Fe-C-Mo-V堆焊合金的滾動三體磨粒磨損行為研究

段嘉旭 黃智泉 魏煒 高站起 李恒

摘要：通過熔化極氣體保護焊技術制備了Fe-C-Mo-V堆焊合金磨損試樣，基于滾動三體磨粒環境下進行了干砂橡膠輪磨損試驗，利用掃描電子顯微鏡、能譜分析、維氏硬度計等顯微分析和性能測試方法，對Fe-C-Mo-V堆焊合金熔敷金屬的磨損失重和磨痕形貌進行檢測與表征，研究了不同法向載荷條件下該熔敷金屬的磨損行為變化規律。結果表明：隨法向載荷的增加，磨損失重逐漸增加，但增幅逐漸變緩;磨損機制主要為磨粒對奧氏體基體的切削及VC硬質相和層片狀合金碳化物的破碎剝落;磨損后表面硬度隨法向載荷的增大逐漸增加，磨痕亞表面產生顯著的加工硬化，奧氏體基體轉變為馬氏體組織，材料的硬度增強，使得熔敷金屬在高載荷下表現出較好的耐磨性。

關鍵詞：Fe-C-Mo-V堆焊合金;法向載荷;磨粒磨損;加工硬化

中圖分類號：TG457? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）03-0022-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.03.04

0? ? 前言

隨著工業的不斷發展，機械零部件的負荷不斷加大，因而對制造及修復各類零部件的材料性能要求越來越高，從經濟性角度來看，開發高性能材料對行業的發展十分重要[1-2]。一般來說，同種合金系下的材料耐磨性與硬度密切相關，硬度越高的材料耐磨性也越好[3-4]。高釩高鉬的鐵基合金是近年來發展起來的一種新型耐磨合金系，通過冶金反應生成高硬度的VC、M3C、Mo2C等碳化物，可有效提高材料阻擋磨粒的顯微切削作用，憑借其優良的加工硬化性和優異的耐鑿削式磨料磨損性能得到廣泛應用。用高釩高鉬合金鑄造出的顎式破碎機顎板、錘頭、襯板和轉子體等零件，在高載荷工況下，使用壽命得到大幅提高，其耐磨性是高鉻鑄鐵的3～5倍、高錳鋼的10倍以上[5-7]。目前有大量鑄造狀態下的高釩高鉬合金的研究成果，而在焊接狀態下的高釩高鉬合金僅在組織構成方面有少量研究，并且缺少對特定磨損條件下磨損行為的研究。

文中利用熔化極氣體保護焊技術制備Fe-C-Mo-V熔敷金屬，通過在滾動三體磨粒環境下的干砂橡膠輪磨損試驗，研究了熔敷金屬的三體磨粒磨損行為變化規律，并分析其機理。

1 試驗材料及方法

堆焊用焊絲為鄭州機械研究所有限公司自制的直徑φ1.6 mm的Fe-C-Mo-V氣保護藥芯焊絲，堆焊母材為規格220 mm×160 mm×25 mm的Q235鋼板，焊接電壓30～32 V，焊接電流280～320 A，使用三層五道擺動堆焊的方法，相鄰焊縫焊接方向相反，焊接速度為3.3 mm/s，保護氣為φ（Ar）95%+φ（CO2）5%，每條焊縫寬度為25～30 mm，總厚度為8～10 mm。堆焊合金熔敷金屬的主要化學成分如表1所示。

通過電火花切割技術在堆焊完成后的試板上切取76 mm×25 mm×12 mm的磨損試樣，所用實驗機設備為濟南張家口泰華機械廠生產的型號為 MLG-130的干砂橡膠輪磨損試驗機，試驗相關參數如表2所示。磨損試驗加載的載荷是通過杠桿原理使橡膠輪和試樣間具有一定的法向接觸載荷，即在杠桿一端放置試樣，另一端加載砝碼。試驗過程中，松散的石英砂磨粒從噴砂嘴傾瀉于試樣受磨面與橡膠輪之間。一方面新鮮磨粒受自身重力及旋轉橡膠輪的帶動研磨試樣表面，另一方面，部分粘附于橡膠輪輪面上的舊磨粒亦會重復參與磨損，形成復雜的滾動三體磨粒磨損系統。預磨800轉后稱重記為磨損前質量，之后進行3 000轉的正式磨損，使用AL204型分析天平計算熔敷金屬的磨損失重精確至0.000 1 g，每個參數重復5次試驗，計算失重的平均值。使用Uitima IV型X射線衍射儀檢測熔敷金屬的物相組成。采用Phenom XL G2臺式掃描電鏡拍攝試樣磨痕表面形貌。

2 試驗結果及分析

2.1 組織分析

根據文獻[8]的研究結果[8]可知，熔敷金屬的顯微組織為奧氏體基體、層片狀M3C（M=Fe、Mo）、Mo2C等的共晶復合物組織以及彌散分布的團球狀VC硬質相，熔敷金屬的金相圖片如圖1所示。磨粒磨損是指材料硬度Hm比磨粒硬度Ha低得多時（即Hm/Ha<1），材料會發生受到磨粒的充分磨損[8]。試驗測得堆焊合金熔敷金屬的顯微硬度為840～920 HV0.3，石英砂的硬度1 000～1 200 HV0.3，由于奧氏體基體的硬度低于石英砂磨粒的硬度，因此在試驗過程中磨粒能夠對試樣造成充分磨損。

2.2 熔敷金屬磨損試驗結果

根據干砂橡膠輪磨損試驗的磨損原理，在滾動三體磨粒磨損環境下，熔敷金屬與旋轉的橡膠輪表面線接觸，因此在受磨面留下的磨痕呈現出凹坑形狀，表現為熔敷金屬的磨損損失[9-10]。不同法向載荷條件下熔敷金屬的磨損失重及磨痕深度變化情況如圖2所示。由圖2可知，隨著法向載荷的提高，試樣受到的法向擠壓應力增大，造成磨粒對受磨面更為深刻的磨損切削，因此造成磨損失重和磨痕深度的增大。此外，磨損失重和磨痕深度隨法向載荷的變化趨勢相似，即隨著載荷的增加，測量結果增長幅度逐漸降低。這說明在高法向載荷下，熔敷金屬表現出較好的耐磨性，能夠抵抗磨粒大幅侵蝕，宏觀上表現為降低材料流失的幅度。

2.3 磨痕微觀形貌分析

根據磨損失重變化趨勢，在130 N出現增幅轉變點，因此取三個典型法向載荷下（70 N、130 N、190 N）的磨痕形貌用掃描電子顯微鏡進行檢測分析，結果如圖3所示。由圖3a可知，由于磨粒的強擠壓切削作用，磨痕表面存在大量無方向性的切削犁溝、大量黑色片狀剝落坑和淺灰色的圓形剝落坑，且隨著法向載荷的增加，犁溝數量逐漸減少，僅存在少量短而深的長犁溝，圓形小剝落坑數量增加，黑色片狀剝落坑面積增加。由圖3a可知，在70 N載荷下，磨粒滾動磨損造成的磨痕塑性變形嚴重，在切削作用下的磨痕上產生邊緣清晰且數量較多的長犁溝。這是由于奧氏體基體的硬度低于磨粒的硬度，具有較好的塑性及韌性，從而容易被磨粒切削產生較深的長犁溝。隨著載荷的增加，在190 N載荷條件下（見圖3c），犁溝數量減少，且大部分為較淺的短犁溝，但也存在少量較深的犁溝。同時還觀察到磨痕表面圓形坑剝落坑數量增加。圖3c中EDS面掃描結果如圖4所示。可以看出，黑色圓形剝落坑有大量V元素，說明圓形小剝落坑應為VC破碎后留下的坑洞。當磨粒切削材料時，奧氏體基體被磨損產生塑性變形，隨著磨損進行，磨粒被高硬度的VC所阻擋，抑制切削進行，同時由于VC與基體組織結合處存在應力集中，無法有效支撐VC硬質相，在磨損過程中VC破碎剝落，增大載荷造成剝落坑的數量增加。此外，在片狀剝落坑內檢測到大量的Si、O元素，說明此處存在石英砂的粘附作用，且隨著法向載荷的增加，石英砂粘附現象明顯，造成黑色片狀剝落坑面積及數量增加。結合組織構成和磨痕形貌分析可知，隨著法向載荷的增加，磨損失重下降和磨痕上犁溝數減少，其原因是由于密集分布的VC硬質相阻礙了磨粒在材料表面的滾動，減少了奧氏體基體由于切屑造成的材料流失，起到了耐磨作用，因此犁溝深度和數量下降，VC剝落坑的數量增加。磨損機制主要為磨粒對奧氏體基體的切削以及VC硬質相和層片狀共晶碳化物的破碎剝落，且隨著載荷的增加，剝落趨勢增加[11]。

2.4 磨痕表面硬度測量及亞表面微觀形貌分析

對試樣磨損前及不同法向載荷的磨損條件下熔敷金屬表面磨痕硬度進行檢測和對比，如圖5a所示，熔敷金屬磨損后的磨痕表面硬度顯著高于磨損前的，說明在磨損過程中熔敷金屬發生了顯著的加工硬化。此外，根據磨痕硬度增長趨勢，可以看出法向載荷的增加有助于提高加工硬化程度。圖5b為不同法向載荷下磨痕硬度Hm與磨粒硬度Ha的比值，可以看出，在磨粒磨損期間，隨著載荷的增大，Hm與Ha比也在不斷增加，當載荷超過160 N時，其硬度比值已大于1，這說明在高法向載荷下，石英砂磨粒被擠壓破碎，無法對基體材料造成充分磨損，對熔敷金屬的切削侵蝕作用減弱[12]，因此，熔敷金屬在高法向載荷下具有良好的耐磨性。

預磨面及三個典型法向載荷下（70 N、130 N、190 N）磨痕亞表面在掃描電子顯微鏡下的微觀形貌如圖6所示。亞表面奧氏體基體經過反復磨損產生嚴重的塑性變形，少量奧氏體基體轉變為馬氏體組織，且晶粒細化。在滾動三體磨粒環境下，在磨損初期，磨粒對熔敷金屬表現出較強的切削能力，但隨著磨損的加劇，奧氏體基體不斷被磨粒切削塑變，熔敷金屬的加工硬化程度也逐漸明顯，在磨損后期，熔敷金屬對石英砂磨粒逐漸表現出耐侵蝕性。此外，隨著法向載荷的增加，奧氏體基體組織加工硬化效果顯著，磨粒侵蝕作用減弱[13-14]。由于VC硬質相以及層片狀碳化物較為密集，協同作用形成保護網，可有效阻擋石英砂磨粒帶來的滾動切削磨損，保護了基體組織，抑制材料的流失，因此熔敷金屬的磨損失重隨著載荷的增加，增幅逐漸變緩。

3 結論

（1）Fe-C-Mo-V堆焊合金熔敷金屬磨損機制主要為石英砂磨粒對奧氏體基體的切削及VC和層片狀碳化物的破碎剝落，且隨著法向載荷的增加，剝落趨勢增加。

（2）法向載荷的增加雖加劇了磨粒擠壓熔敷金屬的切削磨損作用，但密集分布的VC硬質相和層片狀共晶碳化物協同作用，保護了基體組織，阻礙了磨粒在材料表面的滾動切削，抑制了材料的流失。

（3）Fe-C-Mo-V堆焊合金熔敷金屬磨損后表面硬度隨法向載荷的增大逐漸增加，磨粒的切削作用導致材料亞表面產生顯著的加工硬化，有形變馬氏體組織出現，增強了材料表面的硬度，使得熔敷金屬在高載荷下表現出較好的耐磨性。

參考文獻：

蔣旻， 栗卓新， 王英杰， 等. 含釩耐磨堆焊合金的組織與性能[J]. 中國機械工程， 2008（13）： 1621 - 1625.

Hou T P，Li Y，Wu K M. Effect of high magnetic field on alloy carbide precipitation in an Fe-C-Mo alloy[J]. Journal of Alloys and Compounds，2012（527）：240-246.

Velikanova T A，Karpets M V，Kuprin V V，et al. Manganese-like metastable phases in the Fe-Mo system：Experimental study and thermodynamic modeling.I.crystalline state of Fe-Mo melt-spinning alloys[J]. Powder Metallurgy and Metal Ceramics，2010（49）：1-2.

韓明儒，魏世忠，韓華，等. 新型高釩耐磨合金的組織性能與工程應用[J]. 熱加工工藝，2015，44（24）：13-15.

Wieczerzak K，Bala P，Stepien M，et al. Formation of eutectic carbides in Fe-Cr-Mo-C alloy during non-equilibrium crystallization[J]. Materials and Design，2016（94）：61-68.

冒志偉，楊可，李嘉琪，等. Nb和N對Fe-Cr13-C堆焊層金屬耐磨性能的影響[J]. 電焊機，2020，50（8）：31-34，137.

高源，楊可，許紅祥，等. 馬氏體不銹鋼耐磨焊條及其性能[J]. 電焊機，2017，47（3）：119-123.

黃智泉，段嘉旭，楊威，等. 沖擊能量對Fe-C-Mo-V堆焊合金抗磨粒磨損性能的影響[J]. 焊接學報，2020，41（12）：80-85.

王振廷，孟君盛. 摩擦磨損與耐磨材料[M].黑龍江：哈爾濱工業大學出版社，2013.

Yu Runzhen，Chen Yong，Liu Shengxin，et al. Abrasive wear behavior of Nb-containing hypoeutectic Fe-Cr-C hardfacing alloy under the dry-sand/rubber-wheel system[J]. Materials Research Express，2019，6（2）：026535.

黃智泉，張永生，禹潤縝，等. 載荷對Fe-Cr-C-Nb堆焊合金松散磨粒磨損行為的影響[J]. 粉末冶金技術，2019，37（1）：23-29.

Zhou Z F，Shan Q，Jiang Y H，et al. Effect of nanoscale V2C precipitates on the three-body abrasive wear behavior of high-Mn austenitic steel[J]. Wear.，2019（436-437）：203009.

朱志明，范開果，劉晗，等. 殘余應力對鋼軌焊接接頭落錘試驗性能的影響[J]. 焊接學報，2017，38（4）：55-58，131.

Huang L，Deng X T，Jia Y，et al. Effects of using （Ti，Mo）C particles to reduce the three-body abrasive wear of a low alloy steel[J]. Wear.，2018（410-411）：119-126.