趙軍峰，袁曉光，孫劍飛，黃宏軍，曹福洋，左曉姣，于 雷，王玉龍

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噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg的高溫耐磨機(jī)制

趙軍峰1，袁曉光1，孫劍飛2，黃宏軍1，曹福洋2，左曉姣1，于 雷2，王玉龍1

(1. 沈陽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽 110016；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

采用常規(guī)鑄造和噴射成形兩種工藝制造Al22Si5Fe3Cu1Mg高硅鋁合金，研究磨損溫度對合金摩擦行為和磨損機(jī)理的影響。結(jié)果表明：由于噴射成形高硅鋁合金具有組織細(xì)小、成分均勻等特征，在磨擦過程中表現(xiàn)出更好的抗磨損性能。合金的磨損機(jī)制隨著溫度的升高而發(fā)生轉(zhuǎn)變，低于臨界溫度時(shí)為磨粒和黏著磨損混合形式，高于臨界溫度后轉(zhuǎn)變?yōu)閯儗幽p。合金在高溫下磨擦?xí)r，由于氧化速度較快，形成的氧化物改善合金的抗磨損性能，但存在一個(gè)臨界溫度，當(dāng)超過臨界溫度時(shí)，兩種工藝下的合金均由輕微磨粒和黏著磨損混合形式轉(zhuǎn)變?yōu)閲?yán)重的剝層磨損，噴射成形合金在不同高溫下的抗磨損性能均顯著優(yōu)于鑄造合金的，且其磨損機(jī)制轉(zhuǎn)變臨界溫度比常規(guī)鑄造合金的高約100 ℃。

高硅鋁合金；高溫摩擦；磨損機(jī)制

隨著汽車輕量化的發(fā)展趨勢，高硅鋁合金由于其具有低密度、低膨脹系數(shù)和高耐磨性等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于汽車領(lǐng)域的耐磨性工況中[1]，如剎車片和制動(dòng)盤。由于噴射成形高硅鋁合金具有大量的第二相，磨損行為與常規(guī)過共晶Al-Si合金存在差異，其磨損問題的研究對此類合金的開發(fā)與應(yīng)用具有重要的意義。蘇斌等[2]對噴射沉積技術(shù)制備的不同硅含量鋁基功能梯度復(fù)合材料在室溫條件下的摩擦學(xué)性能進(jìn)行了研究，研究表明隨基體中硅含量的增加，磨損率呈降低趨勢，材料在摩擦過程中生成的機(jī)械混合層(MML)厚度呈減小趨勢。朱學(xué)衛(wèi)等[3]認(rèn)為，過共晶Al22Si合金在常溫下的磨損機(jī)理主要為黏著磨損和氧化磨損。竇玉海等[4]認(rèn)為由于高硅鋁合金中含有較多的鋁，因此容易發(fā)生黏著磨損，增大合金的磨損率。沈軍等[5]發(fā)現(xiàn)粉末冶金法制備的過共晶鋁硅合金摩擦過程中以氧化磨損和磨粒磨損為主。ALSHMRI等[6]采用快速凝固制備了過共晶鋁硅合金，認(rèn)為硅含量過高時(shí)，初生硅在磨損時(shí)容易脫落，合金的磨損機(jī)理以黏著磨損和磨粒磨損為主。目前，針對常規(guī)鑄造和噴射成形制備的高硅鋁合金的磨損行為研究主要是在常溫條件下進(jìn)行的，對于高硅鋁合金而言，其實(shí)際服役多是在高于室溫下，這與常溫狀態(tài)下的磨損行為可能存在一定差異，特別是快速凝固的高硅鋁合金在一定溫度條件下具有較高的耐磨性，可能是溫度影響磨損機(jī)制所致。因此，有必要對此類材料的高溫摩擦磨損行為進(jìn)行深入研究。本文作者以Al22Si5Fe3Cu1Mg高硅鋁合金為研究對象，對比研究不同溫度下常規(guī)鑄造和噴射成形工藝下該合金的抗磨損性能及其磨損機(jī)制，為此類合金的進(jìn)一步開發(fā)與應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)

合金選用Al22Si5Fe3Cu1Mg高硅鋁合金，常規(guī)鑄造采用工業(yè)純鋁、工業(yè)純鎂和結(jié)晶硅，Al-50%銅合金和Al-10%Fe中間合金熔煉而成，鑄造過程中采用磷銅變質(zhì)。由于噴射成形是在高速高壓惰性氣體的沖擊作用下完成，熔體中會有氣體卷入而導(dǎo)致在沉積錠存在一定量的空隙等缺陷，故噴射成形后進(jìn)行了擠壓比為6:1的熱擠壓。其詳細(xì)過程可參考文獻(xiàn)[7]。

常溫及高溫拉伸試驗(yàn)在Instron5569萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速率為0.2 mm/min。拉伸試樣尺寸符合GBT 228?2002拉伸試樣國家標(biāo)準(zhǔn)。

高溫摩擦實(shí)驗(yàn)在MMU?5G材料端面高溫摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。本實(shí)驗(yàn)中采用銷盤式滑動(dòng)摩擦磨損試驗(yàn)方法。合金式樣尺寸4 mm×15 mm的銷試樣，對磨盤為直徑43 mm的GCr15鋼。摩擦實(shí)驗(yàn)在干摩擦條件下進(jìn)行，試樣合金分別在25、100、200和300 ℃ 4種不同的溫度下磨損5 min，載荷均為100 N。每種試樣在正式摩擦之前，先在800目砂紙上預(yù)磨5 min，以提高試樣磨損面與摩擦輪相吻合程度。試樣磨損前用丙酮超聲波清洗，吹干后用精度為0.01 mg的分析天平測量。采用摩擦質(zhì)量損失描述待測材料的耐磨性能。采用HELIOS NANOLAB 600i掃描電子顯微鏡觀察對比兩種工藝不同溫度的表面磨損形貌，并通過EDX能譜分析磨損表面。

2 結(jié)果與分析

2.1 合金的組織與力學(xué)性能

圖1所示分別為Al22Si5Fe3Cu1Mg的常規(guī)鑄造和噴射成形后的組織。由圖1可以看出，常規(guī)鑄造中硅相也呈短片狀(見圖1(a))。噴射成形合金的組織與常規(guī)鑄造相比，組織十分細(xì)小，特別是初晶硅相和(Al, Si, Fe)相均變?yōu)榧?xì)小的顆粒狀(見圖1(b))。合金的這種組織形態(tài)差異主要是冷卻速度不同引起的，由于噴射沉積工藝的冷卻速度可以達(dá)到1×103~1×104K/s[3]，再加上噴射沉積過程中霧滴對熔池的沖擊作用，導(dǎo)致初晶硅相、共晶硅相和(Al, Si, Fe)相來不及長大及被進(jìn)一步?jīng)_擊破碎，使合金中的第二相得到了較大程度的細(xì)化并均勻分布基體上。硅相和(Al, Si, Fe)相是一種脆性相，條狀及尺寸粗大均會加劇對合金基體的割裂作用，引起合金強(qiáng)度的降低，磨損過程中更易使脆性耐磨相從合金基體上脫落，結(jié)果會導(dǎo)致合金耐磨性也降低。

圖1 常規(guī)鑄造和噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg的組織

圖2(a)所示為噴射成形熱擠壓之后的表面形貌。由圖2(a)可以看出，在熱擠壓之后噴射成形過程中形成的空隙已基本實(shí)現(xiàn)致密化，初晶相和(Al, Si, Fe)相也得到了進(jìn)一步細(xì)化，尺寸為3~5 μm。圖2(b)所示為合金的XRD譜，合金中含有的第二相分別是-Si相、Al5FeSi相和Al2Cu相。

圖3所示為噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金在不同溫度下的拉伸強(qiáng)度。由圖3可知，噴射成形合金具有較高的強(qiáng)度，常溫抗拉強(qiáng)度達(dá)到380 MPa，比常規(guī)鑄造合金的高約230 MPa，且在200 ℃以下，抗拉強(qiáng)度隨著溫度的升高幾乎保持穩(wěn)定。而常規(guī)鑄造該合金，隨著溫度的升高，強(qiáng)度持續(xù)降低，到200 ℃時(shí)抗拉強(qiáng)度降低約50%。說明噴射沉積該合金的耐熱性遠(yuǎn)優(yōu)于常規(guī)鑄造合金的。當(dāng)溫度超過200 ℃后，噴射沉積該合金的抗拉強(qiáng)度也顯著降低，但300 ℃時(shí)合金的抗拉強(qiáng)度仍然保持在250 MPa以上，此時(shí)常規(guī)鑄造合金的抗拉強(qiáng)度已降低到50 MPa。噴射沉積該合金具有較高耐熱性與合金中加入Fe元素及快速凝固有關(guān)。一方面，含F(xiàn)e元素的金屬間化合物具有一定的耐熱性，可以提高合金的耐熱性能；另一方面，快速凝固提高了Fe元素在基體中的固溶度，對合金基體耐熱性具有改善作用，同時(shí)細(xì)小的含F(xiàn)e金屬間化合物均勻分布在基體上更進(jìn)一步發(fā)揮了其提高合金耐熱性的作用[8]。

圖2 噴射成形熱擠壓之后Al22Si5Fe3Cu1Mg的表面SEM像及XRD譜

圖3 噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的拉伸強(qiáng)度與溫度之間的關(guān)系

2.2 合金的磨損性能

2.2.1 磨損質(zhì)量損失

圖4所示為實(shí)驗(yàn)合金的磨損質(zhì)量損失?溫度的變化曲線。由圖4可以看出，合金的磨損量隨著溫度的升高呈先下降后上升趨勢。在100 ℃時(shí)，噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的耐磨性均達(dá)到最佳；在200 ℃時(shí)，常規(guī)鑄造的Al22Si5Fe3Cu1Mg合金摩擦質(zhì)量損失大幅度上升，從100 ℃的11 mg升高到78 mg，說明此時(shí)由輕微磨損向嚴(yán)重磨損轉(zhuǎn)變。噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金在300 ℃質(zhì)量損失小幅度上升，從200 ℃的8 mg升至20 mg。兩種合金磨損質(zhì)量損失比較而言，溫度超過200 ℃后，噴射沉積合金的磨損質(zhì)量損失是小幅度且緩慢增大，而常規(guī)鑄造該合金質(zhì)量損失急劇增大。如果以100 ℃時(shí)常規(guī)鑄造該合金的磨損質(zhì)量損失量為標(biāo)準(zhǔn)定義輕微磨損和嚴(yán)重磨損邊界點(diǎn)，可將該磨損質(zhì)量損失量定為磨損質(zhì)量損失臨界點(diǎn)，此時(shí)的溫度定義為臨界磨損溫度。則噴射沉積合金的臨界磨損溫度為200 ℃，而常規(guī)鑄造合金的為100 ℃，即噴射沉積合金的臨界溫度比常規(guī)鑄造合金的高約100 ℃。

2.2.2 摩擦因數(shù)對摩擦特性的影響

圖5所示為兩種合金在干摩擦?xí)r摩擦因數(shù)隨摩擦溫度的變化關(guān)系曲線。由圖5可以看出，在不同的磨損溫度條件下，噴射成形合金的摩擦因數(shù)均遠(yuǎn)小于常規(guī)鑄造合金的。隨著磨損溫度的提高，兩種合金的摩擦因數(shù)均出現(xiàn)先降低后升高的變化，這一變化趨勢與磨損質(zhì)量損失相同，轉(zhuǎn)變溫度發(fā)生在100℃。說明隨著高溫氧化，摩擦因數(shù)逐漸減小，繼續(xù)升高溫度可能導(dǎo)致氧化膜發(fā)生變化，反而使摩擦因數(shù)逐漸增大。由此可見，磨損表面氧化對減小摩擦因數(shù)的作用與溫度有關(guān)，這種影響與磨損質(zhì)量損失隨溫度變化相對應(yīng)。但總體來說，噴射成形的高硅鋁合金摩擦因數(shù)遠(yuǎn)小于常規(guī)鑄造合金的。

圖4 噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的摩擦質(zhì)量損失與摩擦溫度之間的關(guān)系

圖5 噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的平均摩擦因數(shù)與摩擦溫度之間的關(guān)系

2.3 磨損機(jī)制分析

由圖4可知，合金的磨損機(jī)制與合金組織密切相關(guān)，當(dāng)組織中存在硬質(zhì)第二相時(shí)，其尺寸、形態(tài)與分布對磨損機(jī)制產(chǎn)生影響。由于噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金組織中均含有硅相、富鐵相，但兩者的尺寸與分布存在較大差異，其磨損機(jī)制可能存在不同。以下將對干摩擦情況下第二相顆粒數(shù)目和尺寸不同對摩擦質(zhì)量損失的影響進(jìn)行分析。

對于單位面積上有個(gè)磨粒和個(gè)溝槽造成材料的磨損上限為

所以，摩擦過程中質(zhì)量損失總量為

由式(5)看到，隨硅相顆粒增大，作用在單個(gè)顆粒的載荷增大，裂紋形成與擴(kuò)展趨勢更嚴(yán)重，從而磨損增大。由于噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金與常規(guī)鑄造合金相比，其顆粒粒徑尺寸遠(yuǎn)小于常規(guī)鑄造的第二相尺寸，其微粒數(shù)目又遠(yuǎn)多于常規(guī)鑄造合金的，所以噴射成形該合金的磨損量總是小于常規(guī)鑄造該合金的磨損量，但隨著溫度的升高，硅相顆粒的增大，材料的摩擦機(jī)制也會發(fā)生變化。文獻(xiàn)[10?11]表明，一定載荷下存在臨界磨粒粒徑，當(dāng)磨料半徑大于一定值時(shí)，摩擦磨損過程中作用在單個(gè)磨粒上的載荷會導(dǎo)致斷裂?剝落的發(fā)生。

圖6所示為兩種工藝下的高硅鋁合金在常溫和100 ℃下摩擦表面形貌的SEM像。高硅鋁合金在常溫下的摩擦過程主要表現(xiàn)為磨粒磨損和黏著磨損[12]。從圖6(a)和(b)可以看出，噴射成形該合金的磨痕相對較窄，而常規(guī)鑄造該合金的磨痕相對較寬?？梢酝茰y在摩擦過程中，基體中相塑性比較好，在摩擦力作用下很容易產(chǎn)生塑性變形，而硬質(zhì)硅相塑性差，不易變形，在受到摩擦力的作用時(shí)硬質(zhì)硅相能夠阻礙相塑性流動(dòng)，同時(shí)起到保護(hù)基體的作用。由于噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的硬質(zhì)顆粒細(xì)小且分布均勻，所以在阻止相產(chǎn)生塑性變形時(shí)更加有效，磨痕相對較窄。圖6(c)和(d)所示為兩種工藝下Al22Si5Fe3Cu1Mg合金在100℃時(shí)的磨痕形貌，可以看出該溫度下的磨痕相對于常溫下比較細(xì)小而且較淺，同時(shí)其磨損表面剝落物尺寸小且數(shù)量少。這與圖4所示在該溫度下磨損量有所下降的實(shí)驗(yàn)結(jié)果是一致的，可以認(rèn)為當(dāng)表面微凸體即硅相顆粒與對磨材料GCr15表面上的微凸體相接觸時(shí)，發(fā)生了快速氧化和氧化膜的生長。由于此溫度下氧化膜成長速度較快，磨痕較為平滑，導(dǎo)致摩擦因數(shù)稍微下降，也說明氧化膜的存在一定程度上起到了潤滑作用。

式中：Ap是Arrhenius常數(shù)；Qp是拋物線氧化激活能；R是摩爾氣體常數(shù)；tc是氧化作用時(shí)間。所以隨著溫度的升高，界面處的氧化反應(yīng)會更加劇烈。同時(shí)由圖7可知，通過對磨屑進(jìn)行EDS能譜分析，發(fā)現(xiàn)O元素含量在100℃時(shí)比在常溫下有所增加，O元素含量由常溫下的40.68%增加到了100 ℃下的51.10%。這說明在100 ℃時(shí)，材料發(fā)生氧化磨損程度的確比常溫下劇烈。相關(guān)文獻(xiàn)表明[14?15]，在鋁硅合金的干摩擦磨損過程中，氧化磨損能夠減緩摩擦。在干摩擦中，氧化膜能夠阻止摩擦界面直接接觸，所以在此溫度下具有較小的摩擦損耗[16?17]。但是在更高的溫度下，硅相顆粒在軟的鋁基體上很容易聚集在一起，從而導(dǎo)致材料更容易產(chǎn)生開裂傾向[2]。

圖7 不同溫度下噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的磨損表面形貌及EDS分析結(jié)果

圖8所示分別為噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金在高溫下不同溫度時(shí)的磨損表面形貌。隨著溫度的升高，在兩種工藝下制備的合金表面均發(fā)現(xiàn)了剝層現(xiàn)象。在200 ℃時(shí)，常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金表面發(fā)現(xiàn)由于摩擦過程中發(fā)生剝落所形成的剝落坑，但尺寸較小，這說明在這個(gè)溫度下，常規(guī)鑄造該合金的摩擦機(jī)制已經(jīng)開始出現(xiàn)剝落磨損機(jī)制，而在快速凝固制備該合金的磨損表面上只觀察到犁溝磨痕，未觀察到剝落坑。在300 ℃時(shí)，常規(guī)鑄造和噴射成形制備的Al22Si5Fe3Cu1Mg合金表面均發(fā)現(xiàn)剝落坑。但快速凝固形成的剝落坑比較 淺。有文獻(xiàn)表明一個(gè)磨粒形成一個(gè)磨溝所產(chǎn)生的熱大約為3.5 J/mm3[18]。所以伴隨著摩擦過程中產(chǎn)生的局部高溫會發(fā)生硬質(zhì)相的焊合現(xiàn)象[3, 19]。還有一個(gè)原因就是根據(jù)鋁硅合金球化理論，高溫下的Si相顆粒呈現(xiàn)粗化的趨勢[20]。隨著溫度的升高，兩種工藝下的Al22Si5Fe3Cu1Mg合金均發(fā)生了剝落磨損機(jī)制，但發(fā)生的溫度不同。

圖9所示為常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金發(fā)生剝離磨損時(shí)的裂紋擴(kuò)展，在摩擦接觸力作用下，鋁硅合金表層發(fā)生嚴(yán)重塑性變形，變形累積到一定程度，在表面的一定深度或缺陷處導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。裂紋一旦出現(xiàn)，在外界載荷作用下擴(kuò)展，會與鄰近的裂紋相連接，當(dāng)這些裂紋最后向表面剪切時(shí)，導(dǎo)致焊合在一起的長而薄的磨損薄片“脫落”[21]。所以在摩擦過程中，粗大的Si相更容易斷裂脫落，產(chǎn)生剝落磨損。對比圖7(b)和(d)可以看出，由于噴射成形形成的顆粒較小，發(fā)生焊合現(xiàn)象的硬質(zhì)顆粒只能在摩擦表面，故噴射成形中Al22Si5Fe3Cu1Mg合金發(fā)生的剝落磨損比常規(guī)鑄造較淺。由圖4可知，在100 ℃之后，摩擦因數(shù)隨著溫度的繼續(xù)增加，摩擦因數(shù)均有所提高。這是因?yàn)榇藭r(shí)發(fā)生了剝落磨損，表面形貌粗糙不平導(dǎo)致。由于表面兩個(gè)平面之間存在分子間吸引力，在微凸起顆粒之間發(fā)生了“焊合—剪切”作用，此時(shí)界面處的犁削作用越大，剝落磨損越嚴(yán)重，粗糙度就會越大，進(jìn)而使摩擦因數(shù)得到提高。

圖8 噴射成形和常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg在不同溫度下的磨損表面形貌

圖9 Al22Si5Fe3Cu1Mg發(fā)生剝離磨損時(shí)的裂紋擴(kuò)展

3 結(jié)論

1) 噴射成形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金具有組織細(xì)小、第二相顆粒分布均勻的特點(diǎn)，在200 ℃的溫度范圍內(nèi)強(qiáng)度保持穩(wěn)定，且其常溫和高溫強(qiáng)度遠(yuǎn)優(yōu)于常規(guī)鑄造合金的。

2) 由于磨損表面氧化作用，噴射成形與常規(guī)鑄造工藝下的Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的磨損質(zhì)量損失和摩擦因數(shù)均隨磨損溫度的升高逐漸減小，磨損溫度超過100 ℃后，兩者均逐漸增大；兩種工藝下的合金摩擦因數(shù)隨磨損溫度增加速率幾乎相同，但噴射成形該合金的磨損質(zhì)量損失隨磨損溫度提高而增大的速率遠(yuǎn)低于常規(guī)鑄造合金的。

3) 常規(guī)鑄造Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的磨損臨界溫度為100 ℃，而噴射沉形Al22Si5Fe3Cu1Mg合金的臨界溫度為200 ℃；超過臨界磨損溫度時(shí)，合金的磨損質(zhì)量損失顯著增大，磨損機(jī)制也從磨粒和黏著磨損混合形式變?yōu)閲?yán)重的剝層磨損。

[1] 葉春生, 葉康生, 張新平, 潘 冶, 吳海棠. 二次加熱和冷卻方式對過共晶鋁硅合金半固態(tài)組織的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2002, 12(S1): s236?s240.YE Chun-sheng, YE Kang-sheng, ZHANG Xin-ping, PAN Ye, WU Hai-tang. Influence of partial reheating and cooling method on semi-solid microstructure of hypereutectic Al-Si alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2002, 12(S1): s236?s240.

[2] 蘇 斌, 嚴(yán)紅革, 陳吉華, 陳 剛, 杜嘉慶. 硅含量對噴射沉積SiCp/Al-Si功能梯度復(fù)合材料摩擦磨損性能的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2013, 23(1): 201?211.SU Bin, YAN Hong-ge, CHEN Ji-hua, CHEN Gang, DU Jia-qing. Effect of silicon content of substrate on wear properties of spray-deposited SiCp/Al-Si functionally gradient composites[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23(1): 201?211.

[3] 朱學(xué)衛(wèi), 王日初, 王小鋒, 彭 健. 高硅鋁合金的摩擦磨損性能[J]. 功能材料, 2015, 46(8): 8063?8066.ZHU Xue-wei, WANG Ri-chu, WANG Xiao-feng, PENG Jian. Investigation of friction behavior and wear mechanism of high-silicon content Al-Si alloy[J]. Journal of Functional Materials, 2015, 46(8): 8063?8066.

[4] 竇玉海,劉 詠,劉延斌,夏慶兵,徐 菲. 機(jī)械合金化結(jié)合熱壓制備高硅鋁合金的組織及性能[J]. 粉末冶金材料科學(xué)與工程, 2013, 18(4): 566?571. DOU Yu-hai, LIU Yong, LIU Yan-bin, XIA Qing-bing, XU Fei. Microstructures and properties of high-silicon aluminum alloys fabricated by mechanical alloying and hot pressing[J]. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy, 2013, 18(4): 566?571.

[5] 謝壯德, 沈 軍, 孫劍飛, 周彼德. 快速凝固Al-Si合金干摩擦條件下的磨損特性[J]. 材料工程, 2002(10): 7?10.XIE Zhuang-de, SHEN Jun, SUN Jian-fei, ZHOU Bi-de. Wear characteristics of a rapidly solidified Al-Si alloy under dry sliding[J]. Journal of Materials Engineering, 2002(10): 7?10.

[6] ALSHMRI F, ATKINSON H V, HAINSWORTH S V, HAIDON C, LWAES S D A. Dry sliding wear of aluminium-high silicon hypereutectic alloys[J]. Wear, 2014, 313(1/2): 106?116.

[7] JIA Y D, CAO F Y, NING Z L, SUN X B, SUN J F. Hot deformation behavior of spray formed Al-22Si-5Fe-3Cu-1Mg alloy[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2011, 21(S1): s299?s303.

[8] 時(shí)海芳. 噴射沉積耐熱高硅鋁合金組織及性能[D]. 沈陽: 沈陽工業(yè)大學(xué), 2009. SHI Hai-fang. The microstructures and mechanical properties of sparay deposited heat resistant high-silicon aluminum alloy[D]. Shenyang: Shenyang University of Technology, 2009.

[9] EVANS A G, WILSHAW T R. Quasi-static solid particle damage in brittle solids—Ⅰ. Observations analysis and implications[J]. Acta Metallurgica, 1976, 24(10): 939?956.

[10] LUDEMA K C. Wear of materials 1983[M]. American Society of Mechanical Engineers, 1983.

[11] GAHR K H Z. Microstructure and wear of materials[M]. Oxford: Elsevier, 1987.

[12] KORI S A, CHANDRASHEKHARAIAH T M. Studies on the dry sliding wear behaviour of hypoeutectic and eutectic Al-Si alloys[J]. Wear, 2007, 263(1/6): 745?755.

[13] QUINN T F J. Review of oxidational wear Part Ⅰ: The origins of oxidational wear[J]. Tribology International, 1983, 16(5): 257?271.

[14] ABOUEI V, SAGHAFIAN H, SHABESTARI S G, ZARGHAMI M. Effect of Fe-rich intermetallics on the wear behavior of eutectic Al-Si piston alloy (LM13)[J]. Materials & Design, 2010, 31(7): 3518?3524.

[15] DWIVEDI D K. Adhesive wear behaviour of cast aluminium-silicon alloys: Overview[J]. Materials & Design, 2010, 31(5): 2517?2531.

[16] PERRIN C, RAINFORTH W. M. Work hardening behaviour at the worn surface of AlCu and AlSi alloys[J]. Wear, 1997, s203/204: 171?179.

[17] RAZAVIZADEH K, EYRE T S. Oxidative wear of aluminium alloys: Part Ⅱ[J]. Wear, 1983, 87(3): 261?271.

[18] WATERMAN N A. Treatise on materials science and technology (volume 13)[J]. Tribology International, 1979, 12(6): 281?281.

[19] MONTGOMERY R S. Friction and wear at high sliding speeds[J]. Wear, 1980, 36(3): 275?298.

[20] SHARMA A. Influence of silicon morphology and mechanical properties of piston alloys[J]. Advanced Manufacturing Processes, 2005, 20(5): 777?791.

[21] 李繼文, 王愛琴, 謝敬佩, 王文焱, 李洛利. 快速凝固過共晶鋁硅合金的微觀組織特征及耐磨性研究[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 30(2): 111?117. LI Ji-wen, WANG Ai-qin. XIE Jing-pei, WANG Wen-yan, LI Luo-li. Microstructure and wear resistance of rapidly solidified hypereutectic Al-Si alloys[J]. Tribology, 2010, 30(2): 111?117.

[22] 赫魯朔夫, 巴比契夫. 金屬的磨損[M]. 胡紹衣, 譯. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1966. HEROSHOV, BOBBY CHEV. The wear of the metal[M]. HU Shao-yi, transl. Beijing: China Machine Press, 1966.

[23] 袁曉光, 徐達(dá)鳴. 噴射沉積Al-Si-Fe-Cu-Mg合金的微觀組織和力學(xué)行為[J]. 金屬學(xué)報(bào), 1997, 20(3): 248?252. YUAN Xiao-guang, XU Da-ming. Microstructure and mechanical properties of spray deposited Al-Si-Fe-Cu-Mg alloy[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1997, 20(3): 248?252.

Wear resistance mechanism of spray-formedAl22Si5Fe3Cu1Mg at high temperature

ZHAO Jun-feng1, YUAN Xiao-guang1, SUN Jian-fei2, HUANG Hong-jun1, CAO Fu-yang2, ZUO Xiao-jiao1, YU Lei2, WANG Yu-long1

(1. School of Materials Science and Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110178, China; 2. School of Materials Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

The effects of temperature on friction behavior and wear mechanism for high-silicon aluminum alloy were systematically studied by comparing two processes of conventional cast and spray-formed for manufacturing Al22Si5Fe3Cu1Mg alloy. The result shows that Al22Si5Fe3Cu1Mg alloy by spray-form process shows better abrasion and wear properties than that by conventional casting. The wear mechanism changes with temperature, which shows mixed wear of abrasive and adhesive at temperature lower than the critical temperature and shows delamination wear at temperature higher than the critical temperature. When explored at high temperature, the formation of oxidation improves the wear resistance for the Al22Si5Fe3Cu1Mg alloy due to the fast oxidation and there exiting a critical temperature when wear increases significantly. The wear mechanism of two materials changes into delamination wear with wear rate increasing dramatically by low wear. Notably, the Al22Si5Fe3Cu1Mg alloy by spray-formed process shows superior wear resistance than that from conventional cast both at high and low temperatures. Moreover, the Al22Si5Fe3Cu1Mg alloy by spray-formed process has higher critical temperature of wear mechanism than that by conventional cast.

high silicon aluminum alloy; high temperature friction and wear; worn mechanism

Projects(51375110, U1530108) supported by the National Natural Science Foundation of China

2016-11-29;

2017-04-28

YUAN Xiao-guang; Tel: +86-24-25499088; E-mail: yuanxg@sut.edu.cn

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375110，U1530108)

2016-11-29；

2017-04-28

袁曉光，教授；電話：024-25499088；E-mail: yuanxg@sut.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.05.06

1004-0609(2018)-05-0907-09

TG146.2

A

(編輯 龍懷中)