，

(昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093)

控制WC顆粒的大小，抑制WC顆粒熔解后形成的Fe3W3C向基體中的擴(kuò)散，可以獲得良好力學(xué)性能的WC顆粒增強(qiáng)鐵基復(fù)合材料[1]，但該復(fù)合材料較低的韌性導(dǎo)致高沖擊下的磨損性能較差[2-3]。高錳鋼在經(jīng)過水韌處理后得到單相奧氏體，隨著沖擊載荷增加，金屬表面塑性變形增大，導(dǎo)致加工硬化現(xiàn)象，因此經(jīng)常作為承受高沖擊載荷的耐磨件[4]。在實(shí)際運(yùn)用中，例如礦山機(jī)械的輥齒，其受到的沖擊載荷通常是由磨料的大小和硬度決定，因而輥齒端部受到的沖擊載荷非常不穩(wěn)定。當(dāng)沖擊載荷較小時，高錳鋼磨損量往往較大。結(jié)合二者優(yōu)點(diǎn)，WC顆粒與鋼液出色的潤濕性能為復(fù)合材料提供較好的界面結(jié)合力；高錳鋼較好的流動性，也提供了鋼液與陶瓷顆粒復(fù)合的必要條件。采用塑性較好的金屬基體包覆并支撐住硬脆的陶瓷顆粒，不僅顯著提升純金屬的耐磨性，也有效彌補(bǔ)陶瓷顆粒韌性不足的問題[5-7]。

對比鋼結(jié)硬質(zhì)合金，鑄造法制備顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料具有成型適應(yīng)性強(qiáng)，工藝簡單和成本低廉等優(yōu)點(diǎn)。近年來WC顆粒在鋼液熱作用下的熔解與析出也得到了較為深入的研究，在對WCp/Mn13組織的控制上也更加明了，WC顆粒的適度熔解，在基體強(qiáng)化的同時大幅提高了復(fù)合材料的綜合性能[8]。但在沖擊磨損工況中，復(fù)合材料的邊緣往往特別容易崩落，因而加速復(fù)合材料的失效[9]。通常通過優(yōu)化顆粒尺寸或改善基體成分來提高其抗沖擊能力[10]。近年來，西安交通大學(xué)耐磨課題組開發(fā)了一種具有釘扎作用的WCp/Cr20高鉻鑄鐵復(fù)合材料, 但只能有效抑制三體磨料磨損下復(fù)合層沿結(jié)合面剝落的問題[11-13]。

本工作通過擠壓鑄造方法，針對沖擊磨料磨損工況制備出具有復(fù)合結(jié)構(gòu)的WCp/高錳鋼基復(fù)合材料，并與WCp/高錳鋼基復(fù)合材料和高錳鋼進(jìn)行對比，研究其沖擊磨料磨損性能，分析并探討復(fù)合材料邊緣崩落的原因及復(fù)合結(jié)構(gòu)對沖擊磨料磨損性能改善的機(jī)理。

1 復(fù)合材料的制備

1.1 復(fù)合材料和復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計

借助擠壓鑄造法可以為鋼液的充型和補(bǔ)縮提供較高的外力，克服鋼液在陶瓷顆粒預(yù)制坯毛細(xì)管中的流動阻力，從而制備出組織致密，界面結(jié)合良好和具有大浸滲深度的復(fù)合材料。本實(shí)驗(yàn)中，材料耐磨性主要通過沖擊磨料磨損結(jié)果體現(xiàn)，因此復(fù)合材料和復(fù)合結(jié)構(gòu)試樣外形尺寸均按磨損試驗(yàn)機(jī)要求設(shè)計，試樣尺寸為10mm×10mm×30mm。根據(jù)沖擊磨料磨損試驗(yàn)機(jī)的工作原理，如圖1所示，試樣磨損表面會受到向上的正應(yīng)力和向左的切向應(yīng)力；因此在復(fù)合結(jié)構(gòu)試樣的切向應(yīng)力方向加入基底，使得試樣的磨損面為1/2復(fù)合材料和1/2基底，如圖2所示。

WC與鋼液良好的潤濕性得益于在1523K時WC顆粒的分解[14],該分解反應(yīng)為2WC=W2C+C，在壓力和鋼液的熱作用下，亞穩(wěn)態(tài)的W2C還會繼續(xù)發(fā)生分解反應(yīng)W2C=2W+C,兩個分解反應(yīng)的產(chǎn)物都能與鋼液發(fā)生反應(yīng)，生成Fe，W，C三相碳化物或是滲碳體及馬氏體。碳化物和滲碳體的形成，消耗了分解形成的W和C，更加有助于分解反應(yīng)的繼續(xù)發(fā)生，分解反應(yīng)使得顆粒形成粗糙界面，增加了顆粒與基體之間的接觸面積，進(jìn)一步提高了結(jié)合強(qiáng)度。但分解反應(yīng)形成的C會使基體中出現(xiàn)嚴(yán)重的橋接相，降低基體的強(qiáng)度和韌性，同時，碳化物的大量出現(xiàn)，會惡化高錳鋼特有的性能[15]。WC顆粒的體積分?jǐn)?shù)變化及顆粒的大小，對復(fù)合材料的界面以及力學(xué)性能具有較大影響[16]。當(dāng)WC顆粒體積分?jǐn)?shù)低，顆粒小時，界面復(fù)合較好，但顆粒熔解嚴(yán)重，形成的新相將惡化基體。當(dāng)WC顆粒體積分?jǐn)?shù)高，顆粒較大時，復(fù)合材料硬度提高，但鋼液熱損失較多，界面復(fù)合較差，組織不夠致密；因此具有復(fù)合結(jié)構(gòu)的基底和WC預(yù)制體均用還原Fe粉作為填充相，這樣可以吸收鋼液對預(yù)制體的熱作用，減小WC顆粒的分解。

圖1 沖擊磨料磨損示意圖Fig.1 Schematic diagram of impact wear resistance

圖2 磨損試樣(a)復(fù)合材料；(b)復(fù)合材料-鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)Fig.2 Wear samples(a)composite material;(b)composite-steel composite structure

1.2 預(yù)制體的制備

預(yù)制體由株洲硬質(zhì)合金廠生產(chǎn)的100～150目的鑄造WC顆粒，200目的還原Fe粉，水玻璃和水組成。將WC顆粒、還原Fe粉、水玻璃和水在球磨機(jī)中混合1h，填充到模具中，獲得具有高強(qiáng)度的長方體預(yù)制體，尺寸為15mm×10mm×10mm。復(fù)合材料中WC顆粒所占的體積分?jǐn)?shù)為30%，復(fù)合結(jié)構(gòu)中將1/2復(fù)合材料用還原Fe粉替代，如圖3所示。

圖3 預(yù)制體(a)復(fù)合材料;(b)復(fù)合結(jié)構(gòu)Fig.3 Prefabricated part(a)composite material;(b)composite structure

1.3 復(fù)合材料的擠壓鑄造

將模具與預(yù)制體一起預(yù)熱到700℃，放入壓機(jī)中，澆注高錳鋼金屬液，高錳鋼成分如表1所示。采用50MPa的壓力壓鑄金屬液，使得高錳鋼金屬液浸滲到WC陶瓷顆粒間隙中[17]。

表1 高錳鋼成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Compositions of high manganese steel (mass fraction/%)

1.4 測試方法

在MLD-10型動載磨損試驗(yàn)機(jī)上對高錳鋼、復(fù)合材料和復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行沖擊磨料磨損測試。3種試樣均通過水韌處理，試樣尺寸為10mm×10mm×30mm。下摩擦試樣為40Cr，硬度為55HRC，轉(zhuǎn)速為200r/min。沖擊載荷為1.5J，沖擊頻率為80次/min，沖擊次數(shù)為12000次。磨料目數(shù)為20，流量為80kg/h。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 組織與界面

在復(fù)合材料中，分別存在高錳鋼區(qū)、復(fù)合材料區(qū)和高錳鋼與復(fù)合材料的界面區(qū)，分別用Mn13，MMC和Mn13/MMC表示。相比復(fù)合材料，在復(fù)合結(jié)構(gòu)中增加了基底與復(fù)合材料的界面區(qū)和還原Fe粉熔解后形成的基底組織，分別用Fe/MMC和Fe表示。

圖4(a)所示為復(fù)合材料經(jīng)4%硝酸酒精腐蝕后金相圖片，從左往右依次為MMC，Mn13/MMC，Mn13。Mn13/MMC厚度大約為200μm。圖4(b)對Mn13/MMC界面層放大，A區(qū)能譜分析結(jié)果如表2所示，結(jié)果表明，A區(qū)包含F(xiàn)e，W，C和少量的Mn，其原因應(yīng)為復(fù)合材料區(qū)內(nèi)部WC顆粒分解擴(kuò)散進(jìn)入高錳鋼液中形成含W的碳化物。在冷卻過程中，靠近MMC的過飽和W，C元素，以細(xì)小的WC顆粒析出，遠(yuǎn)離MMC的W，C元素，進(jìn)入到界面層中，形成碳化物。圖4(c)為復(fù)合結(jié)構(gòu)金相圖，從左到右為MMC和Fe，可以明顯地看出，在MMC與Fe的界面處，依然保留著較大的顆粒，在還原Fe粉的作用下，較好地抑制了WC顆粒的分解，從MMC到Fe中間并沒有過渡層出現(xiàn)。圖4(d)為高錳鋼液熔解還原Fe粉后形成的基底組織，在靠近MMC的地方含有少量白色物質(zhì)，對白色區(qū)域進(jìn)行能譜分析，其結(jié)果與Mn13/MMC界面層中白色物質(zhì)相似。高錳鋼液在浸滲還原Fe粉的過程中，還原Fe粉受熱熔化并改變了高錳鋼液的化學(xué)成分，水韌處理后基底組織不能完全奧氏體化，還含有部分游離的滲碳體。

圖4 界面組織 (a)復(fù)合材料界面金相組織；(b)界面Mn13/MMC SEM組織；(c)復(fù)合結(jié)構(gòu)界面金相組織；(d)復(fù)合結(jié)構(gòu)基底SEM組織Fig.4 Interface microstructures (a)metallographic structure of composite material diffusion layer;(b)SEM microstructure of the Mn13/MMC;(c)metallographic structure of composite structure;(d)SEM microstructure of substrate

表2 Mn13/MMC界面能譜分析結(jié)果Table 2 EDX analysis results of Mn13/MMC diffusion layer

圖5為MMC區(qū)域內(nèi)部金相組織，從圖5(a)可以看出，大顆粒的內(nèi)部和外部在偏正光的作用下，顏色明顯不同，對點(diǎn)1，點(diǎn)2分別進(jìn)行能譜分析，如表3所示，可以看出內(nèi)外僅為有氧無氧的差別，雖然能譜對輕量元素以及5%以下定量分析是不準(zhǔn)確的，但對定性分析依然具有一定的參考價值。對顆粒的形貌進(jìn)行觀察如圖5(b)所示，顆粒的外部發(fā)生了明顯的熔解，靠近鋼液的顆粒完全熔解后重新析出，形成較小的WC顆粒分布在大顆粒的周圍，而顆粒內(nèi)部還有一圈半熔解狀態(tài)的邊緣，在二次電子下表現(xiàn)為鋸齒狀的圓環(huán)套在顆粒外部。預(yù)制體在預(yù)熱至700℃時，表面可能發(fā)生了輕微的氧化，而WC顆粒周圍經(jīng)熔解析出后能譜沒有出現(xiàn)氧峰。對于顆粒周圍的基體組織如圖5 (a)所示，顆粒周圍基體主要存在方框和三角形區(qū)域所示兩種組織。由圖5(c)可知，三角形區(qū)域?yàn)轳R氏體，馬氏體形成的原因?yàn)楦咤i鋼鋼液浸滲MMC區(qū)的過程中，靠近顆粒的地方，由于碳化鎢的分解，補(bǔ)充了鋼液中的C元素，過飽和的C元素在水韌處理后形成了馬氏體。從圖5(d)可以看出，較大WC顆粒周圍彌散分布了含W碳化物和沒有完全分解或重新析出的細(xì)小WC顆粒，這也應(yīng)該是方框區(qū)域內(nèi)所存在的組織；因此，該復(fù)合材料MMC區(qū)域內(nèi)部基體應(yīng)為FexWxC，馬氏體和奧氏體。圖6 XRD分析結(jié)果表明，復(fù)合材料與復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)部所形成的含W碳化物為Fe3W3C。整個MMC區(qū)域WC顆粒與鋼液復(fù)合緊密，區(qū)域內(nèi)顆粒分布均勻，組織致密，沒有氣孔和缺陷存在。

圖5 復(fù)合材料區(qū) (a)復(fù)合材料區(qū)金相圖；(b)WC顆粒的形貌；(c)WC顆粒周圍的馬氏體；(d)WC顆粒周圍的FexWxCFig.5 Composite material (a)the metallographic structure of composite material;(b)morphologies of WC particles;(c)martensites around the WC particles;(d)FexWxC around the WC particles

PointMassfraction/%OCFeW1-26．811．4771．7223．0423．011．3272．63

圖6 WCp/高錳鋼基復(fù)合材料XRD結(jié)果Fig.6 XRD analysis result of WCp/Hadfield steel composite material

2.2 沖擊磨料磨損結(jié)果

沖擊磨料磨損實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7所示，高錳鋼沖擊磨料磨損耐磨性為復(fù)合材料的3.17倍，而復(fù)合結(jié)構(gòu)相對于高錳鋼其耐磨性提高了1.34倍?？梢钥闯?，WCp/高錳鋼基復(fù)合材料不具備沖擊磨料磨損的性能。造成其體積磨損量較大的原因是復(fù)合材料的磨損面在沖擊載荷的作用下呈塊狀崩落，導(dǎo)致大量的質(zhì)量損失。

圖7 沖擊磨料磨損實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Results of impact wear resistance

12000次沖擊磨料磨損后宏觀形貌如圖8所示，圖8(a)為復(fù)合材料，在與下試樣接觸的復(fù)合材料前端，并沒有出現(xiàn)復(fù)合材料崩落的現(xiàn)象；在與下試樣接觸的復(fù)合材料中后部則出現(xiàn)了嚴(yán)重的崩落，這也是造成復(fù)合材料體積磨損量較大的直接原因。圖8(b)為復(fù)合結(jié)構(gòu)，在與下試樣接觸的前端為MMC區(qū)，表現(xiàn)為正常磨損；在與下試樣接觸的中部，沿旋轉(zhuǎn)方向出現(xiàn)了塑性變形，表現(xiàn)為材料的滑移，同時在這個區(qū)域垂直于磨損方向的邊緣也出現(xiàn)了輕微的崩落；在復(fù)合結(jié)構(gòu)的末端出現(xiàn)了塑性變形的堆積，表現(xiàn)為材料的隆起。

圖8 沖擊磨料磨損宏觀形貌 (a)復(fù)合材料;(b)復(fù)合結(jié)構(gòu)Fig.8 Macro morphologies of impact wear resistance(a)composite material;(b)composite structure

3 討論

3.1 復(fù)合材料磨損機(jī)理

圖9為復(fù)合材料磨損面的微觀形貌，可以看出，裂紋的兩側(cè)均為WC顆粒，由此可以說明，在沖擊載荷下，由于陶瓷顆粒的韌性不足，陶瓷顆粒從內(nèi)部發(fā)生破裂，在長期的沖擊載荷下，裂紋尖端處的應(yīng)力集中將導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展至基體并到達(dá)下一個陶瓷顆粒。同時也可以說明實(shí)驗(yàn)所制備的WCp/高錳鋼基復(fù)合材料具有良好的界面結(jié)合強(qiáng)度，裂紋的擴(kuò)展大多是直接穿過WC顆粒，而不是沿著顆粒的界面，導(dǎo)致顆粒整顆脫落,從而喪失顆粒增強(qiáng)的作用。

圖9 復(fù)合材料中顆粒的撕裂Fig.9 Laceration of particles in composite material

在二次電子下發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料的磨損形貌存在裂紋，對比圖10(a)，(b)的二次電子和背散射可以看出，在MMC區(qū)域內(nèi)會出現(xiàn)許多細(xì)小的裂紋，裂紋源大多產(chǎn)生于顆粒，而這些細(xì)小的裂紋大多出現(xiàn)在靠近復(fù)合材料邊緣的地方。長期的沖擊載荷導(dǎo)致MMC區(qū)域內(nèi)顆粒破裂，顆粒裂紋進(jìn)一步導(dǎo)致尖角處的應(yīng)力集中，而邊緣區(qū)的復(fù)合材料沒有足夠的區(qū)域來傳遞或吸收這些應(yīng)力，導(dǎo)致顆粒中的裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展進(jìn)入基底，從而在邊緣處形成許多微小的裂紋。從圖10(c),(d)中可以看出，當(dāng)細(xì)小的裂紋連在一起就形成整條大的裂紋，裂紋所穿過的區(qū)域有較多的WC顆粒團(tuán)聚區(qū)，裂紋的擴(kuò)展不能被阻止，一直從復(fù)合材料區(qū)擴(kuò)展至試樣邊緣，導(dǎo)致裂紋周圍的整塊復(fù)合材料更加容易地被下試樣旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的切向力造成整塊撕落。同時，裂紋的產(chǎn)生，將減少WC顆粒與基體的界面結(jié)合，使得WC顆粒易從基體中剝落，降低了復(fù)合材料的耐磨性能。

圖10 復(fù)合材料的裂紋 (a)二次電子下離散分布的裂紋；(b)背散射下裂紋源處的WC顆粒；(c)二次電子下的裂紋；(d)裂紋兩側(cè)團(tuán)簇聚集的WC顆粒Fig.10 Cracks of composite material (a)dispersion cracks of SE morphology;(b)WC particles in crack source of BSE morphology;(c)big crack of SE morphology;(d)WC particle cluster areas on both sides of crack

3.2 復(fù)合結(jié)構(gòu)磨損機(jī)理

復(fù)合結(jié)構(gòu)磨損形貌如圖11所示。圖11(a)為MMC區(qū)域磨損形貌，在沖擊磨料磨損過程中主要承受著對磨料的破碎，磨料對基體產(chǎn)生鑿削并與顆粒發(fā)生磨料磨損。復(fù)合結(jié)構(gòu)MMC區(qū)域并沒有裂紋出現(xiàn)，磨料對基體的鑿削被顆粒的阻擋所中斷，顆粒的高硬度也承擔(dān)了對基體的保護(hù)作用；沒有裂紋的基體，也將顆粒所受到的沖擊及磨損應(yīng)力及時地傳遞開來，并且緊緊地包裹住顆粒，對顆粒形成了良好的支撐。圖11(b)為復(fù)合結(jié)構(gòu)中的基底部分，主要承擔(dān)破碎后磨料的排出與之產(chǎn)生的三體磨料磨損以及由于試樣旋轉(zhuǎn)和磨料對MMC區(qū)域沖擊產(chǎn)生的切向應(yīng)力。可以看出，在基底的左邊主要是破碎后磨料排出所產(chǎn)生的摩擦磨損，產(chǎn)生了塑性形變。在基底區(qū)域的中部發(fā)生隆起，主要是基底材料初期塑性流變的堆積，由于基底材料主要由奧氏體與彌散分布的碳化物構(gòu)成，在具有良好塑性的前提下仍具有一定的強(qiáng)度，基底表面的塑性形變必然會遭到彌散強(qiáng)化的阻礙，位錯的堆積也增加了塑性形變繼續(xù)流動的阻力，致使其最終在基底區(qū)域中部形成堆積而停止移動。

圖11 復(fù)合結(jié)構(gòu)的SEM磨損形貌 (a)MMC區(qū)域；(b)基底區(qū)域Fig.11 SEM worn morphologies of composite structure (a)MMC area;(b)substrate area

圖12 邊緣材料崩落示意圖Fig.12 Schematic diagram of material on the edges of avalanche

圖12為復(fù)合結(jié)構(gòu)邊緣材料崩落示意圖，復(fù)合結(jié)構(gòu)在MMC區(qū)域與基底過渡區(qū)垂直摩擦方向兩側(cè)出現(xiàn)了輕微的剝落。其原因可能是，下試樣旋轉(zhuǎn)和沖擊導(dǎo)致復(fù)合材料受到切向應(yīng)力，而切向應(yīng)力通過復(fù)合材料區(qū)傳遞到基底材料，使基底材料表層發(fā)生塑性形變，從而釋放大量的應(yīng)力，少部分應(yīng)力最后在彌散碳化物和位錯堆積的阻礙下消失。一部分切向應(yīng)力在傳遞到支撐材料后轉(zhuǎn)變傳遞方向，而朝著復(fù)合材料區(qū)內(nèi)部傳遞的應(yīng)力，經(jīng)長距離的基體和顆粒傳遞吸收，最后消失。朝著復(fù)合材料區(qū)邊緣傳遞的應(yīng)力，在應(yīng)力傳遞到邊緣后，由于沒有多余材料支撐，殘余應(yīng)力導(dǎo)致顆粒破裂或是顆粒與界面分離。顆粒的脫落或是破裂導(dǎo)致應(yīng)力集中進(jìn)一步增大，邊緣區(qū)域裂紋進(jìn)一步增多，當(dāng)裂紋連在一起時，整塊復(fù)合材料就會剝落。由此可知，若是在垂直于磨損方向的復(fù)合材料區(qū)邊緣兩側(cè)也加入基底，將會顯著提高復(fù)合材料的耐磨性。

WCp/高錳鋼基復(fù)合材料在受到切向應(yīng)力時，若沒有足夠的材料來傳遞或吸收這些應(yīng)力，將會在應(yīng)力傳遞方向、材料的邊緣和末端形成應(yīng)力堆積。當(dāng)超過復(fù)合材料所能承受的強(qiáng)度時，將會在復(fù)合材料顆粒與基體的界面處或是韌性較差的顆粒中出現(xiàn)裂紋，細(xì)微裂紋的出現(xiàn)將會加速應(yīng)力堆積并以裂紋的形式釋放，最終形成較大的裂紋，導(dǎo)致復(fù)合材料區(qū)整塊的崩落。若在應(yīng)力傳遞方向加上一些塑性較好且具有一定強(qiáng)度的基底材料，應(yīng)力的出現(xiàn)將會快速地被連續(xù)致密的基底迅速傳遞開，從而分散減小這些應(yīng)力，復(fù)合結(jié)構(gòu)材料表層的塑性流變將釋放產(chǎn)生的大量應(yīng)力，而基底在彌散強(qiáng)化和位錯堆積的作用下，可以承受更多的應(yīng)力。

4 結(jié)論

(1)在預(yù)制體內(nèi)部及周圍添加還原Fe粉能夠有效抑制浸滲過程中WC顆粒的分解。Mn13/MMC界面厚度為200μm，界面Fe/MMC在還原Fe粉的作用下完全沒有過渡層形成。

(2)沖擊磨料磨損結(jié)果顯示復(fù)合材料的體積磨損量為高錳鋼的3.17倍，而復(fù)合結(jié)構(gòu)相對于高錳鋼其耐磨性提高了1.34倍。

(3)復(fù)合材料中WC顆粒的分解，形成了大量的Fe3W3C和馬氏體，降低了復(fù)合材料的韌性。應(yīng)力在復(fù)合材料邊緣堆積后，使邊緣形成大量裂紋，最終導(dǎo)致整塊復(fù)合材料的崩落。

(4)復(fù)合結(jié)構(gòu)通過表面的塑性流動釋放大量應(yīng)力，從而避免了MMC區(qū)域裂紋的出現(xiàn)，顯著提高了材料的耐磨性。

(5)復(fù)合結(jié)構(gòu)在垂直于磨損方向兩側(cè)出現(xiàn)剝落是由于在邊緣處應(yīng)力的堆積，導(dǎo)致裂紋形成。若是在過渡區(qū)的兩側(cè)加上基底，將會顯著提高材料的耐磨性。

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