邢 帥 王立聞 楊凌云 武志廣 王 博 官雪梅 劉 標 蔡振兵

(1.中國原子能科學研究院 北京 102413；2.東方電氣股份有限公司 四川成都 611731；3.西南交通大學摩擦學研究所 四川成都 610031)

微動磨損是一種在受到微小振幅震蕩的接觸表面上發(fā)生的磨損現(xiàn)象[1]。微動會引起接觸表面和次表面材料性能變化，包括摩擦、磨損、塑性變形、氧化、裂紋成核和擴散[2]。在蒸汽發(fā)生器中，由于流體激勵產(chǎn)生的振動是傳熱管與其支撐結構發(fā)生微動磨損的主要原因[3]，嚴重時可能導致傳熱管泄漏或破損，危害極大[4]。因此有必要對換熱器傳熱管的微動磨損行為進行研究。

核電設備微動磨損研究的報道最早出現(xiàn)在20世紀60年代。ATTIA和MAGEL[5]對蒸汽發(fā)生器傳熱管長期磨損進行了研究，發(fā)現(xiàn)相鄰支座之間的動態(tài)相互作用對磨損能和磨損量有顯著影響。KIM和LEE[6]得出Inconel 690是比Inconel 600更好的耐磨性材料。KWON等[7]發(fā)現(xiàn)微動條件顯著降低了疲勞強度，在室溫和320 ℃條件下，107個循環(huán)時疲勞強度降低約70%。MI等[8]用Inconel 690合金在不同溫度(室溫和90、200、285 ℃)下進行了管/板接觸的微動磨損試驗，發(fā)現(xiàn)隨溫度的升高，磨損機制主要由分層磨損轉為分層與黏著磨損的結合，黏著轉移層能更好地保護表面。CAI等[9]研究了690合金管對304不銹鋼的沖擊微動磨損行為，發(fā)現(xiàn)水作為介質可顯著延緩沖擊裂紋的生成與分布狀態(tài)。ZHANG等[10]研究了Inconel 690管和1Cr13棒的高溫微動磨損行為，發(fā)現(xiàn)鉻鎳鐵合金管的損傷行為與大氣環(huán)境中載荷、位移幅值、溫度和激勵頻率密切相關。

在鈉冷快堆中，熱交換器傳熱管因流致振動也產(chǎn)生了與壓水堆傳熱管相似的微動磨損問題[11]。2.25Cr1Mo耐熱鋼具有良好的高溫強度和抗蠕變性能，其已在國外鈉冷快堆上得到廣泛應用[12]。目前，國內對鈉冷快堆結構材料如熱交換器傳熱管2.25Cr1Mo鋼在微動磨損方面的研究較少。而法向載荷是影響微動磨損的重要參數(shù)[13]，決定了微動接觸界面的應力、面積，不僅對材料的磨損性能有重要影響，而且可以改變微動的運行模式。因此，本文作者在常溫大氣下對傳熱管2.25Cr1Mo鋼進行了切向微動磨損試驗，主要研究了2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下的微動磨損機制和損傷演變規(guī)律。該研究成果可為核電站關鍵部件傳熱管的抗微動損傷提供理論依據(jù)。

1 試驗部分

試驗材料為2.25Cr1Mo鋼，其外徑為16 mm，內徑為11 mm，長為30 mm。其摩擦副材料為Gr5C12，長為20 mm，直徑為10 mm。表1給出了2.25Cr1Mo管與Gr5C12棒的主要化學成分。

表1 材料化學成分Table 1 Material chemical composition

試驗采用管-棒正交的點接觸方式。Gr5C12棒被固定，2.25Cr1Mo管做往復切向運動。試驗參數(shù)主要參數(shù)：溫度為室溫，法向載荷分別為10、20、30 N，位移幅值為50 μm，運動頻率為5 Hz[14]。試驗分為兩組，其中Test 1在上述參數(shù)下研究2.25Cr1Mo鋼在不同法向載荷(10、20、30 N)下的微動磨損機制，Test 2在上述參數(shù)下研究其在不同循環(huán)次數(shù)(1×102、1×103、1×104)下的微動損傷演變規(guī)律。每組試驗至少重復3次，以保證試驗結果的準確性。試驗結束后，采用KEYENCE超精細顯微鏡(OM)對磨痕的形貌進行分析。使用掃描電子顯微鏡(SEM，JEM6610LV)及其配置的能譜儀(EDS，X-MAX50 INCA-250)分析磨痕的微觀形貌并對局部微區(qū)化學成分進行分析。通過白光干涉儀(Bruker ContourGT-X3)測得接觸區(qū)的截面輪廓和三維形貌，并通過vision64軟件獲得磨損量與磨損深度。

2 結果和分析

2.1 微動圖分析

2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下的Ft-D曲線如圖1(a)所示。當載荷為10～20 N時，微動圖均為平行四邊形，說明微動運行于完全滑移區(qū)。在20 N時，微動模式有向混合區(qū)轉化的趨勢。當載荷增加到30 N時，微動圖趨于直線型，微動運行于部分滑移區(qū)。說明載荷的增加會改變2.25Cr1Mo鋼的微動模式[15]。不同循環(huán)次數(shù)下的Ft-D曲線如圖1(b)、(c)所示。當循環(huán)次數(shù)從1×102增加到1×104，無論法向載荷為20 N還是30 N，微動運行狀態(tài)都幾乎沒有變化。說明當載荷一定時，循環(huán)次數(shù)的增加對微動運行狀態(tài)的影響很小。

2.2 摩擦因數(shù)分析

2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下的摩擦因數(shù)如圖2所示。摩擦因數(shù)可分為3個階段：跑合階段、上升階段和穩(wěn)定階段。在跑合階段，由于試樣表面的氧化膜具有潤滑作用，不同載荷下的摩擦因數(shù)都較小[16]。在上升階段，由于試樣表面氧化膜被逐漸去除，摩擦副界面材料直接發(fā)生接觸并發(fā)生黏著與塑性變形，導致摩擦因數(shù)迅速上升并達到峰值。隨著循環(huán)次數(shù)增加，接觸界面磨屑剝落，剝落的顆粒在外加載荷的作用下被碾碎擠壓形成第三體層，其充當保護與減摩的作用，摩擦因數(shù)逐漸減小[17]。最后，磨屑不斷地形成和排出，形成了動態(tài)平衡，摩擦因數(shù)逐漸趨于穩(wěn)定。當載荷為10～20 N時，摩擦因數(shù)隨著載荷的增大而有一定上升，載荷為30 N時，摩擦因數(shù)最小。

圖2 不同載荷下摩擦因數(shù)隨循環(huán)次數(shù)的變化Fig.2 Variation of friction coefficient with fretting cycles under different loads

2.3 微動損傷機制分析

圖3所示為2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下的磨痕光學顯微鏡和電子顯微鏡形貌圖。當載荷為10～20 N時，磨痕表面出現(xiàn)分層剝落，表面分布有尺寸較大的剝落坑，以及平行于滑動方向的犁溝，如圖3(b)、(c)，(e)、(f)所示。此時，2.25Cr1Mo鋼的磨損機制主要為磨粒磨損和分層剝落。當載荷增大到30 N時，磨痕中部可觀察到小部分區(qū)域未被去除，如圖3(g)、(h)所示。此外，從圖3(i)發(fā)現(xiàn)材料發(fā)生黏著和材料塑性流動，說明在部分滑移區(qū)，黏著磨損和塑性變形是主要的磨損機制。結合Ft-D曲線，說明載荷的增加改變了微動的運行模式，進而改變了微動磨損機制。

圖4所示為2.25Cr1Mo鋼在不同循環(huán)次數(shù)下的損傷演變圖。當循環(huán)次數(shù)為1×102時，磨痕尺寸相對較小，磨痕中部可見少量磨屑堆積，如圖4(c)所示。達到1×103時，剝落坑面積更大，犁溝更明顯，如圖4(f)所示。當達到1×104時，磨痕在滑動方向明顯增寬，磨痕表面出現(xiàn)的剝落坑面積最大，材料表面磨損最為嚴重，如圖4(i)所示。說明載荷不變時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，2.25Cr1Mo鋼的磨損逐漸加劇，但微動損傷機制沒有發(fā)生變化。

圖4 不同循環(huán)次數(shù)下傳熱管磨痕形貌(F=20 N)：(a)—(c)n=1×102；(d)—(f)n=1×103；(g)—(i)n=1×104Fig.4 Wear scar morphology of heat transfer tube under different cycles(F=20 N)： (a)—(c)n=1×102；(d)—(f)n=1×103；(g)—(i)n=1×104

圖5(a)所示為2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下磨痕的EDS圖譜，所取能譜點對應圖3(c)、(f)、(i)內標星號的點?？梢园l(fā)現(xiàn)，當載荷為10～20 N時，氧含量逐漸增加，說明隨著載荷的升高氧化磨損逐漸加劇。當載荷為30 N時，因發(fā)生黏著磨損，材料磨損程度降低，所以氧含量略顯降低。圖5(b)所示的能譜對應圖4 (c)、(f)、(i)內標星號的點。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，氧含量逐漸上升。說明隨著循環(huán)次數(shù)的增加，氧化磨損逐漸加劇。

圖5 不同載荷和循環(huán)次數(shù)下磨痕的EDSFig.5 EDS of wear scar under different loads and fretting cycles： (a)under different loads and fretting cycle of 1×104； (b)under different fretting cycles and load of 20 N

2.4 磨損量分析

圖6所示為2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下磨痕的截面輪廓。當載荷為10～20 N時，磨痕左右兩端因磨屑的堆積而呈現(xiàn)較高的凸起；磨痕中部凹陷逐漸加深，并呈現(xiàn)出U形輪廓，這是完全滑移的典型特征[18]。當載荷為30 N時，磨痕中部出現(xiàn)較高的凸起峰，磨痕整體呈現(xiàn)W形，這是部分滑移的典型特征[18]。這進一步證明了載荷的增加會使2.25Cr1Mo鋼的微動模式發(fā)生改變。圖6(b)所示為2.25Cr1Mo鋼在不同循環(huán)次數(shù)下磨痕的截面輪廓?？梢园l(fā)現(xiàn)在不同循環(huán)次數(shù)下，磨痕截面均呈現(xiàn)出較為完整的U形輪廓。

圖6 不同載荷和循環(huán)次數(shù)下磨痕的截面輪廓Fig.6 Cross-section of wear scar under different loads and fretting cycles：(a)under different loads and fretting cycle of 1×104； (b)under different fretting cycles and load of 20 N

圖7(a)所示為2.25Cr1Mo鋼在不同載荷下的磨損面積與磨損深度。隨著載荷的增大，磨損面積先增加后減小，而最大磨損深度逐漸增大。30 N下的最大磨損深度比10 N下增加了48%，說明載荷對磨損深度的影響作用較大。如圖7(b)所示，磨損體積的變化規(guī)律與磨損面積相似，載荷為30 N下磨痕的磨損體積比20 N下降低了約36%，比10 N下升高了15%。磨損率隨著載荷的增大而逐漸減小，如圖7(b)所示。因此，完全滑移區(qū)的磨粒磨損將導致較大磨損量，而部分滑移區(qū)的黏著磨損可以減小材料的磨損。

圖7 不同載荷下磨痕的相關數(shù)據(jù)(n=1×104)Fig.7 Related data of wear scar under different loads(n=1×104)：(a)wear area and wear depth；(b)wear volume and wear rate

圖8(a)所示為2.25Cr1Mo鋼在不同循環(huán)次數(shù)下的磨損面積與磨損深度。磨損面積隨著循環(huán)次數(shù)增加而增加；最大磨損深度從循環(huán)次數(shù)1×102增加到1×103時的變化較小，說明試樣表面的氧化膜在初始階段對磨損有一定的保護作用；當循環(huán)次數(shù)到達1×103及以上時，試樣表面氧化膜被去除，磨損深度大幅增加。如圖8(b)所示，磨損體積隨著循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸增大；磨損率在初始階段較大，而隨著循環(huán)次數(shù)增加磨損率減小，這是因為第三體磨屑層的自潤滑作用對材料有一定保護作用，到達穩(wěn)定階段后，磨損進入一個相對緩慢的過程[17]。

圖8 不同循環(huán)次數(shù)下磨痕的相關數(shù)據(jù)(F=20 N)Fig.8 Related data of wear scar under different cycles (F=20 N)：(a)wear area and wear depth； (b)wear volume and wear rate

3 結論

(1)法向載荷增加會改變2.25Cr1Mo鋼的微動模式。載荷為10～20 N時，微動運行于完全滑移區(qū)；載荷為30 N時，微動運行于部分滑移區(qū)。在完全滑移區(qū)(10～20 N)，摩擦因數(shù)、磨損面積和磨損體積隨著法向載荷的增加而增加；部分滑移區(qū)(30 N)，摩擦因數(shù)、磨損面積和磨損體積均減小。

(2)法向載荷為10～20 N時，2.25Cr1Mo鋼的主要磨損機制為磨粒磨損、分層剝落以及氧化磨損；法向載荷為30 N時，2.25Cr1Mo鋼的主要磨損機制為黏著磨損、塑性變形和氧化磨損。

(3)載荷為20 N，微動模式和磨損機制不隨循環(huán)次數(shù)的變化而改變。最大磨損深度、磨損面積和磨損體積都隨著循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸增加，磨損率逐漸減小。