灰鑄鐵表面滲硫層的摩擦磨損性能

李業林, 賈 波, 史正良, 胡文祥, 關蘊奇, 鄭慧蕓

(1. 空調設備及系統運行節能國家重點實驗室, 廣東 珠海 519070;2. 廣東省制冷設備節能環保技術企業重點實驗室, 廣東 珠海 519070;3. 珠海格力電器股份有限公司, 廣東 珠海 519070)

灰鑄鐵具有自潤滑性能優良、成本低等優點,廣泛用于空調壓縮機內運動副的主要基材,但隨著對臭氧層有破壞作用及加劇溫室效應的低壓縮比傳統工質逐漸被高壓縮比的R32、R410A、R290、CO2等環保工質替代,壓縮機也逐步向高速重載的方向發展,對壓縮機的性能也提出了更高的要求,而現有灰鑄鐵自身的摩擦學性能已無法滿足不斷惡劣的工況,由此導致的磨損反而加劇了壓縮機的泄漏,電機的功率損耗加大,壓縮機的發展受到限制[1-3]。目前,提高灰鑄鐵摩擦學性能的常規方案是磷化處理,在灰鑄鐵表面形成具有吸附、儲油功能的磷酸鹽結晶膜,提升零件表面的潤滑效果,達到降低摩擦因數、防止咬合擦傷和降低噪聲的目的。但磷酸鹽結晶膜表面晶粒彌散度高,結合不致密,耐磨性差[4-6],膜層在壓縮機重載運行時易脫落,難以維持壓縮機長期運行的穩定性,業界各方均也在尋求更好的灰鑄鐵摩擦學性能的解決方案。

采用化學熱處理工藝對鐵或鋼滲硫處理后可在其表面形成以FeS為主的固體潤滑膜,且FeS為密排六方層狀晶體結構,具有低硬度、低剪切強度和低變形抗力等特點,受力時易沿密排面滑移,摩擦因數降低,耐磨性能提升,即其摩擦學性能優異[7-8]。很多學者對金屬表面滲硫工藝及FeS固體潤滑層的作用機理進行了較為系統的研究:祝國榮等[9]研究了20Cr2Ni4A鋼低溫離子滲硫層的摩擦磨損性能及機理;房頂等[10]研究了一定溫度下鹽液滲硫法在鐵基粉末冶金表面形成滲硫層的摩擦磨損性能;張國濤等[11]研究了含油軸承材料表面低溫液體滲硫層的表面形貌、元素組成及摩擦因數和磨損程度隨時間的變化關系,進而得出滲硫層的減摩機理;Xie等[12]研究了42MnCr52鋼表面激光淬火-低溫離子滲硫復合表面處理形成的復合膜層在高溫下的減摩耐磨性能;唐令等[13]總結了影響鑄鐵缸套-活塞環摩擦磨損行為的重要因素,并詳細綜述了表面改性、表面涂覆和表面復合處理技術在缸套-活塞環表面強化中的研究和應用現狀,其化學熱處理中的滲入元素(含硫元素)使得晶體位錯密度增加,降低裂紋擴展速率并阻止位錯移動,同時形成摩擦性能良好的化合物層;Li等[14]研究了SKD61鋼表面等離子硫氮共滲后的相組成及耐磨性能;Zuo等[15]研究發現,硼碳共滲與硫化復合處理形成的復合層能顯著降低2Cr13不銹鋼的摩擦因數并提高2Cr13不銹鋼的耐磨性。Zhao等[16]研究了采用低溫離子滲硫工藝在CrMoCu合金鑄鐵網狀激光表面淬火表面形成的滲硫層的摩擦學性能。Ba等[17]研究了低溫離子滲硫技術在表面納米晶堆焊層上制備的含硫化物固體潤滑膜的摩擦磨損性能。張敏怡[18]基于空心陰極離子源擴滲方法,采用氮碳硫多元共滲對摩擦副硬表面進行改性,針對42CrMo、1Cr12MoV和Cr4Mo4V等3種典型航空液壓泵材料進行對比試驗研究,并對擴滲參數和工藝進行了優化,其研究結果顯示多元改性層的硬度、耐磨性、自潤滑性和對磨面的保護均有明顯提升。焦玉琳等[19]研究了1Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼表面的納米化/滲硫層,發現復合處理層能有效降低其摩擦因數及提升其耐磨性。王海港等[20]研究發現,采用激光熔覆、超聲滾壓和離子滲硫在45鋼表面制備的復合改性層使得其耐磨性能提升,其摩擦因數也得到降低。以上文獻對滲硫層的研究主要集中在鋼、鐵基粉末冶金及合金鑄鐵等材料,圍繞這些材料進行的研究也較為深人,并取得了大量優異的研究成果,但對常規灰鑄鐵表面滲硫層摩擦學性能的研究卻鮮見報道。本文通過SEM-EDS、XRD、納米壓痕儀、X射線應力分析儀、銷-盤摩擦磨損試驗機、環-塊摩擦磨損試驗機、三維白光干涉儀等試驗分析儀器,研究了常規灰鑄鐵表面滲硫層的微觀組織、硬度、殘余應力、摩擦磨損性能,并與目前壓縮機零部件常用的磷酸鹽層固體潤滑層作對比分析,以期為后續壓縮機節能提效提供技術儲備。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

本研究所用灰鑄鐵為國內某公司生產的鑄造態HT250,其石墨形態為A型,石墨長度等級為4級,珠光體數量為75%～85%,化學成分如表1所示。

表1 灰鑄鐵HT250的化學成分(質量分數,%)

采用標準浸漬式磷化工藝在灰鑄鐵表面制備磷酸鹽層,常溫下用表面調整劑對灰鑄鐵表面進行60 s的調整處理,來改變其表面微觀狀態,以加速后續步驟磷酸鹽層的形成,選用國內某公司的PF-M1AM錳系磷化基礎液作為磷化浸漬液,浸漬溫度為85 ℃,浸漬時間為160 s?；诣T鐵的滲硫層采用低溫離子滲硫工藝制備,處理設備為LGM-500型低溫離子滲硫爐,脈沖電壓為1000 V,真空度為100 Pa,保溫溫度為150 ℃,滲硫時間為9 h。

1.2 試驗方法

采用FEI Quantan250 FEG掃描電鏡(SEM)觀察灰鑄鐵表面固體潤滑層的表面形貌及經研磨拋光后的截面形貌,并使用配套的Energy350型能譜儀(EDS)分析固體潤滑層的厚度及元素分布。采用Fischerscope HM2000納米壓痕儀對表面處理前后的灰鑄鐵表面進行硬度測量,加載載荷為15 mN,保壓時間為5 s,試驗過程中壓頭要避開石墨。采用Rigaku Minin Flex600型X-射線衍射儀(XRD)分析灰鑄鐵表面固體潤滑層的相組成,測試采用CuKα射線,電壓為40 kV,電流為35 mA,掃描速度為4°/min。采用Rigaku Auto mateⅡ微區X射線應力分析儀分析表面處理前后的灰鑄鐵表面殘余應力,測試采用CuKα射線,電壓為40 kV,電流為40 mA,掃描范圍為156.08°±10°,掃描步長為0.1°。

采用如圖1(a)所示的MMW-1銷-盤摩擦磨損試驗機測試灰鑄鐵基體及灰鑄鐵表面具有固體潤滑層的摩擦因數,其中上摩擦試件為未做表面處理的灰鑄鐵,下摩擦試件分別為灰鑄鐵基體、表面具有磷化層的灰鑄鐵及表面具有滲硫層的灰鑄鐵,潤滑介質為PVE潤滑油,試驗載荷為300 N,轉速為1200 r/min,試驗時間為30 min。采用如圖1(b)所示的Falex 001-001-331環-塊摩擦磨損試驗機測試灰鑄鐵表面固體潤滑層的耐磨性能,其中,環試樣為未做任何表面處理的灰鑄鐵,塊試樣分別為灰鑄鐵基體、表面具有磷化層的灰鑄鐵及表面具有滲硫層的灰鑄鐵,潤滑介質為PVE潤滑油,試驗載荷為360 N,轉速為1000 r/min,試驗時間為60 min。

圖1 摩擦磨損試驗示意圖(a)銷-盤;(b)環-塊Fig.1 Schematic diagrams of the friction and wear test(a) pin-disc; (b) ring-block

2 試驗結果與討論

2.1 微觀結構與物相組成

圖2為灰鑄鐵表面固體潤滑層的SEM圖。從圖2(a)可以看出,灰鑄鐵表面的磷酸鹽層由塊狀晶體顆粒組成,呈規則、均勻的密集排列,并在基體表面堆積形成了很多彌散度較高的疏松微孔結構[4],這些晶體顆粒的尺寸為5.0～8.5 μm。從圖2(b)可以看出,灰鑄鐵表面滲硫層由大量均勻分散的鱗片狀結構組成,鱗片與鱗片之間的疏松堆積形成了很多微小的孔隙結構,且鱗片的尺寸為2.0～4.0 μm。

圖2 灰鑄鐵表面潤滑層的SEM圖(a)磷酸鹽層;(b)滲硫層Fig.2 SEM images of solid lubricating layers on the gray cast iron surface(a) phosphate layer; (b) sulfurized layer

灰鑄鐵表面固體潤滑層的EDS和XRD測定結果如圖3所示。不考慮容易造成干擾的碳元素及基體相α-Fe、C(石墨)、Fe3C的影響時,磷酸鹽層中磷元素含量為14.79%,明顯高于基體,并具有Mn3(PO4)2·3H2O和(Mn, Fe)3(PO4)2·4H2O兩個相,符合灰鑄鐵磷化處理后的預期結果。不考慮容易造成干擾的碳、氧、硅、錳等元素及基體相α-Fe、C(石墨)、Fe3C的影響時,滲硫層硫元素含量達到10.54%,并具有FeS相和少量FeS2相,表明滲硫處理已使灰鑄鐵表面生成了目標硫化物。

圖3 灰鑄鐵表面固體潤滑層的EDS譜圖(a, c)及XRD譜圖(b, d)(a,b)磷酸鹽層;(c,d)滲硫層Fig.3 EDS spectra(a, c) and XRD patterns(b, d) of solid lubricating layers on the gray cast iron surface(a,b) phosphate layer; (c,d) sulfurized layer

2.2 膜厚與表面硬度

灰鑄鐵表面固體潤滑層截面的EDS單一元素含量線掃描分析結果如圖4所示,其中磷酸鹽層的磷元素在接近表面約6 μm處的含量增大,滲硫層的硫元素在接近表面約4 μm處的含量增大,判定磷酸鹽層和滲硫層的厚度分別為6 μm和4 μm,但滲硫層與基體金屬之間呈鋸齒交錯狀接觸,結合緊密,耐久性稍好,因此稍厚的磷酸鹽層和耐久性稍好的滲硫層都能在一段時間內保持良好的減摩潤滑性能。

圖4 灰鑄鐵兩種固體潤滑層截面的EDS單一元素含量線掃描分析結果(a)磷酸鹽層;(b)滲硫層Fig.4 EDS single element analysis results in cross-section of solid lubricating layer on the gray cast iron surface(a) phosphate layer;(b) sulfurized layer

圖5為灰鑄鐵表面處理前后硬度的變化情況。從圖5可以看出,灰鑄鐵基材(S)的硬度為213.2 HV0.0015,灰鑄鐵經磷化(S+P)處理生成的磷酸鹽層的表面硬度降低至158.9 HV0.0015,與未磷化處理的基材相比硬度降低了25.5%;灰鑄鐵經滲硫(S+S)處理后生成的滲硫層的表面硬度稍有降低,為196.6 HV0.0015,與未做滲硫處理的基材相比硬度降低了7.8%,即磷酸鹽層的表面硬度較滲硫層的低,而一般金屬材料的耐磨性和硬度呈正相關的關系,因此單從硬度作對比分析,灰鑄鐵表面磷酸鹽層的耐磨性會比滲硫層稍差。

圖5 灰鑄鐵表面處理前后的硬度Fig.5 Hardness of the gray cast iron before and after surface treatment

2.3 表面殘余應力

圖6為灰鑄鐵表面處理前后表面殘余應力的變化情況。殘余應力是由金屬內部晶體的位錯、變形所引起,一般零件摩擦面的殘余壓應力越大,耐磨性也越好,而殘余應力的釋放需要進行500～650 ℃高溫去應力退火或長期放置處理。采用微區X射線應力分析儀測試應力的最大深度為10 μm。從圖6可以看出,灰鑄鐵基材(S)以及經磷化(S+P)及滲硫(S+S)處理后的灰鑄鐵表面的殘余應力的差值相對較小,最大差值約為100 MPa,這是因為潤滑層厚度較薄,而磷化層的厚度約為6 μm,滲硫層的厚度約為4 μm,磷化層及滲硫層的殘余應力是連帶一部分基體區域一起進行測試。其中,灰鑄鐵基材(S)的表面殘余應力最大,而經磷化(S+P)及滲硫(S+S)處理后,表面殘余應力都降低,其中磷化處理形成的磷酸鹽層的殘余應力最小,這是因為磷化處理的本質是灰鑄鐵與磷化液產生化學反應的過程,在該過程中,并未引起灰鑄鐵內部晶體發生位錯及變形,沉積形成的磷酸鹽層亦不會有殘余應力的產生,因此磷酸鹽層的耐磨性較差。同時,該磷酸鹽層也會削弱X射線的穿透率,導致殘余應力的測試值變小,但磷酸鹽層覆蓋基體表面的殘余應力實質并未發生改變。而滲硫處理后生成滲硫層的表面殘余應力的變化很小,這是由于低溫滲硫工藝的處理溫度僅為200～300 ℃,并未達到鑄鐵的去應力退火溫度,灰鑄鐵內部晶體未發生位錯及變形,所以滲硫處理后對基材的耐磨性影響較小。因此從殘余應力進行對比分析,滲硫層的耐磨性會比磷酸鹽層的稍好。

圖6 灰鑄鐵表面處理前后的殘余應力Fig.6 Residual stress of the gray cast iron before and after surface treatment

2.4 摩擦磨損性能

2.4.1 銷-盤摩擦磨損試驗

灰鑄鐵基體及表面固體潤滑層摩擦磨損試驗后的磨痕SEM圖如圖7所示。從圖7可以看出,灰鑄鐵基體、磷酸鹽層及滲硫層的表面都具有磨粒劃痕,即都出現了不同程度的磨粒磨損。其中,灰鑄鐵基體的磨痕深,還出現了疲勞裂紋及尺寸較大的塊狀疲勞凹坑,因此基體表面發生了疲勞磨損及高應力碾碎式磨粒磨損;灰鑄鐵表面磷酸鹽層的磨痕深度次之,但由于磷酸鹽晶體的脆性大,內聚力弱,更易出現疲勞失效的情況,這就會導致磷酸鹽層被磨掉而露出基體后,表面出現數量多且尺寸稍小的疲勞凹坑;灰鑄鐵表面滲硫層的劃痕很淺,無疲勞凹坑及疲勞裂紋,因此滲硫層的表面僅出現低應力劃傷式磨粒磨損。

圖7 灰鑄鐵表面磨痕的SEM圖(a)基體;(b)磷酸鹽層;(c)滲硫層Fig.7 SEM images of wear marks on surface of the gray cast iron (a) substrate; (b) phosphate layer; (c) sulfurized layer

灰鑄鐵基體及表面固體潤滑層的摩擦因數如圖8所示。從圖8可以看出,未做任何表面處理的灰鑄鐵上試件在與下試件灰鑄鐵基體(S)對磨時的摩擦因數整體不平穩,在后期出現較大的波動,在與灰鑄鐵表面具有磷酸鹽層(S+P)和滲硫層(S+S)的下試件對磨時的摩擦因數都有降低,平穩性也更好。與磷酸鹽層對磨比與灰鑄鐵基體直接對磨的摩擦因數低了約39.3%,與滲硫層對磨比與灰鑄鐵基體直接對磨的摩擦因數低了約53.6%,而與滲硫層對磨比與磷酸鹽層對磨的摩擦因數降低23.5%左右。

圖8 灰鑄鐵基體及表面固體潤滑層的摩擦因數(a)瞬時摩擦因數;(b)平均摩擦因數Fig.8 Friction coefficient of substrate and solid lubrication layer of the gray cast iron(a) instantaneous friction coefficient; (b) average friction coefficient

在摩擦磨損試驗過程中,摩擦副為同種金屬材料時互熔性較大,更易出現金屬粘著的情況,甚至還會出現膠合、咬合等更嚴重的情況,而且油膜也被嚴重破壞,滑動、刮傷和撕脫不斷發生,也有部分尺寸較大的硬質異物顆粒嵌入基體中,致使粘著磨損及磨粒磨損加劇。磷酸鹽層表面的晶體顆粒呈脆性易斷裂的特性,更易出現疲勞斷裂失效而導致脫落的情況,但其抗粘著能力較純金屬基體更優;而滲硫層中具有FeS和FeS2等金屬化合物,比單相固溶體的純金屬基體發生粘著磨損的幾率更低,且FeS相具有良好的減摩潤滑作用,這也是滲硫層的摩擦因數最低的主要影響因素。同時,磷酸鹽層和滲硫層表面的微孔都能夠起到儲油潤滑的作用,零件表面形成的油膜更不易被破壞,形成的油膜避免了零部件間的直接接觸,進而提升了對磨零部件間的自潤滑性能、抗疲勞性能和抗咬合性能,這也是磷酸鹽層和滲硫層摩擦因數較基體低的一個影響因素。

2.4.2 環-塊摩擦磨損試驗

圖9為利用白光干涉儀測得灰鑄鐵基體及表面潤滑層在摩擦磨損試驗后的磨痕形貌。依據ASTM G77-05Standardtestmethodforrankingresistanceofmaterialstoslidingwearusingblock-on-ringweartest標準,在磨痕的3處位置量取,然后取平均值,比對得出灰鑄鐵基體及表面潤滑層的磨損體積,結果如表2所示。由圖9和表2可知,在同一載荷條件下,由于試驗載荷較大,超出磷酸鹽層的支撐能力,所以磷酸鹽層的磨痕較寬,而基體及滲硫層的磨痕寬度相差并不大。其中,磷酸鹽層的磨損體積比基體增加約37.5%,而滲硫層的磨損量卻比基體低約6.0%,降低幅度雖然不大,但滲硫層的磨損量卻比磷酸鹽層低約31.6%,這主要是由于磷酸鹽層為粗大、疏松、多孔的塊狀晶體結構,晶體的脆性大,沉積的膜層內聚力弱,在受到摩擦力等剪切力的作用時容易失效脫落;而滲硫層是硫元素向基體內部滲透以共價鍵方式結合形成的化合物,即使受到摩擦力等剪切力的作用,其也不易出現脫落失效,因此滲硫層的耐磨性能比磷酸鹽層優良。

圖9 灰鑄鐵基體及表面潤滑層磨損后的磨痕形貌(a)基體;(b)磷酸鹽層;(c)滲硫層Fig.9 Morphologies of wear scars on the substrate and solid lubrication layer of the grey cast iron(a) substrate; (b) phosphate layer; (c) sulfurized layer

表2 灰鑄鐵基體及表面潤滑層的平均磨痕寬度和磨損體積

綜合來看,磷酸鹽層只能起到縮短摩擦副的磨合期的作用,以及對輕載運行的摩擦副能起到一定的減摩潤滑的作用,其在重載的工況下失效較快;而滲硫層不僅兼具磷酸鹽層減摩潤滑的優點,且其減摩性能和耐磨性能比磷酸鹽層更優,即使在重載工況下也能保持良好的減摩耐磨性能,因此滲硫層更適用于工況較復雜、載荷較重的摩擦配副的零部件。

2.4.3 減摩機理分析

根據銷-盤摩擦磨損試驗結果,滲硫層的摩擦因數比磷酸鹽層的低,主要因素分為兩個方面:一方面,對比PDF卡后,磷酸鹽層的Mn3(PO4)2·3H2O相晶胞的晶格常數為a=8.788 nm、b=11.434 nm、c=6.255 nm、α=90°、β=98.98°、γ=90°,空間群為P21/c,(Mn, Fe)3(PO4)2·4H2O相晶胞的晶格常數為a=17.099 nm、b=12.694 nm、c=8.282 nm、α=90°、β=95.91°、γ=90°,空間群為P2/a,所以這兩相都是不易發生滑移的單斜晶體結構,該結構的減摩性能稍差。而滲硫層的FeS2相晶胞的晶格常數為a=b=c=5.418 nm、α=β=γ=90°,空間群為Pa-3,因此該相晶體為面心立方結構,這種結構較為穩定,不易發生滑移,但該相的衍射峰并不強(見圖3(d)),且占比不大;而滲硫層的FeS相晶胞的晶格常數為:a=b=3.246 nm、c=5.301 nm、α=β=90°、γ=120°,空間群為P63/mmc,因此該相晶體為密排六方層狀結構,該結構具有硬度低、抗變形力小、剪切強度低、受力時密排面易滑移等特點,因此該相具有良好的減摩潤滑性能,且該相的占比最大(見圖3(d)),減摩潤滑的效果也更明顯。

另一方面,由灰鑄鐵未處理基體(即上試件)分別與基體及表面固體潤滑層(即下試件)磨損后的磨痕形貌(見圖10)可以看出,與灰鑄鐵基體直接對磨后上試件摩擦面的磨痕深度比與灰鑄鐵表面磷酸鹽層對磨的更深,且未做任何表面處理的灰鑄鐵上試件的摩擦面均無其他新元素增加,而與灰鑄鐵表面滲硫層對磨后,雖該上試件摩擦面的磨痕和與磷酸鹽層對磨時相當,但并無粘著而導致的疲勞凹坑及裂紋的出現,而且其摩擦面上還有少量硫元素,表明滲硫層在摩擦升溫過程中析出了部分活性硫原子,并附著在上試件表面,與基體反應再次生成FeS等硫化物,從而形成活性硫原子的轉移及重組的動態平衡過程,進一步提升對磨件之間的摩擦學性能。

圖10 灰鑄鐵基體(上試件)磨損后的磨痕形貌(a～c)及EDS譜圖(d～f)(a)與基體對磨;(b)與磷酸鹽層對磨;(c)與滲硫層對磨Fig.10 Wear scar morphologies(a-c) and EDS spectra(d-f) of the gray cast iron substrate (upper specimen) after friction(a) grinding against substrate; (b) grinding against phosphate layer; (c) grinding against sulfurized layer

以上滲硫層的FeS相減摩潤滑特性和硫原子的轉移及重組過程都有效提升了對磨件間的減摩潤滑性能,使得摩擦副間的磨粒磨損及粘著磨損被削弱,滲硫層的減摩自潤滑性能的持續性增強,更不會出現磷酸鹽層晶體顆粒脫落而直接被潤滑介質帶走的情況,滲硫層的減摩耐磨性能及長期可靠性較磷酸鹽層更優。

2.5 應用對比分析

對某1.0 HP的轉子壓縮機內的鑄鐵基材活塞進行低溫離子滲硫處理,并與未處理的常規壓縮機進行性能對比,測試按GB/T 15765—2004《房間空氣調節器用全封閉型電動機-壓縮機》執行,制冷量、功耗的測試及對比結果如圖11所示。由圖11可以看出,常規壓縮機的制冷量及功耗都比滲硫活塞壓縮機高,其能效(COP)為4.32(COP=制冷量/功耗),而滲硫活塞壓縮機的COP為4.48,即滲硫活塞壓縮機的COP較常規壓縮機提升了3.7%,該提升對小排量制冷壓縮機而言,提升幅度較大。

圖11 常規壓縮機及滲硫活塞壓縮機的制冷性能Fig.11 Refrigeration performance of conventional compressor and sulphurizing piston compressor

3 結論

1) 灰鑄鐵表面磷酸鹽層與滲硫層表面的多孔結構都能起到儲油潤滑的作用。磷酸鹽層主要由不易滑移的Mn3(PO4)2·3H2O及(Mn, Fe)3(PO4)2·4H2O單斜晶體結構組成,而滲硫層主要由容易產生滑移的密排六方FeS晶體組成,在相同的摩擦磨損試驗條件下,滲硫層的摩擦因數較磷酸鹽層低23.5%左右,即滲硫層的減摩性能較磷酸鹽層更優。

2) 磷酸鹽層表面疏松堆積的塊狀晶體的內聚力弱、脆性大,而滲硫層是硫原子向灰鑄鐵基體內部滲透而與基體金屬之間形成呈鋸齒交錯狀接觸、結合緊密的共價鍵化合物,在同一剪切應力的作用下,磷酸鹽層更易脫落失效,并被帶入到潤滑介質中,油膜保持能力削弱,減摩耐磨性能下降。

3) 滲硫層的表面硬度及殘余應力都比磷酸鹽層稍高,在相同試驗條件下,滲硫層的磨損量較磷酸鹽層降低約31.6%,即滲硫層的耐磨性能比磷酸鹽層更優。

4) 在灰鑄鐵基體與滲硫層對磨的過程中,對磨副之間伴隨有活性硫原子的轉移及重組的動態平衡過程,與滲硫層對偶的灰鑄鐵基體表面反應生成潤滑相FeS,進一步加強了對磨件之間的減摩耐磨性能。

5) 小排量壓縮機的活塞零件經滲硫處理后的能效較未做任何處理的常規壓縮機至少能提升3.7%,壓縮機制冷性能提升明顯。