大耕深旋耕刀的制造工藝及其耐磨性

袁曉明，王宏宇，趙玉鳳，繆 宏，張瑞宏

（1.江蘇大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.揚州大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 揚州 225127）

秸稈全量還田保護性耕作是貫徹實施農(nóng)業(yè)可持續(xù)發(fā)展的一項基本國策［1－4］.根據(jù)我國長三角稻麥兩熟作業(yè)區(qū)農(nóng)藝要求，要實現(xiàn)秸稈無副作用全量還田，土壤的耕作深度需不低于20cm.［5－8］但是，我國目前使用的旋耕刀最大回轉(zhuǎn)半徑為260mm［9］，其耕作深度不足18cm，旋耕作業(yè)后作物生長層土壤中秸稈比例過高，由此引起后季作物出苗不齊、秸稈腐爛時與作物爭拔節(jié)肥等一系列問題，農(nóng)民對秸稈還田抵觸情緒嚴(yán)重［2－3，6］.國外生產(chǎn)大功率（耕深）旋耕機的廠商以歐洲和日本為主，如法國庫恩公司生產(chǎn)的一種EL 201－400型動力驅(qū)動方式旋耕機，其采用的是直柄鍛鋼刀，刀尖回轉(zhuǎn)半徑為300mm，最大旋耕作業(yè)深度達26cm.然而，一是由于進口旋耕機具價格昂貴，二是因為地理環(huán)境和種植作物差異較大，所以國外目前的大耕深旋耕刀均不適合我國國情［8］；因此，具有自主知識產(chǎn)權(quán)適于大耕深旋耕作業(yè)用旋耕刀的研制成為農(nóng)業(yè)機械制造領(lǐng)域迫切需要解決的關(guān)鍵問題之一.

1 大耕深旋耕刀制造工藝的提出

GB／T 5669—2008（旋耕機械：刀和刀座）規(guī)定，旋耕刀用材為65Mn或60Si2Mn，其制造的一般工藝為：鍛造成型后首先對旋耕刀進行整體淬火，然后對刀柄進行中溫回火處理、刀身進行低溫回火處理.［9－10］顯然，65Mn或60Si2Mn鋼制旋耕刀刀身整體經(jīng)淬火、低溫回火處理后獲得的組織為回火馬氏體，其硬度高、脆性大.高的硬度雖然保證了旋耕刀抗磨的要求，但也正是這一原因限制了旋耕刀的尺寸（回轉(zhuǎn)半徑）不能太大.

耕深加大后，旋耕刀除了要滿足表面抗磨要求，對其整體抗彎強度和韌性也提出了更高的要求.據(jù)粗略估計，耕深每增大20mm，旋耕刀抗彎強度須提高15%～20%.要滿足這一性能要求，大耕深旋耕刀須具有表硬心韌的組織結(jié)構(gòu).滲鉻處理是一種能夠獲得表硬心韌組織且具有良好工程適應(yīng)性的表面化學(xué)熱處理工藝，已廣泛應(yīng)用于工業(yè)模具及零部件的抗磨耐蝕改性中.［11－13］筆者所在研究團隊針對大耕深旋耕刀表硬心韌的性能要求，提出對旋耕刀“表面滲鉻—淬火—中溫回火（簡稱滲鉻熱處理）”的大耕深旋耕刀制造新工藝.［14］

圖1為大耕深旋耕刀結(jié)構(gòu)示意圖.滲鉻處理后，旋耕刀表面會形成一層具有良好抗磨耐蝕性的滲鉻層；同時，淬火、中溫回火使旋耕刀心部獲得回火屈氏體，可以較好地兼顧大耕深旋耕刀表硬心韌的要求，從而滿足大耕深旋耕作業(yè)需要.［15－18］

2 滲鉻熱處理后旋耕刀的組織

實驗材料為中國新?lián)徜摴旧a(chǎn)的65Mn鋼，其名義化學(xué)成分如表1所示.滲鉻劑為中國山東九星熱處理材料公司生產(chǎn)的粉末滲鉻劑.

圖1 大耕深旋耕刀結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of deep－tilling rotary blade

根據(jù)滲鉻劑生產(chǎn)廠家建議以及進行的優(yōu)化實驗，確定滲鉻熱處理工藝參數(shù)：滲鉻溫度為850℃，保溫時間為9h，空冷后將滲鉻處理后的試樣在850℃下油淬30min、420℃下中溫回火2h.

圖2為滲鉻熱處理后旋耕刀橫切面的SEM形貌.從圖2中可以看出，滲鉻熱處理后旋耕刀表面為厚度約10μm的滲鉻層，整個滲鉻層連續(xù)、均勻、致密；心部為典型的回火屈氏體組織.根據(jù)工程材料的一般知識可知，回火屈氏體組織的抗彎強度遠(yuǎn)高于回火馬氏體組織，且其脆性較回火馬氏體組織大幅下降；同時，表面滲鉻層為原位生成，幾乎不存在表層與基體的結(jié)合問題.

表1 65Mn鋼的名義化學(xué)成分Tab.1 Nominal composition of 65Mn steel

3 滲鉻熱處理后旋耕刀的耐磨性

摩擦磨損試驗使用日本UMT－2型摩擦實驗機，實驗條件：摩擦磨損實驗用試樣尺寸為10mm×10mm×6mm，加載載荷5N，室溫、干摩擦環(huán)境，對磨件為氮化硅球，回轉(zhuǎn)半徑為2mm，轉(zhuǎn)速為300r·min－1，實驗時間為20min.采用ADE Micro XAM 3DProfiler觀測磨痕三維形貌輪廓，利用自編程序計算磨痕截面面積，取3個磨損面積的平均值作為耐磨性指標(biāo).為了進行對比，將經(jīng)850℃下油淬30min、210℃下低溫回火2h（傳統(tǒng)旋耕刀制造工藝，簡稱低溫回火處理）的65Mn鋼試樣同期進行摩擦磨損實驗.

圖2 65Mn鋼滲鉻熱處理后橫切面的SEM形貌Fig.2 Cross－sectional SEM morphology of 65Mn steel after the chromizing heat treatment

3.1 摩擦系數(shù)

圖3是滲鉻熱處理態(tài)和低溫回火態(tài)試樣摩擦系數(shù)隨時間變化的關(guān)系曲線.從圖3中可以看出，滲鉻熱處理態(tài)試樣的摩擦系數(shù)在前600s呈現(xiàn)類似拋物線的規(guī)律，之后其值保持在0.45～0.5之間（圖3a）；低溫回火態(tài)試樣的摩擦系數(shù)在很短時間內(nèi)就進入穩(wěn)定階段，其值保持在0.6左右且在整個實驗周期相對穩(wěn)定（圖3b）.分析后表明：在相同實驗條件下，滲鉻熱處理態(tài)試樣的摩擦系數(shù)低于低溫回火態(tài)試樣，與其表面硬度不同有著直接的關(guān)系.低溫回火后，試樣表面硬度（HRC）為57.5（約相當(dāng)于HV0.1690）；而滲鉻熱處理后，試樣表面硬度達到HV0.11 307.6.試樣表面硬度提高，表面塑性變形抗力增大，試樣表面在與對磨件摩擦?xí)r趨于光滑，有利于摩擦系數(shù)的下降.

3.2 磨痕形貌

圖3 兩種試樣摩擦系數(shù)隨時間變化的關(guān)系曲線Fig.3 Two kinds of friction coefficient changing with time

圖4為低溫回火態(tài)和滲鉻熱處理態(tài)試樣磨痕的SEM形貌.從圖4中可以看出，滲鉻熱處理態(tài)試樣磨痕表面分布有大量的黑色黏附物（圖4a），對其進行EDS（energy distribution spectrum）分析后發(fā)現(xiàn)其中含有大量的Si，由此可以推斷黑色黏附物為對磨件氮化硅球的轉(zhuǎn)移物，表明滲鉻熱處理態(tài)試樣在與氮化硅球?qū)δミ^程中以黏著磨損為主；低溫回火態(tài)試樣磨痕表面呈現(xiàn)出典型的“犁溝”特征，表明其在與氮化硅球?qū)δミ^程中以磨粒磨損為主（圖4b）.由此可見，低溫回火態(tài)試樣磨痕兩側(cè)分布有氮化硅球的轉(zhuǎn)移物，是由于氮化硅球較脆而低溫回火態(tài)磨痕不規(guī)則所致，并非發(fā)生了黏著磨損.

圖4 兩種試樣磨痕的SEM形貌Fig.4 Two kinds of wear scar SEM morphology

3.3 磨痕截面輪廓及磨損量

圖5為低溫回火態(tài)和滲鉻熱處理態(tài)試樣的磨痕截面輪廓.從圖5中可以看出，無論是磨痕的寬度還是磨痕的深度，滲鉻熱處理態(tài)試樣均明顯小于低溫回火態(tài)試樣.此外，滲鉻熱處理態(tài)試樣的磨痕截面邊界光滑，而低溫回火態(tài)試樣的磨痕截面邊界呈鋸齒狀.這一結(jié)果不僅進一步證實了前述關(guān)于滲鉻熱處理態(tài)試樣摩擦系數(shù)降低的原因，而且更充分地表明低溫回火態(tài)試樣與氮化硅球?qū)δブ饕阅チＤp為主.

經(jīng)過計算，低溫回火態(tài)試樣的磨痕截面積為283.1μm2，滲鉻熱處理態(tài)試樣的磨痕截面積為115.4μm2.若以低溫回火態(tài)試樣的磨損情況為1，則滲鉻熱處理態(tài)試樣的相對磨損率僅為0.408.盡管摩擦磨損實驗條件與旋耕刀實際工作條件有一定的差異，但前述結(jié)果已能說明經(jīng)滲鉻熱處理后旋耕刀的耐磨性有較大的改善.

4 結(jié)論

1）采用“滲鉻處理—淬火—中溫回火”（簡稱滲鉻熱處理）工藝制造的旋耕刀具有典型的表硬心韌組織結(jié)構(gòu)，其表層為高硬度的滲鉻層，心部為高抗彎強度和韌性的回火屈氏體，能較好地兼顧大耕深旋耕作業(yè)對旋耕刀提出的表面抗磨和心部抗彎的性能要求.

圖5 兩種試樣的磨痕截面輪廓Fig.5 Two kinds of wear scar cross－sectional profile

2）經(jīng)滲鉻熱處理后，旋耕刀的耐磨性較傳統(tǒng)制造工藝（整體淬火—低溫回火）有了明顯提高.在與氮化硅球進行室溫干摩擦?xí)r，摩擦系數(shù)降低，磨損形式以黏著磨損為主，相對磨損率僅為低溫回火態(tài)試樣的0.408.

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