En este artículo se estudia el efecto de añadir una pequeña cantidad de zinc sobre la microestructura, la dureza y la resistencia a la fluencia a alta temperatura de Aleación babbitt SnSb8Cu4Se diseñó un dispositivo de prueba de fluencia por indentación con un indentador de extremo plano para caracterizar el comportamiento de deformación por fluencia de la aleación babbitt a una temperatura ambiente de 100 °C y diferentes cargas. Después de agregar 0.83 % en peso de Zn a la aleación SnSb8Cu4, una gran cantidad de partículas finas y dispersas de SnSb precipitaron en la matriz, y estas partículas tendieron a precipitar a lo largo de los límites de grano de la matriz de Sn. La fracción de volumen total de compuestos intermetálicos, a saber, partículas de Cu6Sn5 y SnSb, aumentó del 14.9 % al 21.2 %. Aunque el aumento de la dureza Brinell a temperatura ambiente no fue obvio, su resistencia a la fluencia mejoró significativamente. La adición de Zn redujo la solubilidad sólida de Sb en la matriz de Sn, lo que resultó en que más partículas de SnSb precipitaran a lo largo de los límites de grano, lo que jugó un papel de fijación en el deslizamiento del límite de grano durante la deformación por fluencia, lo que llevó a un aumento de la resistencia a la fluencia. En la etapa de fluencia en estado estacionario, la tasa de fluencia por indentación está relacionada exponencialmente con la tensión de indentación. Según los datos medidos, el índice de tensión de indentación de SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn es 2.95 y 2.73 respectivamente.

SnSb8Cu4 es una aleación babbitt típica a base de estaño, con una solución sólida a base de estaño como matriz, en la que se distribuyen partículas de fase dura como Cu6Sn5 y SnSb. Tiene excelentes propiedades de cumplimiento, incrustación y antiadherencia, y se utiliza a menudo como material de aleación de revestimiento de cojinetes para cojinetes deslizantes. El punto de fusión de la aleación babbitt es bajo y la temperatura de servicio normal es de 60~80℃, lo que equivale a 0.6~0.7Tm (punto de fusión de la aleación babbitt).
El servicio a largo plazo a esta temperatura es propenso a la deformación por fluencia. A medida que la industria moderna impone demandas cada vez mayores en la eficiencia de producción, el tiempo de servicio continuo de los cojinetes de aleación babbitt es cada vez más largo, y la acumulación de deformación por fluencia es cada vez mayor. Cuando la deformación por fluencia excede el espacio entre la carcasa del cojinete y el diámetro del eje, la carcasa del cojinete puede entrar en contacto directo con el diámetro del eje, lo que resulta en fricción seca y quemado de la carcasa del cojinete. Este modo de falla de la tolerancia a la deformación por fluencia representa una proporción cada vez mayor en el modo de falla de la carcasa del cojinete. Por lo tanto, mejorar la resistencia a la fluencia de la aleación babbitt se ha convertido en un tema importante para esta aleación. En términos generales, los métodos para mejorar la resistencia a la fluencia a alta temperatura de los materiales incluyen aumentar el tamaño del grano, la aleación, el fortalecimiento de la solución sólida o el fortalecimiento de la precipitación, etc., pero hay pocos informes sobre trabajos de investigación para mejorar la resistencia a la fluencia de la aleación babbitt.

Por otro lado, la prueba de rendimiento de fluencia de materiales metálicos generalmente se lleva a cabo utilizando muestras en forma de varilla de acuerdo con GB/T-2039 “Métodos de prueba de resistencia y fluencia por tracción de metales”, pero para la aleación babbitt, su estado de aplicación real es hacer una capa delgada de revestimiento de cojinete en la parte posterior de las carcasas de acero. Su método de moldeo y estructura organizativa son completamente diferentes de los de las muestras en forma de varilla utilizadas para la prueba de fluencia, por lo que los resultados de la prueba de las muestras en forma de varilla convencionales no se pueden aplicar directamente a las condiciones de trabajo reales. Qian Kangle et al. informaron un método de prueba de fluencia por indentación para revestimientos de cojinetes de aleación babbitt, es decir, se utiliza un penetrador plano de diámetro pequeño para aplicar directamente una cierta carga sobre la superficie del revestimiento de cojinetes de aleación babbitt y mantenerla durante un período de tiempo. Al medir la relación entre la profundidad de la indentación y la carga y el tiempo de retención, se puede estudiar cuantitativamente la resistencia a la fluencia del revestimiento de cojinetes de aleación babbitt. Dado que este método de prueba utiliza directamente la carcasa del cojinete real para la prueba, sus resultados son más valiosos como referencia para el diseño del cojinete.

Con el fin de estudiar el método para mejorar la resistencia a la fluencia de la aleación babbitt, este artículo pretende introducir una pequeña cantidad de zinc en la aleación babbitt SnSb8Cu4 y utilizar el método de ensayo de fluencia por indentación para estudiar su comportamiento de fluencia. Al mismo tiempo, con el fin de profundizar en la comprensión del mecanismo de resistencia a la fluencia de la aleación babbitt, se estudian en detalle la estructura metalográfica y la composición de fases de la aleación utilizando microscopía electrónica de barrido y difractómetro de rayos X.

Parte experimental

La solubilidad sólida de Zn en Sn a temperatura ambiente es de ~1%. Para evitar la formación de una fase eutéctica de Sn-Zn con un punto de fusión bajo, la cantidad de Zn añadida debe ser inferior al 1%. En este artículo se utiliza una adición de Zn del 0.9% como material. Se funden Sn, Sb, Cu, Zn y otros elementos puros en SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn según la proporción diseñada para la prueba comparativa. Para simular las condiciones de trabajo de la pieza de trabajo real, se funde la aleación Babbitt sobre el sustrato de acero para lograr el propósito de simular el cojinete real. El sustrato de acero utiliza acero 20 con un espesor de 20 mm y una longitud y un ancho de 100 mm × 100 mm. La composición real de las dos muestras se muestra en la Tabla 1.

Para mejorar la fuerza de unión entre la aleación Babbitt y el soporte de acero y mantenerla consistente con el proceso de fabricación del cojinete real, el bloque de acero se coloca previamente en líquido de estaño a 300 ℃ para el tratamiento de estañado (estañado por inmersión en caliente) antes de la fundición, y luego se funde la aleación Babbitt. Para obtener una capa de fundición de un cierto espesor, antes de la fundición, la parte inferior trasera de acero 20 se rodea con láminas de acero, que son ~20 mm más altas que la superficie de la parte inferior trasera de acero; la temperatura de precalentamiento de la parte inferior trasera de acero antes de la fundición es de 260 ℃, y la temperatura de la aleación babbitt es ~400 ℃ durante el proceso de fundición, y el espesor de fundición de la aleación babbitt es ~15 mm. Finalmente, la muestra fundida se corta en muestras de 40 mm × 40 mm × 35 mm, de las cuales la altura de 35 mm incluye una capa base de acero de 20 mm y una capa de aleación babbitt de aproximadamente 15 mm. La capa de aleación babbitt de las muestras cortadas de SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn se pule hasta un espesor de ~5 mm con papel de lija, luego se limpia con etanol, se seca con soplado y se corroe con una solución de etanol de ácido nítrico al 4% para la observación metalográfica. Utilizando 10 o más fotos metalográficas, la fracción de volumen de la fase precipitada se obtuvo mediante cálculo y análisis utilizando el software de análisis de imágenes relevante. La dureza Brinell se midió utilizando un probador de dureza Brinell DHB-3000 con una carga de 15.625 kg, un tiempo de retención de 15 segundos y un tamaño de cabeza de 2.5 mm. La prueba de fluencia por indentación se llevó a cabo en un horno de resistencia de calentamiento por resistencia a 100 °C, y el dispositivo de prueba de fluencia utilizado se muestra en la Figura 1. El penetrador de cabeza plana utilizado para la prueba de fluencia por indentación tenía un diámetro de 0.7 mm y las cargas fueron de 3 kg, 4.5 kg y 6 kg, respectivamente. Durante la prueba de fluencia, el experimento se detuvo según el tiempo establecido y se midió la profundidad de sangría utilizando un microscopio digital Keyence VHX-2000E.

Para el análisis de la fase física se utilizó un difractómetro de rayos X Shimadzu XRD-6100, y para el análisis metalográfico se utilizó un modelo de microscopio electrónico de barrido (SEM) de un microscopio electrónico de barrido de emisión de campo JEOL JSM7800F.

Resultados y discusión

Resultados experimentales

La Figura 2 muestra la microestructura de SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn bajo un microscopio metalográfico óptico. La microestructura de SnSb8Cu4 ha sido completamente estudiada en el país y en el extranjero, y las fases principales incluyen la fase de matriz β-Sn y las fases duras Cu6Sn5 y SnSb. De la Figura 2(a), se puede ver que en la estructura metalográfica de SnSb8Cu4, las delgadas dendritas Cu6Sn5 precipitadas en forma de estrella están incrustadas en la matriz Sn, y también se puede observar una pequeña cantidad de partículas de fase precipitada más pequeñas. De la Figura 2(b), se puede ver que en comparación con SnSb8Cu4, después de agregar una pequeña cantidad de elemento Zn a la aleación Babbitt, la proporción de partículas de fase precipitada granular en la matriz aumenta significativamente.

Las láminas de microscopio metalográfico se analizaron estadísticamente mediante un software de análisis de imágenes y se obtuvieron las fracciones de volumen de la fase dura precipitada en SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn, como se muestra en la Figura 3, que fueron 14.9% y 21.2%, respectivamente. La introducción de una pequeña cantidad de zinc resultó en un aumento del 42.3% en la fracción de volumen de la fase dura precipitada.

La figura 4 muestra los espectros de difracción de rayos X de las muestras de SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn, respectivamente. Al comparar con el espectro estándar, se puede ver que las dos muestras de aleación Babbitt con diferentes composiciones están compuestas por tres fases, a saber, la fase de matriz β-Sn y las fases duras Cu6Sn5 y SnSb.

La Figura 5 muestra la morfología de la estructura metalográfica de las dos aleaciones Babbitt bajo un microscopio electrónico de barrido. Después del pulido, las muestras se grabaron con una solución de alcohol de ácido nítrico al 4% y se obtuvieron imágenes utilizando señales de electrones retrodispersados. Como se puede ver en la Figura 5(a), en la muestra de SnSb8Cu4, hay dos tipos de fases de precipitación en la matriz: una fase de precipitación alargada más grande y una fase de precipitación granular fina equiaxial (aproximadamente de 2-5 µm de diámetro); después de agregar 0.83 % en peso de Zn, como se muestra en la Figura 5(b), la proporción de fase de precipitación granular fina aumenta significativamente. Después de una ampliación parcial de la Figura 5(b), se encuentra que una gran cantidad de partículas finas tienden a precipitar a lo largo de los límites de grano de la matriz de Sn, como se muestra en la Figura 5(c). La línea sólida en la Figura 5(c) es un diagrama esquemático del límite de grano.

La composición de la fase precipitada en la Figura 5 se analizó utilizando el espectrómetro de energía dispersiva (EDS) en el microscopio electrónico de barrido. Los resultados se muestran en la Figura 6. Se puede determinar que las fases precipitadas alargadas en el punto 1 en la Figura 5 (a) y la posición 3 en (b) son compuestos intermetálicos Cu6Sn5; las fases precipitadas granulares en el punto 2 en la Figura 5 (a) y la posición 4 en (b) son compuestos intermetálicos SnSb. Cabe señalar que, como se muestra en la Figura 6 (c), Cu6Sn5 en la muestra SnSb8Cu4Zn contiene zinc, lo que indica que el zinc puede estar enriquecido en partículas Cu6Sn5.

Se midió la dureza Brinell de las aleaciones SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn a temperatura ambiente, y los resultados se muestran en la Figura 7. Los valores de dureza Brinell son 21.7HBW y 25.1HBW, respectivamente, lo que indica que la introducción de Zn aumenta la dureza de SnSb8Cu4 en un 15.7%.

Se estudió el comportamiento de fluencia de dos muestras de aleación de babbitt, SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn, a 100 ℃ utilizando un dispositivo casero de prueba de fluencia por indentación. Se seleccionaron tres cargas constantes de 3 kg, 4.5 kg y 6 kg para la prueba de fluencia por indentación, y las tensiones correspondientes fueron 77, 115 y 153 MPa, respectivamente. La curva del cambio de la profundidad de indentación en función del tiempo de carga se muestra en la Figura 8.

En la Figura 8 se puede observar que con el aumento de la carga aplicada y el tiempo de carga, la profundidad de la sangría muestra una tendencia de aumento continuo. El aumento de la profundidad de la sangría se puede dividir en dos etapas: la primera etapa es la etapa de crecimiento rápido de la profundidad de la sangría, la tasa de fluencia (es decir, la pendiente de la curva) es muy alta, pero a medida que pasa el tiempo, la tasa de fluencia disminuye rápidamente; en la segunda etapa, la profundidad de la sangría aumenta linealmente con la extensión del tiempo de retención, que pertenece a la etapa de fluencia estable (fluencia de tasa constante). Además, debe tenerse en cuenta que, a diferencia de la prueba de fluencia de tracción tradicional, la curva de fluencia de sangría no tiene la etapa de fluencia acelerada final. El aumento anormalmente rápido de la tasa de fluencia en la etapa de fluencia acelerada final de la prueba de fluencia de tracción se debe a la reducción del área de la sección transversal efectiva de la muestra, mientras que la prueba de fluencia de sangría no tiene este problema.

La segunda etapa de fluencia por indentación ocupa la mayor parte del ciclo de fluencia. Por lo tanto, la velocidad de fluencia (es decir, la pendiente de la curva de fluencia) en esta etapa representa la resistencia a la fluencia de la aleación. Las velocidades de fluencia de las dos aleaciones de la Figura 8 bajo diferentes cargas se resumen en la Tabla 2.

Discusión

Para aplicaciones prácticas de ingeniería, primero se debe obtener la relación entre la velocidad de fluencia y la carga aplicada. En este experimento, la tensión de compresión (σ) se define como la carga (F) dividida por el área de la sección transversal del indentador (A), es decir, σ=F/A. Combinado con los resultados de la Figura 8, el comportamiento de fluencia de indentación en estado estacionario se puede expresar mediante la fórmula (1): 𝑑̇ = 𝑐𝜎'𝑛 (1)
En la fórmula (1), 𝑑̇ es la velocidad de fluencia, es decir, la velocidad de hundimiento del penetrador de cabeza plana, c es la constante de fluencia y n es el índice de tensión de indentación. Tomando el logaritmo de ambos lados de la fórmula (1), obtenemos la fórmula (2): 𝑙𝑔(𝑑̇) = 𝑙𝑔(𝑐) + 𝑛 ∙ 𝑙𝑔(𝜎) (2)
A partir de la fórmula (2), se puede ver que existe una relación lineal entre lg(𝑑̇) y lg(σ). Al colocar los datos de la Tabla 2 en el gráfico de coordenadas logarítmicas, se puede ver que existe una relación lineal obvia entre lg(𝑑̇) y lg(σ), como se muestra en la Figura 9, que se ajusta a la descripción de la fórmula (2). El ajuste lineal se realiza en estos puntos de datos en la Figura 9. La pendiente de la línea de ajuste es el índice de tensión de fluencia por indentación n de la muestra de aleación babbitt correspondiente. La constante de fluencia c se puede determinar mediante la intersección de la línea de ajuste y el eje de ordenadas en el gráfico de coordenadas logarítmicas. Los resultados del cálculo se enumeran en la Tabla 3.

En general, existen tres mecanismos de fluencia, a saber, el mecanismo de difusión, el deslizamiento del límite de grano y el movimiento de dislocación. A temperaturas más altas, el deslizamiento del límite de grano es el principal mecanismo de fluencia. Por otro lado, el mecanismo de deformación por fluencia también se puede evaluar mediante el valor n. Cuando el valor n está alrededor de 1, es un mecanismo de difusión. Cuando el valor n es 2~3, el deslizamiento del límite de grano juega un papel importante. Cuando el valor n está en el rango de 4~6, el ascenso de la dislocación es dominante. Cuando n＞6, el mecanismo relacionado con el movimiento de dislocación es el principal mecanismo de fluencia. En este experimento, según el cálculo, el resultado de n está en el rango de 2~3, lo que se puede inferir que el deslizamiento del límite de grano es el principal mecanismo de deformación por fluencia. Por lo tanto, para la aleación SnSb8Cu4, inhibir el deslizamiento del límite de grano es una medida eficaz para mejorar el rendimiento de fluencia.

Además, el tamaño de grano juega un papel importante en la resistencia a la fluencia de las aleaciones de babbitt a base de estaño porque una gran cantidad de límites de grano pueden convertirse en obstáculos para el movimiento de dislocación y el deslizamiento del límite de grano. Sin embargo, todavía existe cierta controversia sobre el efecto del tamaño de grano en el rendimiento de fluencia. Wu et al. descubrieron que la reducción del tamaño de grano reduce la concentración de tensión en el límite de grano, retrasando así la nucleación de huecos. Por lo tanto, las partículas finas dispersas de β-Sn son la razón principal para mejorar la resistencia a la fluencia. Sin embargo, los resultados de Mahmudi et al. muestran que la reducción del tamaño de grano no debe considerarse como la razón principal para la mejora de la fluencia. Creen que el fortalecimiento de las partículas de Cu6Sn5 en la matriz de β-Sn conduce a la mejora de la resistencia a la fluencia. En este estudio, dado que no existe una diferencia significativa en el tamaño de los granos de β-Sn y los granos de Cu6Sn5 en las aleaciones SnSb8Cu4 y SnSb8Cu4Zn, se puede considerar que la fase de precipitación de SnSb es el factor principal que causa el cambio en la resistencia a la fluencia de la aleación.

Como se puede ver en la Figura 5, en ambas aleaciones, el tamaño de las partículas de SnSb precipitadas en la matriz de Sn es de 2~5 µm, que es mucho más pequeño que las partículas de SnSb (aproximadamente 80 µm) formadas en la masa fundida cuando se enfría la masa fundida SnSb11Cu6. Por lo tanto, es probable que estas partículas de SnSb de tamaño pequeño se precipiten de la matriz de Sn sobresaturada durante el proceso de enfriamiento después de la solidificación. Durante el proceso de enfriamiento después de la solidificación, la solubilidad sólida de Sb en la matriz de Sn disminuye rápidamente y el exceso de Sb tiende a difundirse a los límites de grano de la matriz de Sn para reducir la energía del sistema y, finalmente, forma la fase dura de SnSb en los límites de grano. Dado que la capacidad de difusión en fase sólida del elemento es mucho menor que la difusión en fase líquida, la fase dura de SnSb observada en este artículo es mucho más pequeña que la fase dura de SnSb formada directamente en la fase líquida. Además, la introducción de una pequeña cantidad de Zn puede reducir la solubilidad sólida de Sb en la matriz de Sn, lo que resulta en la precipitación de una gran cantidad de partículas finas y dispersas de SnSb en los límites de grano. Debido a que el estado de energía en el límite de grano es alto y la disposición atómica es caótica, la difusión se vuelve más fácil y finalmente forma la estructura que se muestra en la Figura 5 (c). El punto de fusión de la fase SnSb es ~ 240 ° C, que es mucho más alto que 100 ° C. Es decir, a la temperatura de prueba de fluencia por indentación, estas partículas de SnSb de tamaño pequeño aún pueden existir en el límite de grano y desempeñar un papel en la fijación del límite de grano durante la deformación por fluencia, lo que dificulta el deslizamiento del límite de grano, lo que se manifiesta como una mejora en la resistencia a la fluencia a escala macro.

Conclusión

(1) Después de agregar 0.83 % en peso de Zn a SnSb8Cu4, una gran cantidad de partículas finas y dispersas de SnSb tienden a precipitarse a lo largo del límite de grano de la matriz de estaño, y la fracción de volumen de fase dura general aumenta en un 42.3 % y la dureza aumenta en un 15.7 %. Al mismo tiempo, la introducción del elemento Zn mejora significativamente la resistencia a la fluencia de la aleación Babbitt, lo que se puede atribuir al efecto de fijación de una gran cantidad de partículas finas de SnSb precipitadas a lo largo del límite de grano de la matriz de estaño en el límite de grano, lo que dificulta el deslizamiento del límite de grano durante la fluencia.

(2) La prueba de fluencia por indentación se puede utilizar para evaluar cuantitativamente la resistencia a la fluencia de los cojinetes de aleación Babbitt. En comparación con el método tradicional de prueba de fluencia por tracción, la prueba de fluencia por indentación es conveniente y fácil de realizar, y sus muestras y proceso de prueba se acercan más a las condiciones de funcionamiento reales del cojinete.