觸變–塑變復(fù)合成形鑄鐵材料的耐磨損和抗腐蝕性能研究

李榮飛，羅倩，袁琳，祝澤林，周輝，張茂林，楊鵬，段悅洪，孟毅

觸變–塑變復(fù)合成形鑄鐵材料的耐磨損和抗腐蝕性能研究

李榮飛1，羅倩1，袁琳1，祝澤林2，周輝1，張茂林1，楊鵬1，段悅洪1，孟毅2

（1.中國石油集團(tuán)濟(jì)柴動(dòng)力有限公司成都?jí)嚎s機(jī)分公司，成都 610100；2.重慶大學(xué)，重慶 400044）

針對(duì)天然氣壓縮機(jī)用鑄鐵構(gòu)件服役環(huán)境惡劣的情況，研究一種提升其耐磨損和抗腐蝕性能的成形工藝。以天然氣壓縮機(jī)用FCD400鑄鐵材料為研究對(duì)象，通過熔融–冷卻試驗(yàn)和熱壓縮試驗(yàn)獲得FCD400鑄鐵材料在高溫條件下的固–液相變規(guī)律、半固態(tài)觸變成形性能、塑性成形性能?；谠撹T鐵材料性能建立合適的觸變–塑變復(fù)合成形工藝方案。通過二段熱壓縮試驗(yàn)開展FCD400鑄鐵材料的觸變–塑變復(fù)合成形的物理模擬，驗(yàn)證觸變–塑變復(fù)合成形的可行性。隨后，通過摩擦磨損試驗(yàn)和中性鹽霧腐蝕試驗(yàn)，對(duì)比觸變–塑變復(fù)合成形鑄鐵材料和原始鑄態(tài)材料的耐磨損和抗腐蝕性能，驗(yàn)證觸變–塑變復(fù)合成形的有效性。觸變成形階段變形量為12 mm且塑性成形階段變形量為20 mm的觸變–塑變復(fù)合成形FCD400鑄鐵材料具有更加精細(xì)的珠光體片層，以及更高的硬度和更好的耐磨性能。觸變成形階段變形量為20 mm且塑性成形階段變形量為12 mm的觸變–塑變復(fù)合成形FCD400鑄鐵材料具有更加離散且細(xì)小的球狀石墨，離散分布的細(xì)小球狀石墨對(duì)基體的撕裂作用更小并能夠減緩腐蝕速率。通過調(diào)節(jié)觸變–塑變復(fù)合成形工藝參數(shù)，能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)FCD400鑄鐵材料的耐磨損和抗腐蝕性能的主動(dòng)調(diào)控。

觸變–塑變復(fù)合成形；摩擦磨損；耐腐蝕性能；鑄鐵材料

隨著科技的快速發(fā)展，工程領(lǐng)域?qū)饘俨牧系氖褂脡勖约胺€(wěn)定性能提出了更高的要求。材料有斷裂、腐蝕和磨損3種破壞形式[1-2]。磨損現(xiàn)象廣泛存在于眾多的工業(yè)門類里，例如機(jī)械裝備、能源采集等領(lǐng)域。材料磨損造成的經(jīng)濟(jì)損失巨大，以2020年為例，美國約損失500億美元/年，德國約損失300億歐元/年[3-5]。磨損會(huì)造成機(jī)械老化，降低機(jī)械的精度和強(qiáng)度，并大大減少零件的使用壽命，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)鹕a(chǎn)事故，造成人員傷亡和巨大的經(jīng)濟(jì)損失。隨著工業(yè)的發(fā)展，耐磨鑄鐵需要在循環(huán)載荷、高沖擊載荷環(huán)境下仍然具有良好的耐磨性能[6]。腐蝕所造成的損失和危害在磨損之上，發(fā)達(dá)國家因材料腐蝕造成的損失占其GDP的2%～4%[7]。過去的研究大多是對(duì)經(jīng)過后處理的材料進(jìn)行性能對(duì)比分析。王學(xué)亮等[8]對(duì)幾種常見耐磨耐沖擊材料的綜合性能進(jìn)行了對(duì)比分析。王興富等[9]研究了深冷處理對(duì)鈷基合金摩擦磨損性能的影響。曹培等[10]研究了氮碳共滲高碳當(dāng)量鑄鐵的干摩擦磨損特性。蘇超然等[11]通過磨損試驗(yàn)研究了不同激光淬火方式處理后的球墨鑄鐵摩擦性能。另外，還有一些學(xué)者研究了石墨形態(tài)對(duì)鑄鐵性能的影響。李夢楠等[12]研究了不同蠕化率蠕墨鑄鐵的干滑動(dòng)摩擦磨損性能。張寶峰等[13]研究了變溫條件下石墨形態(tài)對(duì)缸套鑄鐵磨損性能的影響。在鑄鐵的冶煉工序里，宋延沛等[14]探索了不同變質(zhì)劑加入量對(duì)高合金耐磨白口鑄鐵組織和性能的影響，并有效提升了該鋼鐵材料在高應(yīng)力腐蝕工況下的力學(xué)性能和耐腐蝕磨損性能。上述研究并未從開發(fā)鑄鐵構(gòu)件成形制造新工藝的角度去提升其服役性能。半固態(tài)成形技術(shù)自20世紀(jì)70年代被美國麻省理工的學(xué)者開發(fā)以來，一直是金屬材料精密成形研究的熱點(diǎn)技術(shù)之一[15]。傳統(tǒng)半固態(tài)成形技術(shù)對(duì)金屬材料熔點(diǎn)和半固態(tài)溫度區(qū)間的要求苛刻，鋼鐵材料半固態(tài)成形的研究進(jìn)展緩慢[16]。半固態(tài)成形構(gòu)件成分偏析引發(fā)的組織性能不均勻也嚴(yán)重限制了鋼鐵材料半固態(tài)成形的工業(yè)應(yīng)用[17]。因此，開發(fā)一種既能夠有效利用鋼鐵材料半固態(tài)成形特性又能夠克服其溫度區(qū)間窄、熔點(diǎn)高等物性特點(diǎn)進(jìn)而制造出符合鋼鐵構(gòu)件服役要求的成形工藝是非常有必要的。

文中將半固態(tài)觸變成形與塑性成形有機(jī)結(jié)合，建立了鑄鐵材料的觸變–塑變復(fù)合成形工藝，通過探究觸變–塑變復(fù)合成形工藝參數(shù)對(duì)鑄鐵材料的宏觀幾何形狀和微觀組織形貌的影響機(jī)理，闡明工藝參數(shù)和組織形貌與鑄鐵材料力學(xué)性能之間的映射關(guān)系，有效改善鑄鐵材料的耐磨損和抗腐蝕性能，進(jìn)而為復(fù)雜鑄鐵構(gòu)件的加工制造提供全新的創(chuàng)新思路和理論支持。

1 試驗(yàn)

1.1 熔融–冷卻試驗(yàn)

天然氣壓縮機(jī)用FCD400鑄鐵原始材料的化學(xué)成分和微觀組織如表1和圖1所示。FCD400鑄態(tài)的微觀組織是由淺色的鐵素體基體和離散分布的球狀石墨組成的二相組織。從原始材料中切取高度和直徑分別為20 mm和10 mm的圓柱形試樣，將試樣加熱至1 380 ℃后停止加熱，讓試樣在氧化鋁坩堝內(nèi)部自由冷卻至室溫，使用一組K型熱電偶測量該試樣在熔融和冷卻過程中的溫度變化情況，如圖2所示。FCD400鑄鐵的液相線和固相線溫度分別為1 155 ℃和1 150 ℃，半固態(tài)溫度區(qū)間僅為5 ℃，可見該材料并不具備傳統(tǒng)半固態(tài)成形技術(shù)所要求的較寬半固態(tài)溫度區(qū)間。

表1 FCD400鑄鐵的化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of FCD400 cast iron wt.%

圖1 FCD400鑄鐵原始材料的微觀組織

圖2 熔融–冷卻試驗(yàn)中FCD400鑄鐵材料的溫度變化情況

1.2 熱壓縮試驗(yàn)

從FCD400鑄鐵原始材料中切取高度和直徑分別為45 mm和30 mm的圓柱形試樣。利用感應(yīng)線圈與機(jī)械伺服壓力機(jī)搭建熱壓縮試驗(yàn)平臺(tái)如圖3所示。將試樣加熱至既定溫度并保溫1 min后，借由一副圓柱形氮化硼陶瓷模具對(duì)試樣進(jìn)行壓下量為32 mm的熱壓縮變形。熱壓縮試驗(yàn)的工藝參數(shù)與行程–載荷數(shù)據(jù)均由計(jì)算機(jī)系統(tǒng)控制并記錄。

圖3 熱壓縮試驗(yàn)及觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)裝置

1.3 觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)

觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)使用與熱壓縮試驗(yàn)相同的試驗(yàn)平臺(tái)與控制系統(tǒng)，分別在FCD400鑄鐵材料的半固態(tài)成形溫度區(qū)間和塑性成形溫度區(qū)間對(duì)試樣進(jìn)行二段壓縮，如圖4所示。觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)的工藝參數(shù)與行程–載荷數(shù)據(jù)均由計(jì)算機(jī)系統(tǒng)控制并記錄。

圖4 觸變–塑變復(fù)合成形工藝示意圖

1.4 摩擦磨損試驗(yàn)

如圖3b所示，利用線切割將觸變–塑變復(fù)合成形試樣切成尺寸為30 mm×20 mm×3 mm的長方體，然后用砂紙將待磨損表面打磨至1000目。使用布魯克UMT–TriboLab多功能摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)開展摩擦磨損試驗(yàn)，選用硬度為65HRC的GCr15鋼珠作為摩擦副。摩擦磨損試驗(yàn)正壓力為5 N，摩擦頻率為4 Hz，摩擦?xí)r間為30 min，磨痕長度為10 mm。使用布魯克GT–K白光三維輪廓儀的掃描功能測量摩擦磨損試樣的損失體積，并得到試驗(yàn)過程中的摩擦因數(shù)曲線。使用JEOLJSM–7800F場發(fā)射電子顯微鏡及附帶的能譜儀（EDS）觀察和分析經(jīng)磨損后試樣表面磨痕的磨損形貌與元素分布情況。

1.5 鹽霧腐蝕試驗(yàn)

如圖3b所示，利用線切割從觸變–塑變復(fù)合成形試樣上切取尺寸為30 mm×20 mm×3mm的長方體試樣，將切取后的試樣放置在鹽霧腐蝕箱中，每2 h觀察一次，拍照記錄鐵板的腐蝕情況，并測量鐵板的腐蝕面積。

2 結(jié)果與分析

2.1 熱壓縮試驗(yàn)

熱壓縮試驗(yàn)獲得的不同變形條件下FCD400鑄鐵的真應(yīng)力–真應(yīng)變曲線如圖5所示。FCD400鑄鐵的真應(yīng)力數(shù)值隨著成形溫度的升高和應(yīng)變速率的降低而降低。FCD400鑄鐵在800、900、1 000、1 100 ℃為固態(tài)，在1 150 ℃為半固態(tài)。固態(tài)FCD400鑄鐵的成形特性符合傳統(tǒng)金屬材料塑性成形特性，在較高成形溫度和較低的應(yīng)變速率條件下具有較高的塑性成形性能。半固態(tài)FCD400鑄鐵坯料的成形特性主要包括固相的滑動(dòng)和液相向自由表面的流動(dòng)，因此，半固態(tài)坯料比固態(tài)坯料的變形抗力更低。同時(shí)，較低的應(yīng)變速率為液相外流提供了更長的時(shí)間，因此采用更低的應(yīng)變速率會(huì)導(dǎo)致更嚴(yán)重的液相偏析。

圖5 不同變形條件下的FCD400鑄鐵的真應(yīng)力–真應(yīng)變曲線

基于上述分析，提出了FCD400鑄鐵的觸變–塑變復(fù)合成形工藝，其設(shè)計(jì)原則如下：首先，在充分利用半固態(tài)材料良好流動(dòng)性的前提下，避免液相偏析引起組織性能不均勻；其次，在充分利用固態(tài)塑性變形消除組織缺陷、提升力學(xué)性能的前提下降低對(duì)設(shè)備成形力的要求。因此，在半固態(tài)觸變成形階段采用較高的應(yīng)變速率抑制液相偏析，在塑性成形階段采用較低的應(yīng)變速率降低成形載荷。

2.2 觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)

由于FCD400鑄鐵的半固態(tài)溫度區(qū)間較窄，因此只選用單一的觸變成形溫度和塑性變形溫度，分別為1 152 ℃和1 000 ℃。由于觸變–塑變復(fù)合成形試驗(yàn)的整體變形量（32 mm）較大，因此觸變成形和塑性變形的變形量分別在20、16、12 mm中進(jìn)行排列組合。不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣在塑性成形前后的微觀組織如圖6所示。所有試驗(yàn)條件下獲得的FCD400鑄鐵試樣都表現(xiàn)為由深色的珠光體基體、黑色的球狀石墨、包裹在石墨周圍的淺色鐵素體組成的三相微觀組織。當(dāng)觸變成形階段壓下量較大時(shí)，F(xiàn)CD400鑄鐵試樣的微觀組織會(huì)發(fā)生一定的扭曲，這是由半固態(tài)組織中的固相隨著坯料整體幾何形狀變化而產(chǎn)生的翻轉(zhuǎn)及滑動(dòng)造成的，如圖6a所示。在隨后的塑性變形階段，無論是球磨鑄鐵還是包裹在球磨鑄鐵以外的鐵素體均呈現(xiàn)出垂直于壓縮變形方向拉長的形貌，這是由坯料發(fā)生的塑性變形引起的，如圖6d所示。隨著觸變成形階段壓下量的不斷減少和塑性變形階段壓下量的不斷增加，一方面觸變成形后微觀組織產(chǎn)生的扭曲逐漸減?。ㄈ鐖D6b和6c所示），另一方面塑性變形后球磨鑄鐵和鐵素體的變形量也逐漸增加（如圖6e和6f所示）。使用掃描電子顯微鏡（SEM）對(duì)不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣（依據(jù)壓下量分配，分別命名為20–12、16–16、12–20）的珠光體基體部分的微觀組織進(jìn)行觀察，如圖7所示。可以看出，塑性變形階段變形量較大的FCD400試樣中的珠光體片層更加精細(xì)。

圖6 采用不同工藝參數(shù)觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣在塑性成形前后的微觀組織

圖7 采用不同工藝參數(shù)觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣中珠光體基體部分的掃描電子顯微鏡照片

2.3 摩擦磨損試驗(yàn)

利用白光輪廓儀測量得到20–12、16–16和12–20試樣在橫向距離為4.557 mm時(shí)的磨損體積量分別為663 949、553 086、2 002 406 μm3。在每段磨損體積量相同的前提下，可求出每毫米的單位磨損體積量，其計(jì)算見式（1）。

=10('/1) (1)

式中：'為被測段磨損體積量；1為被測磨痕距離。

再根據(jù)式（2）計(jì)算出試樣在單位壓力下單位行程內(nèi)的磨損體積，即磨損率[18]。

=/(2)

式中：為正壓力；為試驗(yàn)過程所走總行程?？傂谐毯湍Σ令l率、摩擦?xí)r間、磨痕距離相關(guān)，其計(jì)算見式（3）。

=120(3)

將往復(fù)摩擦磨損試驗(yàn)參數(shù)代入式（3），最終得出FCD400鑄鐵的磨損率，20–12、16–16和12–20試樣的磨損率分別為6 103.0、3 653.5、1 685.7 μm3/J。從試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，觸變成形階段壓下量較大、塑性變形階段壓下量較小的試樣的耐磨損性能較差，磨損率較高。鑄鐵材料的基體組織在摩擦磨損的環(huán)境中起到支撐試樣整體的作用，也是主要被磨損的部分，所以珠光體基體組織的硬度對(duì)FCD400鑄鐵耐磨性能至關(guān)重要。選用顯微硬度計(jì)測量不同試樣的珠光體基體硬度，并將各試樣的硬度與其磨損率進(jìn)行對(duì)比分析，如圖8所示。隨著FCD400鑄鐵試樣維氏硬度的提高，其磨損率逐漸下降，也就是耐磨損性能提高。3種試樣的耐磨性能有較大差距，其中具有最高硬度的12–20試樣的耐磨性能最好，其磨損率大約為16–16試樣的1/2、20–12試樣的1/4。上述力學(xué)性能的差異是由各試樣的微觀組織特征決定的，如圖7c所示，12–20試樣具有極為細(xì)小的層片狀珠光體，以原生奧氏體晶界為邊界形成了具有方向性的片狀珠光體區(qū)域，其中極為纖薄的鐵素體層大體上呈平行分布，部分位置有扭曲、交叉分布的現(xiàn)象，這樣的珠光體組織為樣本帶來了較高的硬度和強(qiáng)度。如圖7b所示，16–16試樣則呈現(xiàn)出大量的片狀珠光體和一部分粒狀珠光體，珠光體呈斷續(xù)分布，有較大的空隙。如圖7a所示，在20–12試樣中可以看到極為粗大的初生奧氏體樹枝狀晶、大片的片狀珠光體，在和鐵素體交界的過渡區(qū)域還存在著大量的片層長度很短的片狀珠光體和粒狀珠光體。12–20試樣擁有更加細(xì)小的片狀珠光體基體，另外具有片狀組織形貌的珠光體的耐磨性優(yōu)于粒狀組織，這是因?yàn)槠瑺畋攘罹哂懈蟮谋砻娣e。因此，12–20試樣具有更大的維氏硬度和更好的耐磨性。

圖8 不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的維氏硬度和磨損率

使用掃描電鏡和EDS線掃描得到的各試樣磨痕處的形貌和元素分布如圖9和圖10所示。可以看到，20–12試樣和16–16試樣的磨痕表面有明顯的劃痕損傷以及犁溝的存在，并且伴有幾處較小的微裂紋，如圖9a和9b所示?；趫D10所示的16–16試樣磨痕處的線掃描分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，黑色坑洞處所對(duì)應(yīng)的Fe元素含量下降，且屢有起伏，而對(duì)應(yīng)的C元素則是出現(xiàn)幾個(gè)峰值，這表明此處的坑洞在未脫落前是石墨，發(fā)生磨損時(shí)，石墨首先發(fā)生脫落，形成一些凹坑，并且伴隨著摩擦副的運(yùn)動(dòng)，凹坑兩側(cè)發(fā)生了裂紋的延伸。線掃描分析表明，氧元素在磨痕左側(cè)出現(xiàn)峰值，說明此處由于摩擦生熱而發(fā)生了氧化反應(yīng)，形成的凸起顆粒在后續(xù)磨損中起到了硬質(zhì)點(diǎn)的作用。通過以上分析可知，觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵的磨損主要屬于磨粒磨損并伴有少許的氧化磨損。在塑性變形量更高的12–20試樣的磨痕中可以發(fā)現(xiàn)較多的塑性變形區(qū)，這是由于觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣是珠光體–鐵素體–球墨三相組織，在摩擦過程中既有硬度較高的磨屑，又有硬度較低的鐵素體基體。珠光體基體的硬度越高，越容易形成硬度高的磨屑，在載荷的作用下，壓入基體，形成犁溝。具備更加精細(xì)珠光體基體的12–20試樣的磨痕是以塑性變形為主，同時(shí)具有磨粒磨損的特征，未出現(xiàn)因氧化反應(yīng)形成的硬質(zhì)點(diǎn)顆粒。隨著摩擦過程的進(jìn)行，磨屑越來越多，其在垂直作用力下被壓進(jìn)鑄鐵基體，然后在水平作用力下擦傷基體，形成犁溝。

圖9 不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的磨痕形貌

圖10 使用EDS線掃描分析16–16試樣磨痕處的元素圖譜

為了能夠更加全面地分析FCD400鑄鐵試樣的磨損特征，文中引入磨損過程的摩擦因數(shù)對(duì)不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣在摩擦磨損試驗(yàn)過程中的磨損行為進(jìn)行研究。文中FCD400鑄鐵試樣與GCr15鋼摩擦副之間的摩擦因數(shù)的計(jì)算見式（4）。

=f/n(4)

式中：f和n分別是水平摩擦力和垂直正壓力。不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的摩擦因數(shù)如圖11所示。由圖11可知，3組試樣在摩擦的初始階段都有個(gè)急速增長的過程，尤其是20–12試樣，在前期摩擦因數(shù)甚至達(dá)到了0.9，然后迅速回落，在波動(dòng)中趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定在0.6左右。16–16試樣在前期達(dá)到靜摩擦因數(shù)的峰值后降到0.32左右，然后逐漸爬升至0.5，趨于穩(wěn)定。12–20試樣的摩擦因數(shù)最為穩(wěn)定，且數(shù)值僅有0.30左右。摩擦因數(shù)曲線前期較快地達(dá)到峰值點(diǎn)并迅速下降，而后期曲線逐漸趨于穩(wěn)定，這是摩擦過程的穩(wěn)定磨損階段[19]。結(jié)合磨痕分析發(fā)現(xiàn)，20–12試樣的磨損最為嚴(yán)重，所以其摩擦因數(shù)曲線最高，并且摩擦因數(shù)在0.6附近波動(dòng)較大。16–16試樣在穩(wěn)定磨損階段時(shí)，隨著磨屑的積累，摩擦因數(shù)越來越高，最終穩(wěn)定在了0.5。12–20試樣的磨痕最為光滑，這和它的摩擦因數(shù)僅為0.3是互相對(duì)應(yīng)的。3條曲線的波動(dòng)和摩擦過程中的氧化現(xiàn)象有關(guān)，在干摩擦環(huán)境下，F(xiàn)CD400鑄鐵試樣與GCr15鋼摩擦副之間產(chǎn)生的摩擦功和熱導(dǎo)致鑄鐵表面生成一層氧化膜。氧化膜能夠提高鑄鐵材料的耐磨性，但氧化膜在法向載荷和水平切向力的作用下容易被破壞。在摩擦磨損過程中，氧化膜的循環(huán)生成和破壞致使摩擦曲線產(chǎn)生波動(dòng)。由于12–20試樣在塑性變形過程中所承受的塑性變形量更大，12–20試樣的珠光體片層組織更加精細(xì)而致密，同時(shí)12–20試樣由于儲(chǔ)存了更大的變形能而具有更高的硬度，因此12–20試樣具有更好的抗磨損性能。

圖11 不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的摩擦因數(shù)

2.4 鹽霧腐蝕試驗(yàn)

在不同工藝參數(shù)下進(jìn)行觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的鹽霧腐蝕試驗(yàn)，每2 h進(jìn)行一次拍照觀察，各試樣的腐蝕情況及數(shù)據(jù)如圖12所示。

根據(jù)圖12可以發(fā)現(xiàn)，初始2 h，12–20試樣的腐蝕程度與另外2組相比較重，并且腐蝕程度隨試樣所受塑性變形量的增加而增大。腐蝕4 h后，雖然12–20試樣的腐蝕程度依舊高于另外2組試樣，但是3組試樣之間的差距在逐漸減小。當(dāng)腐蝕時(shí)間達(dá)到6 h時(shí)，3組試樣的腐蝕面積區(qū)域相同，同時(shí)達(dá)到了95%?？梢?，前2 h的腐蝕更重，所以量化的2 h腐蝕程度可以作為解釋鑄鐵試樣的微觀組織對(duì)其耐腐蝕性能影響規(guī)律的重要依據(jù)。在此之后的4 h，由于此前腐蝕過程中鑄鐵表面生成了鐵銹，減緩了金屬基體受到Cl?的進(jìn)一步侵蝕，鐵銹生成速率大大降低[20]，在實(shí)際使用過程中，鐵銹達(dá)到80%以上時(shí)，已經(jīng)對(duì)材料本身的力學(xué)性能造成嚴(yán)重的破壞，甚至?xí)斐闪慵?，所以以? h的試驗(yàn)結(jié)果為標(biāo)準(zhǔn)，分析3組試樣因?yàn)橛|變–塑變變形量配比不同而具有的不同耐腐蝕能力。根據(jù)圖6所示的微觀組織可知，不同工藝參數(shù)下觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣均含有由珠光體基體、球狀石墨和鐵素體構(gòu)成的三相組織。鹽霧腐蝕時(shí)，這種結(jié)構(gòu)會(huì)導(dǎo)致大量的鹽霧溶液沿著各相交接處滲透進(jìn)去，到達(dá)更深處，進(jìn)而發(fā)生電化學(xué)腐蝕。邊緣尖銳且密集分布的片狀石墨導(dǎo)致12–20試樣中的電子得失變得更加劇烈，因此該試樣的腐蝕程度更加嚴(yán)重[21]。20–12試樣具有更好的耐腐蝕性能是由于20–12試樣具有更加離散且細(xì)小的球狀石墨，離散分布的細(xì)小球狀石墨對(duì)基體的撕裂作用更小，并能夠減緩腐蝕速率。

圖12 采用不同工藝參數(shù)觸變–塑變復(fù)合成形的FCD400鑄鐵試樣的不同時(shí)間鹽霧腐蝕照片

3 結(jié)論

1）FCD400鑄鐵材料的半固態(tài)溫度區(qū)間較窄，該材料并不適合傳統(tǒng)的半固態(tài)成形。針對(duì)FCD400鑄鐵材料的觸變成形特性和塑性成形特性設(shè)計(jì)了觸變–塑變復(fù)合成形技術(shù)路線，并通過2道次熱壓縮試驗(yàn)驗(yàn)證了FCD400鑄鐵材料的觸變–塑變復(fù)合成形的可行性。

2）觸變–塑變復(fù)合成形FCD400鑄鐵試樣都呈現(xiàn)出由深色的珠光體基體、黑色的球狀石墨、包裹在石墨周圍的淺色鐵素體構(gòu)成的三相微觀組織。

3）觸變成形變形量為12 mm且塑性成形變形量為20 mm的觸變–塑變復(fù)合成形FCD400鑄鐵材料呈現(xiàn)出更加精細(xì)的片層珠光體組織，并具有更高的硬度和耐磨性。

4）觸變成形變形量為20 mm且塑性成形變形量為12 mm的觸變–塑變復(fù)合成形FCD400鑄鐵材料具有更加離散且細(xì)小的球狀石墨，離散分布的細(xì)小球狀石墨對(duì)基體的撕裂作用更小并能夠減緩腐蝕速率。

5）對(duì)觸變–塑變復(fù)合成形工藝參數(shù)進(jìn)行調(diào)節(jié)，能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)FCD400鑄鐵材料的耐磨損和抗腐蝕性能的主動(dòng)調(diào)控。

[1] 萬天一, 崔承云, 彭希超. 激光沖擊對(duì)灰鑄鐵熔凝層組織和性能的影響[J]. 稀有金屬, 2020, 44(9): 967-973.

WAN Tian-yi, CUI Cheng-yun, PENG Xi-chao. Microstructures and Properties of Melted Layer of Gray Cast Iron with Laser Shock Processing[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2020, 44(9): 967-973.

[2] 李衛(wèi). 中國鑄造耐磨材料的發(fā)展——兼介中國鑄造耐磨材料產(chǎn)業(yè)技術(shù)路線圖[J]. 鑄造, 2012, 61(9): 967-984.

LI Wei. Development of Casting Wear Resistant Materials in China[J]. Foundry, 2012, 61(9): 967-984.

[3] WEI Li. Effect of Microstructure on Impact Fatigue Resistance and Impact Wear Resistance of Medium Cr-Si Cast Iron[J]. Journal of Iron and Steel Research (International), 2007, 14(3): 47-50.

[4] 童文輝, 趙子龍, 王杰, 等. 球墨鑄鐵表面激光熔覆鈷基合金涂層的組織與性能[J]. 稀有金屬, 2017, 41(12): 1386-1390.

TONG Wen-hui, ZHAO Zi-long, WANG Jie, et al. Microstructure and Property of Laser Cladding Cobalt Based Alloy Coatings on Ductile Cast Iron[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2017, 41(12): 1386-1390.

[5] 盧靜, 嚴(yán)淑群, 閔小兵, 等. 高硬鐵基材料的耐磨性研究[J]. 熱加工工藝, 2018, 47(16): 80-83.

LU Jing, YAN Shu-qun, MIN Xiao-bing, et al. Investigation on Wear Resistance of High Hardness Fe-Based Material[J]. Hot Working Technology, 2018, 47(16): 80-83.

[6] 鄭歡, 胡鋒, 吳開明, 等. 耐磨鑄鐵研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào), 2020, 32(9): 759-770.

ZHENG Huan, HU Feng, WU Kai-ming, et al. Research Status and Development Trend of Abrasion Resistant Cast Iron[J]. Journal of Iron and Steel Research, 2020, 32(9): 759-770.

[7] 師素粉, 夏蘭廷, 李宏戰(zhàn). 鑄鐵材料在水環(huán)境中的腐蝕研究現(xiàn)狀[J]. 全面腐蝕控制, 2009, 23(2): 7-11.

SHI Su-fen, XIA Lan-ting, LI Hong-zhan. Present Status of Research on Corrosion of Cast Iron Material in Water Environment[J]. Total Corrosion Control, 2009, 23(2): 7-11.

[8] 王學(xué)亮, 王瑞國, 劉立艷, 等. 幾種常見耐磨耐沖擊材料的綜合性能對(duì)比分析[J]. 山東工業(yè)技術(shù), 2020(4): 46-52.

WANG Xue-liang, WANG Rui-guo, LIU Li-yan, et al. Comprehensive Performance Analysis of some Wear-Resisting and Impact Resistant Materials[J]. Shandong Industrial Technology, 2020(4): 46-52.

[9] 王興富, 李永剛, 李學(xué)楠, 等. 深冷處理對(duì)鈷基合金摩擦磨損性能的影響[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2022, 41(2): 306-310.

WANG Xing-fu, LI Yong-gang, LI Xue-nan, et al. Effect of Cryogenic Treatment on Friction and Wear Properties of Cobalt-Based Alloy[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2022, 41(2): 306-310.

[10] 曹培, 趙毅紅, 鄭志偉, 等. 半金屬基摩擦副下氮碳共滲高碳當(dāng)量鑄鐵干摩擦磨損特性[J]. 特種鑄造及有色合金, 2019, 39(12): 1354-1357.

CAO Pei, ZHAO Yi-hong, ZHENG Zhi-wei, et al. Dry Friction and Wear Characteristics of Nitrocarburized High Carbon Equivalent Alloy Gray Cast Iron under Semi-Metallic Material Matching[J]. Special Casting & Nonferrous Alloys, 2019, 39(12): 1354-1357.

[11] 蘇超然, 呂長樂, 師陸冰, 等. 激光離散淬火對(duì)球墨鑄鐵磨損與損傷性能的影響[J]. 表面技術(shù), 2018, 47(11): 85-90.

SU Chao-ran, LYU Chang-le, SHI Lu-bing, et al. Effect of Laser Dispersed Quenching on Wear and Damage Property of Ductile Iron[J]. Surface Technology, 2018, 47(11): 85-90.

[12] 李夢楠, 趙宇光, 謝同倫. 不同蠕化率蠕墨鑄鐵的干滑動(dòng)摩擦磨損性能[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2019, 33(S1): 366-368.

LI Meng-nan, ZHAO Yu-guang, XIE Tong-lun. Dry Sliding Friction and Wear Properties of Compacted Graphite Cast Iron Brake Drum[J]. Materials Reports, 2019, 33(S1): 366-368.

[13] 張寶峰, 盧熙群, 石玉峰, 等. 變溫條件下石墨形態(tài)對(duì)缸套鑄鐵磨損性能的影響[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2020, 41(4): 125-134.

ZHANG Bao-feng, LU Xi-qun, SHI Yu-feng, et al. Effect of Graphite Morphology on Wear Performance of Cylinder Liner Cast Iron under Variable Temperature[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2020, 41(4): 125-134.

[14] 宋延沛, 王悔改, 李麗, 等. 變質(zhì)處理對(duì)耐磨耐蝕鑄鐵組織及性能的影響[J]. 鋼鐵, 2019, 54(9): 106-109.

SONG Yan-pei, WANG Hui-gai, LI Li, et al. Effect of Modification Treatment on Microstructure and Properties of Wear and Corrosion Resistant Cast Iron[J]. Iron & Steel, 2019, 54(9): 106-109.

[15] ZHENG Li-jing, WANG Jian-ji, ZHANG Hu. Microstructural Evolution of Ti–47Al–2Cr–2Nb–0.8B Alloy Prepared by Semi-Solid Process[J]. Rare Metals, 2020, 39(11): 1262-1266.

[16] WANG Jia, XIAO Han, WU Long-biao, et al. Deformation Characteristic of Semi-Solid ZCuSn10 Copper Alloy during Isothermal Compression[J]. Rare Metals, 2016, 35(8): 620-626.

[17] WANG Chang-peng, TANG Ze-jun, MEI Hua-sheng, et al. Formation of Spheroidal Microstructure in Semi-Solid State and Thixoforming of 7075 High Strength Aluminum Alloy[J]. Rare Metals, 2015, 34(10): 710-716.

[18] IACOB G, GHICA V G, BUZATU M, et al. Studies on Wear Rate and Micro-Hardness of the Al/Al2O3/Gr Hybrid Composites Produced via Powder Metallurgy[J]. Composites Part B, 2015, 69: 603-611.

[19] 吳剛. 銷盤磨損試驗(yàn)的計(jì)算機(jī)仿真方法研究[D]. 武漢: 武漢理工大學(xué), 2003: 9-10.

WU Gang. The Study of Computer Simulation Method Based on Pin-on-Disc Wear Test[D]. Wuhan: Wuhan University of Technology, 2003: 9-10.

[20] 徐文清. 金屬活動(dòng)順序表與標(biāo)準(zhǔn)電極電位[J]. 高等函授學(xué)報(bào), 1998, 11(2): 34-35.

XU Wen-qing. Metal Activity Sequence Table and Standard Electrode Potential[J]. Journal of Higher Correspondence Education, 1998, 11(2): 34-35.

[21] 宮長蓮. 低合金耐海水腐蝕鑄鐵組織和性能研究[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2013: 10-13.

GONG Chang-lian. Research on Microstructure and Properties of Seawater Corrosion Resistant Low-Alloy Cast Iron[D]. Shenyang: Northeastern University, 2013: 10-13.

Wear Resistance and Corrosion Resistance of Cast Iron Material Processed by Thixo-Plastic Hybrid Forming Process

LI Rong-fei1, LUO Qian1, YUAN Lin1, ZHU Ze-lin2, ZHOU Hui1, ZHANG Mao-lin1, YANG Peng1, DUAN Yue-hong1, MENG Yi2

(1.Chengdu Compressor Branch of CNPC Jichai Power Co., Ltd., Chengdu 610100, China; 2.Chongqing University, Chongqing 400044, China)

This paper is to study the forming process to improve the wear resistance and corrosion resistance in view of the harsh service environment of natural gas compressors. Taking FCD400 cast iron material for natural gas compressor as research object, the solid-liquid phase transformation law, semi-solid thixoformability and plastic formability of FCD400 cast iron material at high temperature were obtained through melting-cooling test and thermal compression test. On the basis of the properties of the cast iron material, a suitable thixo-plastic hybrid forming process scheme was established. To verify the feasibility of the established thixo-plastic hybrid forming process, physical simulation of the thixo-plastic hybrid forming process of FCD400 cast iron material was conducted by double-pass thermal compression tests. Then, through friction and wear test and neutral salt spray corrosion test, the wear resistance and corrosion resistance of cast iron material and original as-cast material processed by thixo-plastic hybrid forming process were compared to verify the effectiveness of thixo-plastic hybrid forming process. The FCD400 cast iron material processed by thixo-plastic hybrid forming process with a deformation amount of 12 mm in the thixoforming stage and a deformation amount of 20 mm in the plastic forming stage has a finer pearlite layer, higher hardness and better wear resistance performance. The FCD400 cast iron material processed by thixo-plastic hybrid forming process with a deformation amount of 20 mm in the thixomorphic stage and a deformation amount of 12 mm in the plastic forming stage has more discrete and fine spheroidal graphite. The discrete distribution of fine spherical graphite has less tearing effect on the matrix and can slow down the corrosion rate. The wear resistance and corrosion resistance of FCD400 cast iron material could be adjusted actively byadjusting the forming parameters of thixo-plastic hybrid forming process.

thixo-plastic hybrid forming process; friction and wear; corrosion resistance; cast iron material

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.06.007

TH142.1

A

1674-6457(2022)06-0050-09

2021–09–27

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51975071）

李榮飛（1984—），男，工程師，主要研究方向?yàn)樘胤N鑄造。

孟毅（1983—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)榻饘偎苄猿尚巍?/p>

責(zé)任編輯：蔣紅晨