表面噴丸處理對車輪輻板腐蝕行為的影響

殷艷君,肖 峰,任學沖

(1. 北京科技大學 國家材料服役安全科學中心，北京 100083； 2. 馬鞍山鋼鐵股份有限公司 車輪公司，馬鞍山 243000)

?

表面噴丸處理對車輪輻板腐蝕行為的影響

殷艷君1,肖 峰2,任學沖1

(1. 北京科技大學 國家材料服役安全科學中心，北京 100083； 2. 馬鞍山鋼鐵股份有限公司 車輪公司，馬鞍山 243000)

選取軋制車輪不同噴丸處理狀態輻板表面，對輻板表面粗糙度、表面殘余應力和表層顯微硬度進行了測量，采用掃描電鏡(SEM)觀察了不同程度噴丸處理后車輪鋼表層微觀組織，通過鹽霧加速腐蝕試驗研究了不同表面噴丸狀態試樣的腐蝕行為。結果表明，在腐蝕時間較短時，不同噴丸狀態試樣均為均勻腐蝕，延長腐蝕時間，開始出現不均勻的坑狀腐蝕。在試驗周期內，充分噴丸試樣的平均腐蝕速率最大，不充分噴丸試樣和未噴丸試樣的腐蝕速率基本相當。腐蝕速率的差異主要是由試樣表面粗糙度、表層塑性變形程度和殘余壓應力等綜合因素共同影響。

噴丸處理；表面粗糙度；殘余應力；鹽霧腐蝕

車輪是鐵路運輸設備的關鍵部件，隨著鐵路高速、重載化的發展對車輪的性能提出了越來越高的要求[1]。車輪輻板噴丸是常用的表面處理手段，通過表面產生的殘余壓應力，大大提高車輪輻板的抗疲勞性能[2-3]。同時，由于列車運行環境的復雜性，車輪輻板長期經受雨、雪、潮濕大氣、甚至海洋性大氣環境的考驗。這些環境因素會對車輪輻板表面產生腐蝕作用，腐蝕會導致噴丸后表面殘余壓應力失效，從而降低疲勞性能。如果車輪輻板表面產生點蝕、絲狀腐蝕或晶間腐蝕等不均勻腐蝕，將會促進疲勞裂紋形核，大大降低疲勞壽命，給列車運行帶來安全隱患。

朱小明等[4]研究表明噴丸處理提高了800合金抗應力腐蝕斷裂的性能，但會導致抗均勻腐蝕性能降低。Azar等[5]研究發現高氮奧氏體不銹鋼經過噴丸處理后，抗腐蝕性和抗疲勞性能都有提高。李明星等[6]研究表明800合金(00Cr22Ni35Fe)管在噴丸處理后耐點腐蝕性能降低，晶間腐蝕敏感性增強，點蝕坑密度變大且面積更小，但是傾向于向縱深基體的方向發展。這些研究表明，噴丸處理對材料的腐蝕行為及力學性能均有一定的影響，但對不同材料的影響是復雜的，其表現也相差很大。其主要原因是材料的腐蝕行為及機理不同，因此噴丸對不同材料腐蝕的影響程度各不相同，針對具體材料應作具體研究。本工作通過鹽霧加速腐蝕試驗研究了不同噴丸狀態下的車輪輻板，為不同狀態下車輪輻板的腐蝕防護提供依據。

1 試驗

試驗所用軋制車輪輻板的化學成分(質量分數/%)為：C 0.63，Si 0.87，Mn 0.80，P 0.014，S 0.010，Cr 0.17，Ni 0.011，其余為鐵。軋制車輪輻板熱處理后進行機械加工，機械加工后進行兩種狀態噴丸處理，分別為未充分噴丸(噴丸時間為45 s，噴丸覆蓋率不足100%)和充分噴丸(噴丸時間為120 s，噴丸面積覆蓋率為100%)。從機械加工后不噴丸、未充分噴丸和充分噴丸三種狀態輻板表面取樣，用光學顯微鏡觀察不同狀態試樣表面形貌；用SEM觀察三種狀態下試樣的截面微觀組織；用布魯克(Bruker)ContourGT-X高精度三維表面測量儀測量試樣表面粗糙度；利用日本理學MSF-2M型X射線應力分析儀對不同表面噴丸處理的試樣進行殘余應力測試，X射線光束斑尺寸約為4 mm×4 mm，每種狀態試樣測量3個點，結果取平均值；用顯微硬度計測量了試樣截面上距表面距離0.7 mm內的顯微硬度，每種試樣每個距離下測3個點，結果取平均值。

鹽霧腐蝕試樣從車輪輻板表面截取，尺寸為30 mm×50 mm，厚度為5 mm，試樣用丙酮超聲清洗后，機加工或噴丸表面裸露，其余各面用硅橡膠密封。試樣在鹽霧箱中進行腐蝕試驗，鹽霧箱容積為2 m3，溶液為5%NaCl水溶液，試驗溫度為(35±1)℃。在鹽霧箱中，試樣機加工或噴丸處理的表面向上，與垂直方向呈30°角。鹽霧的沉降速度約為0.02 (mL/h·cm2)。每種表面狀態材料12個試樣，試樣周期分別為1，2，4，8，16，32 d，每個階段取2個試樣。試樣取出后，晾干拍照，去除表面保護硅橡膠，然后在含3.6 g/L六次甲基四胺的1∶1鹽酸溶液浸泡除去腐蝕產物，再用清水和丙酮清洗晾干后稱量，計算腐蝕后的質量損失并觀察試樣腐蝕后的表面形貌。

2 結果與討論

圖1為車輪鋼輻板不同噴丸狀態下表面形貌。由圖1可見，未噴丸處理試樣表面由機械加工形成的車削刀痕清晰可見；未充分噴丸試樣表面存在噴丸所形成的凹坑，基本看不出由機械加工形成的刀痕，但噴丸點并未全部覆蓋試樣表面，覆蓋面積約60%；充分噴丸試樣表面，噴丸所形成的凹坑已完全覆蓋輻板表面。

圖2為不同噴丸試樣截面形貌。由圖2可見，未噴丸試樣截面較平整；未充分噴丸試樣在截面上可看到由噴丸所形成的凹坑及凸起，由于噴丸不充分，噴丸凹坑之間存在平整區域；充分噴丸試樣截面可見由噴丸凹坑在輻板材料與鑲樣劑之間形成的波浪狀界面，放大后可以看出在輻板材料表層形成厚度約20～30 μm的塑性變形層，試樣組織為珠光體與少量網狀鐵素體。而未噴丸試樣表面則沒有發現任何表面明顯的塑性變形；未充分噴丸試樣表面僅在噴丸坑底存在局部的塑性變形。

不同噴丸狀態試樣的表面三維形貌測量結果如圖3所示。圖3(a)為機械加工后未噴丸試樣表面形態，其表面粗糙度為Ra=2.9 μm，加工刀痕形成的波峰與波谷間的高度差約24 μm。圖3(b)為未充分噴丸試樣表面，其表面粗糙度為Ra=10.5 μm，噴丸凹坑底部與邊緣突出部分的高度差約90 μm。圖3(c)充分噴丸試樣表面形態，其表面粗糙度為Ra=15.2 μm，加工刀痕形成的波峰與波谷間的高度差約150 μm。由測量結果可見，隨著噴丸程度的增加，試樣表面的粗糙度增加。

機械加工后未噴丸處理試樣、未充分噴丸試 樣及充分噴丸試樣的表面殘余應力分別為(+256±6) MPa、(-276±16) MPa和(-159±5) MPa?？梢?，機械加工后未噴丸處理試樣表面為拉應力，而經過噴丸處理的試樣表面殘余應力均為壓應力，其中部分噴丸試樣的殘余應力平均值最大，但其波動也較大。充分噴丸的試樣表面殘余應力平均值較未充分噴丸試樣低約117 MPa，這主要是由于未充分噴丸試樣表面噴丸點處存在較大的塑性變形，而其周圍卻未發生塑性變形，形變梯度較大，因此材料表層存在由于形變引起的應力；而充分噴丸材料表層均發生較大的塑性變形，這些變形相互協調，形變梯度降低，導致表層殘余應力降低。

(a) 機械加工后未噴丸試樣 (b) 未充分噴丸試樣 (c) 充分噴丸試樣 圖1 車輪鋼輻板不同噴丸狀態下表面形貌Fig. 1 Surface morphology of specimens with different shot peening treatments(a) without shot-peening (b) half-shot-peening (c) full-shot-peening

(a) 未噴丸處理試樣截面形貌 (b) 未充分噴丸試樣截面形貌 (c) 充分噴丸處理試樣的截面形貌圖2 不同噴丸處理試樣截面形貌Fig .2 Cross morphology on the cross-section of specimen with different shot peening treatments(a) without shot-peening (b) half-shot-peening (c) full-shot-peening

(a) 機械加工后未噴丸試樣 (b) 未充分噴丸試樣 (c) 充分噴丸試樣 圖3 不同噴丸處理后表面三維形貌Fig. 3 3D surface morphology of specimens with different shot peening treatments(a) without shot-peening (b) half-shot-peening (c) full-shot-peening

不同噴丸處理試樣由表面向內部顯微硬度的分布如圖4所示。由圖4可見，噴丸后試樣表層的顯微硬度明顯升高，充分噴丸試樣表層硬度較基體高約30%。在距表面500 μm以內，充分噴丸試樣的顯微硬度均明顯高于未噴丸試樣和未充分噴丸試樣，充分噴丸試樣噴丸對硬度的影響深度最大，可達500 μm，未充分噴丸試樣高硬度層厚度約為250 μm，而未噴丸試樣表面機械加工對硬度的影響很小。噴丸所造成的硬度升高主要是由于材料塑性變形導致的加工硬化及殘余應力引起的。

圖4 不同表面噴丸處理試樣表層顯微硬度隨深度的變化Fig. 4 Micro-hardness on the cross-section along the depth of specimens with different shot peening treatments

不同表面噴丸處理試樣鹽霧腐蝕試驗結果如圖5所示。由圖5可見，三種表面狀態試樣的腐蝕規律基本一致，在最開始的2 d內腐蝕速率較高，而在第4天時，腐蝕速率降低，不同批次的試樣均表現出相同的試驗結果，這可能與表面腐蝕產物膜的形成及特性有關。當腐蝕進行到第8天時，腐蝕速率又有所增加， 8 d后試樣的平均腐蝕速率逐漸降低。在各個的試驗周期內，充分噴丸試樣的平均腐蝕速率均高于其他兩種試樣10%左右。而未噴丸試樣和未充分噴丸試樣的平均腐蝕速率沒有明顯差異，尤其是在腐蝕8 d以后。

圖6和圖7分別為不同表面噴丸處理試樣鹽霧腐蝕16 d和32 d清除腐蝕產物后表面形貌。由圖可見，在腐蝕至16 d時，不同表面噴丸處理試樣表面均表現為均勻腐蝕，未出現點蝕現象。且腐蝕至16 d時，噴丸所形成的凹坑不再明顯。腐蝕32 d時，試樣表面出現明顯的坑狀不均勻腐蝕，這種坑狀腐蝕形貌的出現，將破壞噴丸所形成的高硬度殘余壓應力層變成應力集中，降低輻板的疲勞性能。

圖5 不同表面噴丸處理試樣平均腐蝕速率隨時間的變化Fig. 5 Change of average corrosion rate with time for different shot peening treated specimens

(a) 未噴丸 (b) 未充分噴丸 (c) 充分噴丸圖6 不同表面噴丸處理試樣腐蝕16 d時表面形貌Fig. 6 Surface morphology of different shot peening treated specimens corroded for 16 days(a) without shot-peening (b) half-shot-peening(c) full-shot-peening

(a) 未噴丸 (b) 未充分噴丸 (c) 充分噴丸圖7 不同表面噴丸處理試樣腐蝕32 d時表面形貌Fig. 7 Surface morphology of different shot peening treated specimens corroded for 32 days(a) without shot-peening (b) half-shot-peening(c) full-shot-peening

由試驗結果可見，隨著噴丸程度的不同，試樣表面的粗糙度、殘余應力及塑性變形程度均有所不同，這些因素均會對材料的腐蝕性能產生一定的影響。試驗結果表明，噴丸程度越高，表面粗糙度越大，在表觀面積相同的情況下，與溶液接觸的實際面積越大。同時表面粗糙度越大，其表面凸出位置越多。Li等[7]使用原子力顯微鏡分析表面，波峰和波谷位置處電子的逸出功不同，在波峰附近的電子比在波谷附近的電子更容易丟失，使波峰處優先腐蝕，從而加速腐蝕。彭立濤等[8]研究表明，粗糙表面可以加大腐蝕電池的電動勢，從而引起或加快了金屬的電化學腐蝕，隨著反應的進行，表面凸出的材料被消耗，電動勢減小，腐蝕速率下降。Walter等[9]發現鎂合金在腐蝕發生的初始階段，腐蝕電流隨著表面粗糙度的增加而增加。因此，無論從實際反應面積還是從微觀電化學過程來看，表面粗糙度增加會導致腐蝕速率的增加。

噴丸屬于冷加工，使材料表層發生嚴重的塑性變形，形成組織強化層。金相觀察顯示，噴丸后試樣存在明顯的塑性變形層，在這個塑性變形區內，位錯密度增加。由于位錯可以看做是缺陷存在金屬的表面層，為金屬的腐蝕提供了更多的電化學活性位置[10]。孫建波[11]及Li[12]的研究均表明，強烈的冷變形使金屬材料的腐蝕電位略有降低，阻抗減小，塑性變形程度越大，腐蝕速率越大。噴丸后試樣的塑性變形程度遠高于未噴丸試樣，因此也腐蝕速率也相應增加。

噴丸后的試樣表面出現了高壓應力層。并且未充分噴丸試樣由于變形不均勻，噴丸點處形變的梯度較大，產生的殘余壓應力平均值大于完全噴丸試樣。殘余壓應力將原來存在于組織中的空位、顯微裂紋等缺陷一定程度壓合，阻礙腐蝕介質向基體內部的擴散[13-14]。從電化學角度看，殘余壓應力可以顯著減少金屬表面活化的位置，阻礙沿晶腐蝕的速率[15]。裂尖附近的壓應力可以推遲局部氫原子的進入，減輕氫脆，還能降低原有空洞張開的趨勢，抑制腐蝕的發展[16]?？梢?，殘余壓應力對腐蝕具有一定的抑制作用。因此表明噴丸狀態下材料的腐蝕受表面各種狀態的綜合影響，高的表面粗糙度和塑性變形促進腐蝕的發生和發展，而表面殘余壓應力則對腐蝕具有一定在抑制作用。在充分噴丸狀態下表面粗糙度和塑性變形最大，起到影響腐蝕過程的主導作用。在未充分噴丸材料中，表面粗糙度和塑性變形對腐蝕的促進作用與殘余壓應力的抑制作用基本相當，因此腐蝕速率與未噴丸試樣相差不多。

3 結論

(1) 在32 d鹽霧試驗周期內，充分噴丸試樣的平均腐蝕速率最大，未充分噴丸試樣和未噴丸試樣的腐蝕速率基本相當。當腐蝕時間較短時，不同噴丸狀態試樣均為均勻腐蝕，當腐蝕時間較長時(≥32 d)，開始出現明顯的坑狀腐蝕。

(2) 隨著噴丸程度的增加，試樣表面粗糙度、表層硬度、高硬度層深度及表層塑性變形程度均增加；而表面平均殘余壓應力則在未充分噴丸試樣中最高。

(3) 噴丸狀態下材料的腐蝕受表面各種狀態的綜合影響，高的表面粗糙度和塑性變形促進腐蝕的發生和發展，而表面殘余壓應力則對腐蝕具有一定的抑制作用。

[1] 楊才福,蘇航,惠衛軍,等. 高速列車用車輪鋼、軸承鋼和彈簧鋼的發展[J]. 機車電傳動,2003,S1:28-31.

[2] 陳剛,張磊,吳保橋,等. 噴丸處理對S形輻板車輪輻板表面周向殘余應力變化影響的試驗研究[J]. 安徽冶金,2009,24(4):1-2.

[3] REGOA R R,GOMES J O,BARROS A M. The influence on gear surface properties using shot peening with a bimodal media size distribution[J]. Journal of Materials Processing Technology,2013,213(12):2152-2162.

[4] 朱小明,黃紅波,俊林,等. 用XPS分析噴丸處理后800合金在強堿溶液中的腐蝕產物[J]. 中國腐蝕與防護學報,2004,24(4):213-217.

[5] ARAR V,HASHEMI B,YAZDI M R. The effect of shot peening on fatigue and corrosion behavior of 316L stainless steel in Ringer′s solution[J]. Surface & Coatings Technology,2010,204(21):3546-3551.

[6] 李明星. 噴丸對800合金腐蝕性能的影響[J]. 腐蝕與防護,2013,34(6):495-498.

[7] LI W,LI D Y. Influence of surface morphology on corrosion and electronic behavior[J]. Acta Materialia,2006,54(2):445-452.

[8] 彭立濤,王道明,鄭子濤,等. 表面粗糙度對鋅涂層防腐性能的影響[J]. 全面腐蝕控制,2011,25(6):29-31.

[9] WALTER R,KANNAN M B. Influence of surface roughness on the corrosion behavior of magnesium alloy[J]. Materials & Design,2011,32(4):2350-2354.

[10] 楊明康,王明德. 冷塑性變形對奧氏體冷加工強化型耐蝕合金腐蝕行為的影響[J]. 功能材料,1983,14(5):33-41.

[11] 孫建波,柳偉,路民旭. 塑性變形條件下16MnR鋼的CO2腐蝕電化學行為[J]. 材料工程,2009,1：59-63.

[12] LI W,LI D Y. Variations of work function and corrosion behaviors of deformed copper surfaces[J]. Applied Surface Science,2005,240(1):388-395.

[13] 張霞. 殘余應力的產生和對腐蝕開裂的影響研究[J]. 佳木斯大學學報:自然科學版,2008,26(2):182-184.

[14] ZHAO X,MRNROE P,HABIBI D,et al. Roles of compressive residual stress in enhancing the corrosion resistance of nano nitride composite coatings on steel[J]. Journal of Asian Ceramic Societies,2013,1:86-94.

[15] LIU X,FRANKEL G S. Effects of compressive stress on localized corrosion in AA2024-T3[J]. Corrosion Science,2006,48(10)：3309-3329.

[16] AHEMED M S,MURNROE P,JIANG Z,et al. Corrosion behavior of nanocomposite TiSiN coatings on steel substrates[J]. Corrosion Science,2011,53(11):3678-3687.

Influence of Surface Shot Peening Treatments on Corrosion Behavior of Wheel Steel

YIN Yan-jun1, XIAO Feng2, REN Xue-chong3

(1. National Center for Material Service Safety, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China; 2. Tyre and Wheel Company, Ma′anshan Iron and Steel Co., Ltd., Ma′anshan 243000, China)

Surface characteristics such as microhardness, roughness, microstructure and residual stress of the rolled railway wheel plate surfaces with different shot peening processes were tested. The salt spray corrosion test of wheel plate specimens with different surface conditions such as full-shot-peening, half-shot-peening and without shot-peening were performed. All the samples underwent uniform corrosion and the corrosion rate was the largest for the full-shot-peening specimen and similar for the other two specimens. The experimental results can be analyzed from the perspectives of the surface conditions such as surface roughness, plastic deformation and residual stress.

shot peening; surface roughness; residual stress; salt spray corrosion test

2014-03-06

國家自然科學基金(50901010; U1234207)

任學沖(1978-)，副研究員，博士，從事金屬材料服役性能研究，13426328515,renxchong@163.com

TG174

A

1005-748X(2015)01-0031-05