劉治軍，熊 毅，任鳳章，高廣東，趙廣華

(1.河南科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，河南洛陽(yáng)471023;2.河南省中原內(nèi)配股份有限公司，河南孟州454750)

0 引言

氣缸套作為發(fā)動(dòng)機(jī)工作心臟的主要組成部分，是決定發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量的最重要零部件之一[1］，隨著科技的飛速發(fā)展和日益嚴(yán)格的排放法規(guī)的要求，發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)品的更新?lián)Q代步伐隨之加快，現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)逐漸向輕量化、高速化、高爆壓、高功率化發(fā)展，作為發(fā)動(dòng)機(jī)核心零部件之一的氣缸套的服役條件也日趨苛刻、惡劣，對(duì)氣缸套材料疲勞強(qiáng)度、耐磨性、耐蝕性提出了更高的要求[2-4］，傳統(tǒng)的灰鑄鐵已不能滿足現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)的工作要求。因此，為了提高氣缸套的使用壽命[5］，同時(shí)滿足高標(biāo)準(zhǔn)排放的要求，新型氣缸套材料的研發(fā)已勢(shì)在必行。研究者圍繞著提高灰鑄鐵的性能指標(biāo)開(kāi)展了許多的工作，文獻(xiàn)[6-10］的研究結(jié)果表明:多元微合金化能有效提高灰鑄鐵的力學(xué)性能指標(biāo)，同時(shí)也能滿足苛刻服役環(huán)境的需要，鑄態(tài)貝氏體合金灰鑄鐵就是其中最典型的代表之一。因其具有較高的抗拉強(qiáng)度(380～450 MPa)和硬度(270～340HBS)，已成為現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸套的首選材料[11-12］。然而，由于它是在普通灰鑄鐵的基礎(chǔ)上添加大量的Mo、Ni等貴重合金元素來(lái)提高灰鑄鐵的強(qiáng)度指標(biāo)，導(dǎo)致該氣缸套材料的能耗及生產(chǎn)成本顯著增加，直接影響氣缸套和主機(jī)廠生產(chǎn)企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。為了降低生產(chǎn)成本，充分挖掘現(xiàn)有氣缸套材質(zhì)的性能潛力，在少用或盡量不用貴重合金元素的前提下保證氣缸套材質(zhì)的強(qiáng)度指標(biāo)，以滿足重載、高速發(fā)動(dòng)機(jī)的需要。本文擬對(duì)普通合金灰鑄鐵進(jìn)行等溫淬火處理，以獲得貝氏體基體的灰鑄鐵，并對(duì)其組織特性和力學(xué)性能進(jìn)行表征，為高性能氣缸套材質(zhì)的研發(fā)提供實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料采用500 kg中頻感應(yīng)電爐熔煉，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為:C，2.9%;Si，2.1%;Cu，0.5%;Mn，0.6%;Cr，0.15%;P，0.1%;S，0.05%，余者為 Fe。經(jīng)臥式離心澆注機(jī)澆注成氣缸套毛坯，澆注溫度1 300～1 380℃，模具溫度350～450℃，出缸溫度750～850℃，出型后鑄件自然冷卻。

拉伸試樣取自氣缸套毛坯，將拉伸試樣分別在860℃、880℃、900℃的溫度下進(jìn)行奧氏體化處理，保溫時(shí)間30 min，然后迅速放入330℃、350℃、370℃的鹽浴爐中進(jìn)行30 min的等溫淬火處理，隨即空冷至室溫。拉伸試驗(yàn)在島津AG-I 250 kN電子力學(xué)拉伸試驗(yàn)機(jī)上按照GB/T 228—2002進(jìn)行。斷口形貌的觀察在JSM-5610LV掃描電鏡上進(jìn)行。金相試樣取自拉伸試棒，逐級(jí)打磨至鏡面光滑后，經(jīng)過(guò)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精深度侵蝕后在掃描電鏡上進(jìn)行組織的觀察，金相組織觀察完畢之后進(jìn)行布氏硬度的測(cè)量。硬度測(cè)試在 HB-3000B型布氏硬度計(jì)上進(jìn)行，選用的壓頭直徑為 φ2.5 mm，試驗(yàn)力為1.837 kN，保持時(shí)間為30 s。采用環(huán)塊磨損試驗(yàn)來(lái)評(píng)估氣缸套材質(zhì)的耐磨性，試驗(yàn)在MM-200型摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，摩擦配副材料為GCr15鋼，摩擦條件分別為干摩擦和含油潤(rùn)滑摩擦，所加載荷均為490 N，試驗(yàn)時(shí)間分別為5 min和480 min，均采用高速檔。試驗(yàn)前，試樣在丙酮中進(jìn)行超聲波清洗，烘干后利用電子天平稱量質(zhì)量，記錄磨損前質(zhì)量W0，然后安裝試樣進(jìn)行磨損試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)束后再用丙酮超聲波清洗、稱量磨損后質(zhì)量W1，磨損率即為W=(W0-W1)/t，每種材料選取3個(gè)試樣，進(jìn)行3次重復(fù)磨損試驗(yàn)，3次磨損量取平均值即為對(duì)應(yīng)材料的磨損量。磨損表面形貌的觀察也在掃描電鏡上進(jìn)行。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 灰鑄鐵等溫淬火前、后顯微組織的觀察

灰鑄鐵等溫淬火前、后的顯微組織形態(tài)如圖1所示。圖1a是灰鑄鐵鑄態(tài)組織形貌，由圖1a可以看出:鑄態(tài)灰鑄鐵基體組織為珠光體，珠光體層片間距細(xì)小，片狀石墨寬度約為3 μm，長(zhǎng)度約為30～40 μm;880℃奧氏體化后在330℃、350℃、370℃等溫淬火處理后的組織形貌分別如圖1b、圖1c和圖1d所示，經(jīng)過(guò)等溫淬火處理后，灰鑄鐵基體組織形態(tài)發(fā)生由層片狀珠光體向針狀貝氏體的變化。圖1b中灰鑄鐵基體為細(xì)而長(zhǎng)的針狀貝氏體組織，分布比較均勻，片狀石墨長(zhǎng)度約為30～40 μm，厚度約2～3 μm，尺寸較均勻。此時(shí)組織中含有少量的殘余奧氏體。由圖1c中可看出:貝氏體基體針狀形態(tài)開(kāi)始變短變粗，石墨片長(zhǎng)度約40～50 μm，厚度約4～5 μm，殘余奧氏體含量增加。當(dāng)?shù)葴卮慊饻囟壬叩?70℃時(shí)，貝氏體基體的針狀形態(tài)再次變短變粗，此時(shí)石墨片長(zhǎng)度約為50～60 μm，厚度約6 μm左右，殘余奧氏體(圖1d中灰色塊狀區(qū)域)含量進(jìn)一步增多。由此可見(jiàn):隨著等溫淬火溫度升高，灰鑄鐵貝氏體基體的針狀組織形態(tài)有粗化傾向，由330℃時(shí)的細(xì)長(zhǎng)針狀向370℃時(shí)的短桿狀轉(zhuǎn)變，石墨片的長(zhǎng)度和厚度均有所增加，殘余奧氏體含量明顯增多。

圖1 灰鑄鐵等溫淬火處理前、后的顯微組織

2.2 灰鑄鐵等溫淬火前、后的力學(xué)性能

表1為灰鑄鐵經(jīng)過(guò)不同奧氏體化溫度處理后，在不同溫度下等溫淬火后的抗拉強(qiáng)度和布氏硬度。由表1可以看出:奧氏體化溫度相同時(shí)，隨著等溫淬火溫度的不斷升高，試樣的抗拉強(qiáng)度呈下降趨勢(shì)，且在這3個(gè)奧氏體化溫度中，經(jīng)330℃等溫淬火處理的試樣強(qiáng)度最高。當(dāng)?shù)葴卮慊饻囟炔蛔儠r(shí)，隨著奧氏體化溫度的升高，試樣的抗拉強(qiáng)度先增加后降低，當(dāng)奧氏體化溫度為880℃時(shí)，強(qiáng)度達(dá)到最大值。而珠光體基體的灰鑄鐵試樣的抗拉強(qiáng)度僅為275 MPa，由此可以得出:只要采用等溫淬火處理[12］工藝，就能在現(xiàn)有氣缸套材質(zhì)的基礎(chǔ)上大幅提升其強(qiáng)度指標(biāo)。布氏硬度的變化趨勢(shì)與抗拉強(qiáng)度變化趨勢(shì)一致，珠光體基體的灰鑄鐵試樣的布氏硬度值約為205HB，在同一奧氏體化溫度下，330℃等溫淬火處理后試樣的布氏硬度值最高;而在同一等溫淬火溫度下，880℃奧氏體化溫度下試樣的布氏硬度值最高?；诣T鐵的力學(xué)性能之所以呈現(xiàn)明顯差異是因?yàn)槠鋵?duì)應(yīng)的貝氏體形態(tài)不同所致。眾所周知，貝氏體是鐵素體和碳化物組成的復(fù)相組織，其各相的形態(tài)、大小和分布都影響著貝氏體的力學(xué)性能，而貝氏體的形態(tài)取決于等溫淬火溫度，通常來(lái)說(shuō)，隨著貝氏體形成溫度的降低，貝氏體中鐵素體晶粒變細(xì)且含碳量變高，滲碳體尺寸減小的同時(shí)數(shù)量顯著增多，貝氏體形態(tài)也由斷續(xù)桿狀向細(xì)長(zhǎng)針狀變化，因此，貝氏體的強(qiáng)度和硬度也隨之增加[13］。這也和前面的組織觀察結(jié)果吻合。

2.3 灰鑄鐵等溫淬火前、后的斷口形貌

灰鑄鐵等溫淬火前、后拉伸試樣斷口形貌如圖2所示。由圖2可以看出:等溫淬火前灰鑄鐵斷口呈現(xiàn)出明顯的脆性解理斷裂特征[14］，石墨片的存在割裂了灰鑄鐵基體，導(dǎo)致其塑韌性很差，試樣的開(kāi)裂均起源于石墨片附近，如圖2a所示。等溫淬火處理后，所有試樣斷口形貌特征均異于原始珠光體基體，呈現(xiàn)出一定程度的韌性斷裂特征。圖2b、圖2c和圖2d分別為860℃、880℃、900℃奧氏體化處理，經(jīng)過(guò)330℃等溫淬火處理后，由試樣拉伸斷口可看出:雖然試樣斷口整體上還是呈現(xiàn)出明顯的脆性斷裂特征，但是斷口局部都不同程度地出現(xiàn)了一定量的韌性斷裂特征。在同一等溫淬火溫度下，880℃時(shí)試樣局部出現(xiàn)了較多的撕裂棱，且撕裂棱連續(xù)分布在貝氏體基體之上，撕裂棱上還存在著較多的小而淺的韌窩;860℃時(shí)斷口也出現(xiàn)較多的撕裂棱，但是撕裂棱長(zhǎng)度較短，分散、獨(dú)立地分布于貝氏體基體之上;900℃時(shí)斷口特征與860℃時(shí)較為相似，但是基體解離面較光滑平整，對(duì)應(yīng)的撕裂棱長(zhǎng)度較短，且斷續(xù)地分布于基體之上。圖2e和圖2f分別為880℃奧氏體化處理在350℃和370℃等溫淬火后的斷口形貌照片，與圖2c對(duì)比可以看出:隨著等溫淬火溫度的升高，解理面的尺寸越來(lái)越大，同時(shí)對(duì)應(yīng)的撕裂棱的數(shù)量以及寬度也有所增加，意味著在較高的溫度下等溫淬火后灰鑄鐵的脆性得到一定程度的改善。

表1 灰鑄鐵等溫淬火處理后的力學(xué)性能

2.4 灰鑄鐵等溫淬火前、后的摩擦磨損性能

表2所示為灰鑄鐵等溫淬火前、后在干摩擦和油潤(rùn)滑摩擦狀態(tài)下磨損率的試驗(yàn)結(jié)果。由表2可以看出:灰鑄鐵基體由珠光體轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w后，相應(yīng)的磨損率都呈現(xiàn)大幅度的下降，干摩擦狀態(tài)下磨損率下降程度約為40%，而在油潤(rùn)滑狀態(tài)下磨損率下降幅度約為60%。在不同的摩擦磨損狀態(tài)下，貝氏體基體的磨損率都顯著低于珠光體基體，因此，在一定程度上可提高氣缸套的使用壽命。兩種不同摩擦狀態(tài)下對(duì)應(yīng)的摩擦磨損形貌如圖3所示，其中圖3a和圖3b為干摩擦狀態(tài)，圖3c和圖3d為油潤(rùn)滑摩擦狀態(tài)。由圖3可以看出:在干摩擦狀態(tài)下，灰鑄鐵表面都存在大量的片狀突起和凹坑，對(duì)應(yīng)的磨損機(jī)制均為黏著磨損，但是貝氏體基體的磨損表面較為光滑(見(jiàn)圖3b)，黏著程度明顯輕于珠光體基體(見(jiàn)圖3a);在油潤(rùn)滑狀態(tài)下，灰鑄鐵表面都存在大量的犁溝和片狀剝落坑，對(duì)應(yīng)的磨損機(jī)制均為磨粒磨損和疲勞磨損，但貝氏體基體的磨損表面較光滑平整(見(jiàn)圖3d)，犁溝深度和片狀剝落坑數(shù)量明顯小于珠光體基體(見(jiàn)圖3c)。由此可見(jiàn):貝氏體基體的摩擦磨損性能明顯優(yōu)于珠光體基體。

圖2 灰鑄鐵等溫淬火處理前、后的斷口形貌

表2 磨損率測(cè)試結(jié)果

圖3 灰鑄鐵等溫淬火前、后不同潤(rùn)滑狀態(tài)下的磨損形貌

3 結(jié)論

在本試驗(yàn)條件下，氣缸套用灰鑄鐵最佳熱處理工藝制度為:880℃奧氏體化30 min后，在330℃的鹽浴爐中等溫淬火30 min，此時(shí)灰鑄鐵抗拉強(qiáng)度為400 MPa，硬度為307HB，能滿足重載、高速發(fā)動(dòng)機(jī)用氣缸套材質(zhì)的需要;同時(shí)灰鑄鐵具有較好的摩擦磨損性能，在干摩擦和油潤(rùn)滑狀態(tài)下，平均磨損率分別由鑄態(tài)時(shí)的2.63 g/min、2.1×10-6g/min降至等溫淬火后的1.60 g/min、0.8×10-6g/min;不同熱處理狀態(tài)下灰鑄鐵的拉伸斷口均為脆性斷裂，但是隨著等溫淬火溫度的升高，拉伸斷口呈現(xiàn)出不同程度的韌性斷裂特征。

[1]尹志新，賀琳丹，李端芳，等.汽缸套鑄造預(yù)熱等溫淬火工藝與性能的研究[J］.鑄造，2010，59(10):1073-1075.

[2]增大本，唐靖林.我國(guó)鑄鐵鑄造技術(shù)的回顧及展望[J］.鑄造，2002，51(4):196-200.

[3]趙新，趙程.灰口鑄鐵熱變形后的組織與性能[J］.熱加工工藝，2005，11(2):5-7.

[4]Baicchi P，Collini L，Riva E.A Methodology for the Fatigue Design of Notched Castings in Gray Cast Iron[J］.Engineering Fracture Mechanics，2007，74(4):539-548.

[5]凱瓦斯，肯奧勒.等溫淬火灰鑄鐵的物理性能及應(yīng)用[J］.黑龍江冶金，1996，1(4):37-40.

[6]王敏毅，黃穎，林有希.微量Sn對(duì)灰鑄鐵組織和性能的影響[J］.鑄造，2012，61(1):17-21.

[7]王敏毅，黃穎，林有希.微量砷對(duì)灰鑄鐵組織和性能的影響[J］.鑄造，2012，61(5):533-538.

[8]朱洪波，閆永生，孫小亮，等.Nb對(duì)灰鑄鐵高溫抗拉強(qiáng)度和抗氧化性的影響[J］.現(xiàn)代鑄鐵，2011(2):49-51.

[9]肖麗麗，任鳳章，王宇飛，等.灰鑄鐵合金化及加工性能研究[J］.鑄造，2011，60(7):685-689.

[10]王奎，任鳳章，王順興，等.幾種孕育劑對(duì)缸體用灰鑄鐵加工性能的影響[J］.河南科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2008，29(4):1-3.

[11]汪振華，尹志新，劉志科，等.灰鑄鐵貝氏體等溫淬火研究[J］.熱加工工藝，2006，35(2):40-41.

[12]汪振華，尹志新，劉志科，等.等溫淬火對(duì)灰鑄鐵組織和性能的影響[J］.鑄造，2006，55(4):397-400.

[13]徐祖耀.貝氏體相變與貝氏體[M］.北京:科學(xué)出版社，1991:192-204.

[14]Angus H I.Casting Iron’s Physical and Engineering Properties[J］.British Cast Iron Research Association，1996，5(3):128-129.