張宇航， 郭興春， 付彬國,， 董天順,， 李國祿,*

(1.河北工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院， 天津 300401； 2.泊頭市晟瑞鑄造產(chǎn)業(yè)技術(shù)研究有限公司， 泊頭 062150)

球墨鑄鐵是在20世紀(jì)50年代發(fā)展起來的一種高強(qiáng)度鑄鐵材料，以其接近鋼的綜合性能受到了各個(gè)領(lǐng)域的廣泛的應(yīng)用，如汽車、內(nèi)燃機(jī)、軌道交通等領(lǐng)域[1-2]。隨著中國的風(fēng)電和高鐵行業(yè)的迅速發(fā)展,對球墨鑄鐵的低溫性能有更高的要求，但普通球墨鑄鐵低溫沖擊韌性較差，在低溫服役環(huán)境中極易發(fā)生脆性斷裂。因此，在寒冷地區(qū)服役的設(shè)備部件如鐵路設(shè)備、風(fēng)電輪轂、底座等，都需要較高的低溫沖擊韌性，避免材料脆性斷裂造成事故損失。故研究開發(fā)低溫下高沖擊韌性球墨鑄鐵有著重要的意義。

目前，球墨鑄鐵的主要發(fā)展方向?yàn)榈蜏馗邲_擊韌性球墨鑄鐵。關(guān)于球墨鑄鐵低溫沖擊韌性的研究主要集中在球化率、化學(xué)成分、組織類型等方面[3-6]。其中石墨球的數(shù)量、大小及圓整度都影響著球墨鑄鐵的低溫沖擊韌性，而石墨球的這些特性是由凝固過程所決定的[7]。除此之外，添加合金元素Ni能細(xì)化晶粒，并且Si和Ni共同作用可以降低韌脆轉(zhuǎn)變溫度，從而提高低溫沖擊韌性[8-10]。如喻光遠(yuǎn)等[11]以高強(qiáng)高韌球墨鑄鐵材料QT500-7和QT600-7為研究對象，通過控制Ni、Cu、S含量，獲得了達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)的低溫性能。但是QT500-7和QT600-7基體中存在部分珠光體，所以相比于QT400-18L具有更高的強(qiáng)度。由于強(qiáng)度提升會(huì)導(dǎo)致低溫沖擊韌性下降，故需要通過退火消除珠光體、細(xì)化晶粒，以改善低溫沖擊韌性[9,12-14]。例如，季火績等[15]對QT400-18AL的低溫沖擊韌性進(jìn)行了研究，研究發(fā)現(xiàn)鑄態(tài)QT400-18AL基體中存在少量珠光體組織，但通過退火后，珠光體消失，基體為全鐵素體組織，并且低溫沖擊功相對鑄態(tài)試樣有所提高。研究表明，通過控制溫度、保溫時(shí)間和冷卻速率可對組織進(jìn)行調(diào)控，使組織及成分均勻化，從而提高低溫沖擊韌性。

盡管通過添加合金元素Ni和熱處理能夠使得低溫沖擊韌性有所提升，但是會(huì)導(dǎo)致生產(chǎn)工序煩瑣，提高生產(chǎn)難度，并增加材料成本，使經(jīng)濟(jì)效益降低。為了優(yōu)化生產(chǎn)工藝，促進(jìn)生產(chǎn)，現(xiàn)對鑄態(tài)全鐵素體球墨鑄鐵低溫沖擊韌性進(jìn)行研究，并分析其化學(xué)成分中C、Si含量對低溫沖擊韌性的影響，以期為完善其生產(chǎn)工藝及進(jìn)一步開發(fā)低溫球鐵鑄件提供參考。

1 試驗(yàn)材料及方法

原材料采用高純生鐵、廢鋼、增碳劑和硅鐵，熔煉在中頻感應(yīng)電爐中進(jìn)行，出爐溫度控制在1 500～1 530 ℃，采用沖入法球化處理，經(jīng)球化孕育處理后，鐵水的澆注溫度控制在1 360～1 420 ℃。試驗(yàn)需澆注Y形試塊，并采用呋喃樹脂砂造型，澆注時(shí)采用隨流孕育。澆注前，取少量鐵水澆注一個(gè)光譜試樣，供后期光譜分析鑄鐵化學(xué)成分。

圖1 腐蝕前鑄態(tài)樣品顯微組織Fig.1 Microstructure of as cast samples before corrosion

試驗(yàn)材料為3個(gè)化學(xué)成分不同的Y形單鑄試塊，將其進(jìn)行編號為1#、2#、3#，化學(xué)成分如表1所示。試驗(yàn)所需沖擊試塊及金相試樣在Y形試塊下部取樣，通過線切割將鑄態(tài)Y形試塊加工成標(biāo)準(zhǔn)V形缺口沖擊試樣和圓柱金相試樣，沖擊試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm，V形缺口角度為45°，深度為2 mm，底部曲率半徑為0.25 mm，尺寸偏差根據(jù)《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》(GB/T 229—2007)規(guī)定制備；圓柱試樣高為10 mm，直徑為20 mm。

表1 試樣化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of sample

圓柱試樣用于制備金相，先用砂紙粗化，然后用0.25 μm金剛石膏拋光，根據(jù)《球墨鑄鐵金相檢驗(yàn)》(GB/T 9441—2009)，利用OLYCIA M3型金相顯微系統(tǒng)，分別對1#、2#、3#圓柱試樣進(jìn)行球化分級和石墨球大小檢測，然后用4%硝酸酒精溶液腐蝕試樣，觀察其內(nèi)部金相組織。低溫沖擊試驗(yàn)按照《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》(GB/T 229—2007)進(jìn)行，用JBW-450CY沖擊試驗(yàn)機(jī)分別對1#、2#、3# V形缺口沖擊試塊在20、-20、-40、-60 ℃下進(jìn)行夏比擺錘沖擊試驗(yàn)。最后將試樣斷口用無水乙醇進(jìn)行5 min的超聲清洗，用JSM-6510A型號掃描電鏡觀察斷口形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 微觀組織分析

圖1分別為各個(gè)試樣經(jīng)4%硝酸酒精溶液腐蝕前的金相組織圖片，組織中石墨以球狀為主，并存在少量團(tuán)狀和絮狀。經(jīng)測定，1#、2#鑄態(tài)試樣中球化率為60%～70%，石墨球直徑為30～60 μm；3#試樣中球化率為70%～80%，石墨球直徑為15～30 μm。圖2顯示各個(gè)試樣的鑄態(tài)組織均由鐵素體、球狀石墨組成，晶粒均勻性較差，未觀察到珠光體存在。大量鐵素體組織會(huì)提升材料的沖擊韌性。

圖2 腐蝕后鑄態(tài)試樣顯微組織Fig.2 Microstructure of as cast specimens after corrosion

2.2 碳硅含量對低溫沖擊韌性影響

夏比擺錘沖擊試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，沖擊功隨

表2 沖擊試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Impact test results

圖4 2# 試樣在不同溫度下沖擊斷口宏觀形貌Fig.4 Macroscopic morphology of impact fracture of 2# specimen at different temperatures

溫度變化如圖3所示。結(jié)果表明，在室溫下，各個(gè)試樣的沖擊韌性比較相近，溫度降低至-60 ℃時(shí)也有同樣的規(guī)律。隨溫度的不斷降低，所有試樣的沖擊功均呈現(xiàn)不斷下降的趨勢。在-20、-40、-60 ℃，試樣沖擊值呈現(xiàn)出2#>3#>1#的規(guī)律，根據(jù)《球墨鑄鐵件》(GB/T 1348—2009)、《低溫鐵素體球墨鑄鐵件》(GB/T 32274—2015)得出，在室溫時(shí)，3種試樣均達(dá)到了單個(gè)試塊沖擊值大于9 J、平均沖擊值達(dá)到12 J的標(biāo)準(zhǔn)，而在-20 ℃時(shí)只有2#、3#試樣達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)，其他溫度下均未達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)。

圖3 沖擊吸收功隨溫度變化曲線Fig.3 Curve of impact absorbed energy versus temperature

通常情況下球墨鑄鐵中碳含量會(huì)影響石墨球大小及數(shù)量，碳含量以不出現(xiàn)石墨漂浮和白口為上下限。而硅是一種促進(jìn)石墨化并能抑制碳化物形成的元素。但碳含量過低和硅含量增加均會(huì)導(dǎo)致材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度升高，不利于材料的低溫韌性，并且硅碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)之比與材料沖擊韌性之間存在一定關(guān)系[16-17]。在實(shí)驗(yàn)中，材料碳含量為2#>3#>1#，硅含量與之相反，為2#<3#<1#，由此得出碳硅含量之比順序?yàn)?#<3#<1#，分析得出，在一定范圍內(nèi)，材料中碳含量增多，使低溫下材料沖擊韌性升高，隨硅碳含量之比的增多，低溫沖擊韌性呈下降趨勢。

圖5 -20 ℃下不同試樣沖擊斷口宏觀形貌Fig.5 Macro morphology of impact fracture of different samples at -20 ℃

圖6 不同溫度下3#沖擊斷口形貌Fig.6 The impact fracture morphology of sample 3# at different temperatures

2.3 沖擊斷口分析

由圖4和圖5可知，試樣在沖擊試驗(yàn)后斷面發(fā)生了一定量的宏觀塑性變形，缺口附近承受拉應(yīng)力，塑性變形后產(chǎn)生裂紋并開始擴(kuò)展，受沖擊部分區(qū)域受壓應(yīng)力，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到此區(qū)域時(shí)受阻，促使材料發(fā)生塑性變形。隨著溫度降低，斷口區(qū)域塑性變形程度逐漸降低，裂紋擴(kuò)展受到來自基體組織的阻力越來越小，斷口中暗灰色韌性斷裂區(qū)域逐漸減小，白亮區(qū)域脆性斷裂區(qū)域逐漸增加，最終導(dǎo)致材料由韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔?，斷口白亮?/p>

由圖6所示，在室溫下，斷口處石墨球數(shù)量最多，石墨球形狀飽滿，分布均勻。隨溫度降低，斷面亮度由暗逐漸變亮，石墨球數(shù)量逐漸減少，石墨球形狀及均勻性隨之較差。室溫下的沖擊斷口存在諸多凸起和凹陷，表面起伏不平，造成表面積增加，較多的石墨球數(shù)量導(dǎo)致斷口處亮度偏暗。除此之外，在斷面上可以觀察到大量的韌窩，因此，該斷口在室溫下表現(xiàn)出明顯的韌性斷裂特征。當(dāng)溫度為-20 ℃時(shí)，斷口表面起伏減小，有撕裂棱，韌窩數(shù)量明顯減少且變淺，出現(xiàn)解離面和河流紋，石墨球破碎數(shù)量增多，因此，斷口既有韌性斷裂特征，又存在脆性斷裂特征，結(jié)合-20 ℃宏觀斷口分析，屬韌脆混合斷裂。當(dāng)溫度降至-40 ℃時(shí)，斷口處韌窩進(jìn)一步變少變淺，解理面、河流花樣進(jìn)一步增多，裸漏石墨球減少，撕裂棱減少，斷裂方式以脆性斷裂為主。在-60 ℃下，斷口內(nèi)幾乎不存在韌窩及撕裂棱，斷口形貌顯示出大量的河流花樣和高低不一的解理面，此斷口為脆性斷裂。

隨溫度降低，低溫鐵素體球墨鑄鐵的沖擊韌性整體下降，其中在-20～-40 ℃區(qū)間內(nèi)沖擊韌性下降幅度較大。因此，材料的沖擊韌性還受韌脆轉(zhuǎn)變溫度影響。韌脆轉(zhuǎn)變溫度可以通過夏比沖擊試驗(yàn)進(jìn)行評估，即斷裂表面韌脆面積相等時(shí)的相應(yīng)溫度[18]。根據(jù)斷口形貌分析，在-40 ℃河流紋在斷面上占主導(dǎo)低位，脆斷面積占50%以上，因此韌脆轉(zhuǎn)變溫度在-40 ℃以上。綜上所述，低溫鐵素體球墨鑄鐵在不同溫度下沖擊韌性的高低與其斷裂方式有著密切的關(guān)系。

3 結(jié)論

針對寒冷地區(qū)鐵路、風(fēng)電對球墨鑄鐵低溫沖擊韌性的需求，制備了3組不同化學(xué)成分的鑄態(tài)全鐵素體球墨鑄鐵，研究了不同化學(xué)成分對低溫沖擊韌性的影響，并進(jìn)行斷口分析得到以下結(jié)論。

(1)碳硅含量與沖擊韌性存在一定的關(guān)系。3組不同化學(xué)成分試樣中，碳含量越高，硅含量越低，沖擊韌性就越高；沖擊韌性隨硅碳含量之比升高而降低。

(2)3組不同成分試樣中，2#試樣抗低溫沖擊性能最好，1#試樣最差。2#、3#試樣在室溫及-20 ℃時(shí)平均沖擊功均大于12 J，滿足國家標(biāo)準(zhǔn)中的使用要求，1#試樣僅在室溫下滿足國家標(biāo)準(zhǔn)，而3組試樣在-40 ℃和-60 ℃下平均沖擊功均未達(dá)到12 J，未能滿足國家標(biāo)準(zhǔn)中的使用要求。

(3)試樣的沖擊韌性隨溫度下降而降低，從室溫降至-60 ℃過程中，沖擊斷口斷裂特征由韌性斷裂到韌脆混合斷裂，最后變?yōu)榇嘈詳嗔选?20 ℃到-40 ℃沖擊韌性下降幅度較大，沖擊斷口的韌脆轉(zhuǎn)變溫度在-40 ℃以上。