（1）在QT600-3鑄鐵成分基礎上,加入鉻和鉍元素制備的低合金球墨鑄鐵組織由石墨、馬氏體和碳化物組成,石墨球與QT600-3鑄鐵中相比更加細小,數量更多,形狀更圓整,低合金球墨鑄鐵的碳化物含量高于合金灰口鑄鐵和QT600-3鑄鐵。 

（2）在400~800 N低載荷下低合金球墨鑄鐵摩擦因數的增加速率較小,較高載荷下增加速率較大；在整個摩擦磨損過程中摩擦因數比較穩(wěn)定,且均小于QT600-3鑄鐵和合金灰口鑄鐵。 

（3）低合金球墨鑄鐵的體積磨損率隨著載荷的增加而增大,隨著磨損時間的延長呈先增后降再增的趨勢,磨損機制主要為磨粒磨損。在載荷1 200 N、磨損時間12 h條件下低合金球墨鑄鐵的體積磨損率為10.7×10−13 mm3·N−1·m−1,與合金灰口鑄鐵和QT600-3鑄鐵相比分別減少25%和78%。低合金球墨鑄鐵中大量的細小碳化物可抵抗犁溝的擴展,減輕磨粒磨損程度,同時較高球形度的石墨球降低了其剝落和開裂的可能,從而提高了球墨鑄鐵在油潤滑條件下的耐磨性能。

文章來源——材料與測試網