Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn易切削不銹鋼潤滑滾動磨損機(jī)理研究

何銀花，王發(fā)展,，王 哲，王永嘉，焦 煒，韓雙宗

(1 西安建筑科技大學(xué) 材料與礦資學(xué)院，西安 710055；2 西安建筑科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，西安 710055)

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Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn易切削不銹鋼潤滑滾動磨損機(jī)理研究

何銀花1，王發(fā)展1,2，王 哲1，王永嘉2，焦 煒2，韓雙宗2

(1 西安建筑科技大學(xué) 材料與礦資學(xué)院，西安 710055；2 西安建筑科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，西安 710055)

采用潤滑滾動磨損實(shí)驗(yàn)測試Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn易切削不銹鋼的表面摩擦磨損特性。比較不同磨損時間球珠作用下合金表面磨損形貌、體系硬度、摩擦因數(shù)和磨損體積的差異，并對其潤滑滾動磨損機(jī)理進(jìn)行深入研究。結(jié)果表明：磨損啟動期，合金表面磨損性能相對穩(wěn)定，在MnS和Pb等易切削相交互作用下，合金表面犁削底部開始產(chǎn)生裂紋；磨損穩(wěn)定期，合金表面性能逐漸變化，犁削底部裂紋持續(xù)生長，交織的裂紋開始產(chǎn)生片狀或塊狀凸起物；磨損失效期，合金表面潤滑膜和剝落物大量脫落，剝落物形成磨料磨損，犁削逐漸貫通消失，合金表面體系相結(jié)構(gòu)快速瓦解。

Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金；微觀組織；潤滑滾動磨損；易切削不銹鋼

隨著現(xiàn)代制造業(yè)智能自動化趨勢的快速發(fā)展，高精密和高效率的加工方式對材料的切削性能要求越來越高[1-3]，其中易切削相的結(jié)構(gòu)和分布對材料加工有較大影響[4-6]。Fe-Te-Pb-Mn合金作為一種的新型易切削不銹鋼材料，當(dāng)易切削相彌散分布于基體中時，該合金表現(xiàn)出優(yōu)良的切削加工性能，在諸如筆頭材料[7,8]、汽車零件[9-11]、精密儀表[12,13]等高精度加工領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用價值。但由于該合金凝固時Pb相和MnS相偏析情況比較嚴(yán)重[7]，Pb作為一種固體潤滑劑和硬度較高的MnS交互影響下，用作筆頭材料書寫時，球珠與合金發(fā)生油墨環(huán)境下的潤滑滾動磨損，易切削相的存在對合金性能有很大影響，其潤滑滾動磨損過程尚需深入研究。

近年來，各種新型多相合金的摩擦磨損特性研究備受關(guān)注。Zhu等[14]研究了不同Pb含量對Al-Pb二元合金在干、油滑動摩磨損的影響，發(fā)現(xiàn)Pb具有降低合金磨損的特性。Pourasiabi等[15]研究了不同淬火工藝對Mn-Ni-Cu-Mo合金磨損性能的影響，表明合金表面的氧化層強(qiáng)烈影響其磨損性能。王振生等[16]研究了高溫條件下NiAl-Cr(Mo)-Ho-Hf共晶合金的磨損特性，表明隨著溫度的升高，共晶合金與潤滑膜的強(qiáng)度降低導(dǎo)致潤滑膜剝落，加劇了合金表面的磨損。楊建恒等[17]對Ti6Al4V合金高速干滑動摩擦磨損特性進(jìn)行了研究，分析了摩擦表面溫度對合金體系相結(jié)構(gòu)的影響。但是, 關(guān)于存在難互溶相的易切削不銹鋼在球珠油墨環(huán)境下的潤滑滾動磨損機(jī)理研究和分析還鮮有報(bào)道。

本工作以Fe-Te-Pb-Mn易切削不銹鋼為研究對象，對其顯微組織、體系硬度、摩擦因數(shù)和磨損體積進(jìn)行了測試與研究，首次揭示了Fe-Te-Pb-Mn合金在油墨潤滑條件下的滾動磨損過程，并分析了其潤滑滾動磨損機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)采用純鐵、鉻鐵、特硅、錳鐵、鉬鐵、硫鐵、鉛粒、銻粒等作為原料在感應(yīng)爐中熔煉澆注成型后電渣重熔得到φ0.5m×2m的圓柱體不銹鋼鋼錠，通過鍛造開坯、熱軋、冷拉、退火、酸洗等工序拉拔成φ2.3mm的成品線材，不銹鋼主要成分見表1。

表1 實(shí)驗(yàn)用鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

實(shí)驗(yàn)所用材料分別為中性筆頭用基體材料(成分見表1)和中性筆頭用球珠(主要成分為WC)。為了模擬真實(shí)書寫情況，通過反復(fù)測試得到平均書寫力為1.56N，書寫角為60°，書寫速率為5cm/s。實(shí)驗(yàn)采用GHT-1000E摩擦磨損試驗(yàn)儀測試合金的摩擦磨損性能，摩擦副接觸方式為球/塊滾動接觸；配副球試樣為中性筆頭用球珠(尺寸為0.5mm的球體)，下試塊為橫/縱向的中性筆頭用線材(橫向試塊尺寸為φ2.3mm×5.0mm，縱向截面尺寸為10mm×2.3mm×1.2mm)，橫/縱向截面分別為φ2.3mm的圓面和10mm×2.3mm矩形面；施加于中性筆頭球珠的載荷為1.56N且夾角為60°做圓周運(yùn)動，旋轉(zhuǎn)直徑為8mm，滑動速率為50mm/s，實(shí)驗(yàn)時間為3h，摩擦環(huán)境為室溫下的中性油墨潤滑滾動磨損，如圖1所示。采用NanoMap-500LS 3D形貌輪廓儀測試合金的磨損體積；利用配置了能譜儀(EDS)的JSM-6390A型掃描電鏡(SEM)觀察合金的組織和摩擦表面形貌；硬度測試在HXS-1000A硬度計(jì)上進(jìn)行，每個式樣選取兩條垂直的對角線，各測量5個點(diǎn)后取平均值。

圖1 潤滑滾動磨損實(shí)驗(yàn)原理圖Fig.1 Schematic of lubricated rolling wear test system

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 組織形貌

圖2為Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金φ2.3mm線材的橫、縱向截面SEM圖像，從圖2(a)中可以看出，合金中夾雜物數(shù)量眾多且分布較彌散，通過使用EDS能譜測試可知，Pb和Te相在基體中混合呈白色細(xì)小點(diǎn)狀分布，MnS體積較大呈圓形或橢圓形分布。圖2(b)為合金縱向SEM圖像，由圖可知，MnS相沿軋制方向呈鏈條狀拉伸，分布較為均勻；白色的Pb和Te相多分布于MnS相兩側(cè)，尖端沿線材軋制方向拉長。

2.2 潤滑滾動磨損性能

圖3為Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金表面摩擦因數(shù)隨潤滑滾動磨損時間變化的曲線。由圖3可以看出，潤滑滾動開始階段表面的摩擦因數(shù)緩慢增加，合金縱向截面較橫向截面的摩擦因數(shù)小；隨著球珠的反復(fù)潤滑滾動磨損，合金表面摩擦因數(shù)開始快速增加，當(dāng)磨損時間達(dá)到126min時，合金縱向截面超過橫向截面的摩擦因數(shù)且差距持續(xù)增大。

圖2 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金的SEM圖與能譜圖 (a)橫向截面;(b)縱向截面;(c)Pb能譜分析;(d)MnS能譜分析Fig.2 SEM images and energy spectrum analysis of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy(a)transversal direction;(b)vertical direction;(c)Pb EDS analysis;(d)MnS EDS analysis

圖3 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金在不同潤滑滾動磨損時間下的摩擦因數(shù)曲線Fig.3 Friction coefficient curves of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy at different time with lubricated rolling wear

圖4為油墨潤滑條件下球珠在Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金φ2.3mm線材的橫、縱向滾動磨損1h時，合金的表面形貌。由圖4可以看出， 由于潤滑滾

動磨損過程中有油墨形成的潤滑膜存在，合金表面粗糙程度較低，其橫、縱向截面有犁削產(chǎn)生且底部與邊緣處均有潤滑膜覆蓋，豎直方向截面受到的壓力較大，犁削底部產(chǎn)生裂紋擴(kuò)展。由于合金線材橫向截面致密性較好，合金中硬度較高的MnS相呈圓形或橢圓彌散分布(圖2(a))，裂紋深度較淺，但由于MnS相橫向尺寸較小，裂紋遇到MnS相后停止擴(kuò)展，能量在相鄰MnS相間的間隙富集而逐漸產(chǎn)生應(yīng)力集中，故形成裂紋數(shù)量較多；而縱向截面MnS相呈鏈條狀拉伸，其與基體接觸表面積較大，富集的能量沿MnS拉伸方向傳遞，加之鏈條狀Pb的塑性和連續(xù)性較好，具有固體潤滑劑的特性，應(yīng)力集中程度較輕使裂紋數(shù)量較少，但合金縱向截面致密性較低，故裂紋深度較深。分析圖4(a)的P1和圖4(b)的P2區(qū)域可得，F(xiàn)e-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金在潤滑滾動磨損啟動期，由于合金韌性良好，球珠在合金表面反復(fù)滾動過程中，次表面的合金產(chǎn)生多取向塑性變形，但合金在油墨形成的潤滑膜保護(hù)下，表面粗糙度較低，合金體系相結(jié)構(gòu)較穩(wěn)定；當(dāng)超過塑性變形勢壘后基體內(nèi)位錯逐漸塞積，裂紋源開始產(chǎn)生；隨著潤滑滾動磨損進(jìn)行，裂紋源逐漸形核并向表面擴(kuò)展，表面裂紋逐漸顯現(xiàn)。

圖4 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金潤滑滾動磨損1h時表面SEM圖 (a)橫向截面；(b)縱向截面Fig.4 SEM images of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy at 1h with lubricated rolling wear (a)transversal direction;(b)vertical direction

圖5為油墨潤滑條件下球珠在Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金φ2.3mm線材的橫、縱向滾動磨損2h時，合金的表面形貌。由圖5可以看出，合金表面裂紋數(shù)量持續(xù)增加。這主要是由于隨著滾動磨損時間的推移，硬度較大的球珠整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低，表面粗糙度增加使部分碎片可能存在離開球珠母體的趨勢，球珠變形使?jié)櫥瑵L動速度降低導(dǎo)致合金摩擦表面的潤滑膜開始呈剝落于合金表面趨勢，合金犁削底部產(chǎn)生的裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，并且多取向的裂紋開始發(fā)生交織，有片狀或塊狀凸起物產(chǎn)生。由于磨損啟動階段合金線材橫向截面裂紋較多，故穩(wěn)定磨損階段合金表面產(chǎn)生的凸起物較縱向截面多；但縱向截面裂紋持續(xù)擴(kuò)展并逐漸加深。分析圖5(a)的P3和圖5(b)的P4區(qū)域可得，F(xiàn)e-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金在潤滑滾動磨損穩(wěn)定期，由于裂紋源數(shù)量增多且持續(xù)多取向擴(kuò)展，持續(xù)的滾動磨損使?jié)櫥ら_始從合金表面剝落，潤滑膜的潤滑作用開始失效，在部分裂紋交織作用下，合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低，合金表面產(chǎn)生片狀或塊狀的凸起物，并逐漸向遠(yuǎn)離表面方向生長。

圖5 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金潤滑滾動磨損2h時表面SEM圖 (a)橫向截面；(b)縱向截面Fig.5 SEM images of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy at 2h with lubricated rolling wear (a)transversal direction;(b)vertical direction

圖6為油墨潤滑條件下球珠在Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金φ2.3mm線材的橫、縱向滾動磨損3h時合金的表面形貌。由圖6可以看出，合金表面體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性快速瓦解。這主要是由于隨著潤滑滾動磨損繼續(xù)進(jìn)行，伴隨著球珠表面的磨損，光滑度降低的球珠在合金表面形成滑動磨損趨勢，剝落于球珠的WC成為合金表面的磨損磨料，反復(fù)的滾動磨損和磨料磨損使?jié)櫥兟溆诤辖鸨砻娴某潭仍黾?，合金表面粗糙度增加?dǎo)致磨損情況逐漸加劇，由擴(kuò)展裂紋交織所形成的凸起物使合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低，大量裂紋交織和碎片開始剝落，導(dǎo)致合金表面相鄰犁削貫通使犁削逐漸消失，合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性快速降低；由于穩(wěn)定磨損階段合金線材橫向截面凸起物較多，故磨損失效階段產(chǎn)生的疲勞剝落較多。分析圖6(a)的P5和圖6(b)的P6區(qū)域可得，F(xiàn)e-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金在潤滑滾動磨損失效期，由于球珠整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低，其與部分剝落物可能成為磨損磨料，此磨損階段潤滑膜的大量剝落使?jié)櫥阅苁?，大量的片狀或塊狀碎片開始形成并逐層疲勞剝落，合金的表面間隙增大，表面質(zhì)量惡化，體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性快速瓦解。

圖6 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金潤滑滾動磨損3h表面SEM圖 (a)橫向截面；(b)縱向截面Fig.6 SEM images of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy at 3h with lubricated rolling wear (a)transversal direction;(b)vertical direction

圖7為Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金硬度和磨損體積隨潤滑滾動磨損時間變化的曲線。由圖7可以看出，潤滑滾動磨損啟動期，合金硬度和磨損體積曲線隨著潤滑滾動磨損時間的增加緩慢上升，如圖7(a)的Path I區(qū)域和圖7(b)的Path IV區(qū)域所示；潤滑滾動磨損啟動期合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較好，油墨潤滑條件下球珠在合金表面的反復(fù)滾動使合金產(chǎn)生多取向的塑性變形，反復(fù)的塑性變形使基體局部致密性增加，合金硬度和磨損體積緩慢增加；由于合金縱向截面有呈鏈條狀的MnS相存在，而減少了合金內(nèi)的應(yīng)力集中，合金的硬度和磨損體積較橫向截面要低且Path IV區(qū)域較Path I區(qū)域大。隨著磨損時間的推移，潤滑滾動磨損中期合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性逐漸開始降低，合金表面局部區(qū)域產(chǎn)生的裂紋增多，裂紋處和其周圍應(yīng)力集中處存在差異導(dǎo)致合金的穩(wěn)定性下降，合金局部硬度和磨損體積出現(xiàn)變化，合金機(jī)能出現(xiàn)失效趨勢；由于合金縱向截面處裂紋深度較深，交織的深裂紋較易產(chǎn)生片狀或塊狀凸起物，其潤滑滾動磨損穩(wěn)定期時間較橫向截面磨損時間短，如圖7(a)的Path II區(qū)域和圖7(b)的Path V區(qū)域所示。潤滑滾動磨損失效期合金體系相結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性開始瓦解，滑動磨損使大量裂紋在合金表面交織，產(chǎn)生大量的剝落物，剝落物的脫落使合金的硬度快速降低，磨損體積快速增加，合金機(jī)能快速失效，如圖7(a)的Path III區(qū)域和圖7(b)的Path VI區(qū)域所示。

圖7 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金硬度和磨損體積隨潤滑滾動磨損時間變化的曲線 (a)橫向截面；(b)縱向截面Fig.7 Wear volume and hardness curves of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy at different time with lubricated rolling wear(a)transversal direction;(b)vertical direction

2.3 潤滑滾動磨損機(jī)理

Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn合金在筆頭球珠潤滑滾動磨損直至材料體系相結(jié)構(gòu)瓦解過程主要經(jīng)歷六個階段，其機(jī)理如圖8所示。在潤滑滾動磨損啟動階段，球珠滾動在局部區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中，當(dāng)超過材料的斷裂韌性時，裂紋開始萌生(Zone I區(qū)域)；裂紋周圍的材料超過其有效屈服應(yīng)力后，裂紋前端就會屈服，產(chǎn)生塑性變形(Zone I虛線框內(nèi))；持續(xù)反復(fù)滾動，塑性變形程度增加，材料表面形成凸脊(Zone II區(qū)域)；隨著合金凸脊處塑性變形持續(xù)增加，材料凸脊處薄弱區(qū)域塑性變形較大，產(chǎn)生離開基體趨勢(Zone III區(qū)域)；當(dāng)超過材料的斷裂韌性后，材料表面開始產(chǎn)生疲勞剝落物(Zone IV區(qū)域)；剝落物離開機(jī)體后，附著于材料表面，成為磨損磨料(Zone V區(qū)域)；隨著潤滑滾動磨損時間的增加，筆頭體系相結(jié)構(gòu)開始失效，表面光滑度降低，加之磨損磨料的存在，反復(fù)滾動磨損使材料表面出現(xiàn)犁削(Zone VI區(qū)域)，材料表面體系相結(jié)構(gòu)快速瓦解，材料機(jī)能失效。

圖8 Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn潤滑滾動磨損機(jī)理示意圖Fig.8 Schematic of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy of lubricated rolling wear mechanism

3 結(jié)論

(1)潤滑滾動磨損啟動期，合金犁削底部開始產(chǎn)生裂紋源，裂紋逐漸向合金表面生長，相比橫向截面縱向截面的MnS降低了基體應(yīng)力集中，裂紋較少但較深，此階段合金表面摩擦因數(shù)較小，隨著磨損時間的增加其硬度和磨損體積緩慢升高。

(2)潤滑滾動磨損穩(wěn)定期，合金表面裂紋增多，犁削底部在多取向裂紋的交織作用下，有片狀或塊狀凸起物產(chǎn)生且潤滑膜有脫落趨勢，球珠表面光滑度降低，此階段隨著磨損時間的增加合金表面摩擦因數(shù)逐漸增大，其硬度變化相對穩(wěn)定而磨損體積增加幅度減緩。

(3)潤滑滾動磨損失效期，合金表面潤滑膜和剝落物大量脫落，球珠表面整體結(jié)構(gòu)破壞，在基體產(chǎn)生滑動磨損，剝落物形成磨損磨料，犁削逐漸貫通消失，合金表面體系相結(jié)構(gòu)快速瓦解，此階段合金表面硬度快速降低而摩擦因數(shù)和磨損體積快速增加。

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Lubricated Rolling Wear Mechanism Study on Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn Free-cutting Stainless Steel

HE Yin-hua1，WANG Fa-zhan1,2，WANG Zhe1，WANG Yong-jia2，JIAO Wei2，HAN Shuang-zong2

(1 College of Material and Mineral Resources，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China；2 School of Mechanical and Electrical Engineering，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China)

The friction and wear characteristics of Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn free-cutting stainless steel were investigated using a lubricated rolling wear testing apparatus. The wear morphology, hardness, friction coefficient and wear volume of alloy surface were compared in different wear time, its mechanism of lubricated rolling wear was studied further. The results show that, at the beginning of wear, the performance of alloy surface wear is relatively stable, under the interaction of free-cutting phase, such as MnS and Pb, that cracks occur at the alloy surface plough bottom; When the wear is stable, the performance of alloy surface changed gradually, the cracks of plough bottom continue growing, interweaved cracks begin to generate flake or block convex parts; When the wear is over, the alloy surface lubrication film and exfoliation numerous are flaking off, exfoliation formed abrasive wear, plough disappeared step by step, the alloy surface system is collapsed rapidly.

Fe-0.03Te-0.3Pb-0.9Mn alloy；microstructure；lubricated rolling wear；free-cutting stainless steel

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.10.014

TG146

A

1001-4381(2015)10-0085-06

十二五期間國家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2011BAE31B02)

2014-07-22;

2014-12-12

王發(fā)展(1966—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事易切削材料制備與摩擦磨損研究，聯(lián)系地址：西安建筑科技大學(xué)材料與礦資學(xué)院(710055)，E-mail: wangfz10_1@163.com