機械合金化Fe基預合金粉末對金剛石刀頭性能的影響①

尹邦躍，張翠芳，董小雷，周新海，楊永波

（1.中國原子能科學研究院，北京 102413；2.河北小蜜峰工具集團有限公司，河北 石家莊 050800）

金剛石圓鋸片存在的主要問題是鋸切效率低、壽命短、掉粒嚴重，其實質(zhì)是結(jié)合劑對金剛石的包鑲能力（包括機械包鑲和化學包鑲能力）不足。采用預合金粉末可以明顯提高金剛石刀頭的把持力和鋒利度。盡管Co基合金具有一系列優(yōu)異的物理力學性能，并在金剛石刀具中具有良好的使用效果，但由于其價格昂貴及對人體健康的危害，近年來國內(nèi)外廠家紛紛開發(fā)替代Co基合金的預合金粉末。例如，法國Eurotungsten公司的NEXT系列預合金粉末屬于Fe－Cu－Co系，理論密度為8.02 ～ 8.75g／cm3，燒結(jié)溫度725℃～825℃，刀頭硬度HRB98～110［1］。比利時Umicore公司Cobalite CNF預合金粉末中還添加了3%Sn和2%W［1］。國內(nèi)有研粉末新材料有限公司的預合金粉末是 Fe－Cu－Co 系和 Fe－Cu－W－Re系，理論密度為8.1～8.4g／cm3，燒結(jié)溫度750℃～900℃，刀頭硬度HRB94～108。安泰科技股份有限公司的水霧化預合金粉末是Fe－Cu－Sn系，理論密度8.03g／cm3，中位粒度17.8μm，氧含量0.38% 。要使粉末的中位粒度小于10μm，必須將水霧化壓力提高至100MPa，但這將增加霧化制粉工藝難度和成本。比較而言，采用機械合金化制備超細預合金粉末將具有技術(shù)和成本優(yōu)勢。

此外，要提高刀頭的切割鋒利度，一般需要增加基體中的W或WC等硬質(zhì)相含量，適當降低Cu等軟相含量［2］；為了降低成本，要求提高Fe含量、并降低Co含量。這些因素都對燒結(jié)工藝提出了較高要求，如需要適當提高燒結(jié)溫度。但是，F(xiàn)e含量越高，燒結(jié)溫度則越高，金剛石發(fā)生石墨化的傾向就越大；一般Fe含量為45% 是一個臨界值［3］。采用機械合金化制備含耐磨硬質(zhì)相的Fe基超細預合金粉末，并采用鍍覆處理的金剛石，可將金剛石刀頭基體中的Fe含量提高至60%～70% 以上，達到簡化工藝、降低成本、提高性能的目的。

本工作探索Fe－Cu－Ni－X（X＝W、Mo、Ti、C、B4C中的一種或幾種）系的機械合金化工藝，研究粉末合金化和粒度變化對熱壓燒結(jié)金剛石刀頭的硬度和抗彎強度的影響，初步篩選合金成分范圍。

1 實驗方法

以不含Co的Fe－Cu－Ni－X合金體系為金剛石刀頭基體的基礎配方（Fe含量不低于70wt%，X為少量W、Mo、Ti、C等其它元素），并研究添加少量B4C對刀頭燒結(jié)工藝、硬度和抗彎強度的影響。采用高能球磨對各元素粉末進行機械合金化，球磨罐內(nèi)充高純氬氣保護，磨球為直徑5mm的201不銹鋼球。球磨結(jié)束后過200目篩。

實驗選用45／50＃ 純金剛石和鍍Ti金剛石顆粒。將球磨好的Fe基預合金粉末與20vol%金剛石顆粒進行均勻混合，稱重后裝入石墨模具。在TLZK2001型熱壓燒結(jié)爐內(nèi)燒結(jié)致密，燒結(jié)工藝完全與實際生產(chǎn)相同，燒結(jié)溫度為920℃～930℃，空氣氣氛，升溫和保溫累計時間約為9min，脫模后即得到尺寸為40×10×3mm3的長條形刀頭樣品。用DMAXRB型X射線衍射（XRD）儀測試分析合金粉末和金剛石刀頭的相結(jié)構(gòu)。用排水法測定刀頭的燒結(jié)密度。將刀頭樣品表面用金相砂紙研磨后，在HR－150A型洛氏硬度計上測定刀頭的硬度HRB，計算5個測定數(shù)據(jù)的平均值。按YB／T5349－2006標準，在力學試驗機上測定刀頭樣品的三點抗彎強度，跨距為30mm，計算5個測定數(shù)據(jù)的平均值。用ZEISS EVO18型掃描電鏡（SEM）觀察鍍覆金剛石的表面微觀形貌，并觀察抗彎強度試驗斷口的微觀斷裂特征。

2 結(jié)果和討論

2.1 Fe基元素粉末的機械合金化

圖1（a）是Fe－Cu－Ni－W－C元素混合粉末經(jīng)乙醇濕磨后的XRD相結(jié)構(gòu)?？梢姖穹ㄇ蚰シ勰┑暮辖鹪毓倘苄Ч^差，仍然存在未固溶的Cu和W 的衍射峰，不存在金屬氧化物，說明粉末的氧化輕微；圖1（b）顯示，該粉末與金剛石均勻混合并進行930℃熱壓燒結(jié)后，刀頭的相結(jié)構(gòu)比較復雜，以Fe和金剛石為主，在Fe基體中析出較多Cu，還形成少量的WC和石墨。圖1（c）、圖1（d）分別是乙醇濕磨Fe－Cu－Ni－Mo－C粉末及其金剛石刀頭的XRD相結(jié)構(gòu)，規(guī)律與圖1（a）、圖1（b）相似。

圖2是干法球磨Fe－Cu－Ni－W－Ti－C 粉末及其金剛石刀頭的XRD相結(jié)構(gòu)。圖2（a）顯示，干磨粉末的合金化效果較好，僅存在少量未固溶的W第二相（W難熔金屬，擴散速度低，依靠機械合金化很難使W固溶入Fe中），而Cu幾乎完全固溶入Fe中，說明產(chǎn)生了一種非平衡固溶相，因為在平衡狀態(tài)下Fe與Cu是不可能發(fā)生固溶反應的。圖2（b）顯示，刀頭經(jīng)930℃熱壓燒結(jié)后，Cu又從Fe中析出，同時形成WC、TiC等硬質(zhì)強化相。

圖3（a）是干法球磨Fe－Cu－Ni－W－Ti－C－4B4C 粉末的XRD相結(jié)構(gòu)，可見其規(guī)律與干磨Fe－Cu－Ni－W－Ti－C粉末相似，即W難以固溶，而Cu完全固溶入Fe中；即使加入4%B4C，其衍射峰仍然很不明顯。在圖3（b）中，金剛石刀頭經(jīng)930℃熱壓燒結(jié)后，Cu又從Fe中析出，同時形成WC硬質(zhì)相，而弱的B4C衍射峰似乎仍然存在，并未形成W、Ti等金屬硼化物。這些事實證明，B4C可能在球磨過程中產(chǎn)生了部分非晶化現(xiàn)象，經(jīng)高溫燒結(jié)后又恢復了結(jié)晶態(tài)。由于燒結(jié)溫度較低，B4C尚未與W、Ti、Mo等元素及其碳化物發(fā)生硼化反應（這些硼化反應溫度一般高于1200℃）。

圖1 濕磨Fe－Cu－Ni－X粉末及其燒結(jié)金剛石刀頭的XRD相結(jié)構(gòu)Fig.1 XRD phase structures of Fe－Cu－Ni－X powder and its sintered diamond segment

圖2 濕磨Fe－Cu－Ni－X粉末及其燒結(jié)金剛石刀頭的XRD相結(jié)構(gòu)Fig.2 XRD phase structures of Fe－Cu－Ni－X powders and its sintered diamond segment

圖3 Fe－Cu－Ni－W－Ti－C－4B4C干磨粉末及其燒結(jié)刀頭的XRD相結(jié)構(gòu)Fig.3 XRD phase structures of Fe－Cu－Ni－WTi－C－4B4C dry－milled powder and its sintered diamond segment

圖4是某公司生產(chǎn)的水霧化Fe－Cu－Ni－Sn預合金粉末的XRD相結(jié)構(gòu)，可見，存在游離Cu相和SnO2相。Cu相的存在與本實驗中濕法球磨Fe－Cu－Ni－X粉末的現(xiàn)象相似，可見合金化效果較差，并不是很理想的預合金粉。SnO2相的存在說明水霧化粉末在霧化過程中發(fā)生了較嚴重的氧化?？傊F化Fe基預合金粉末的合金化效果不如干法球磨Fe－Cu－Ni－X粉末。在干磨粉末中，除 W、B4C之外，Cu、Ni、Ti、Mo、Mn、Si、C等其它元素均可固溶入Fe中，借助機械合金化能量而形成固溶體粉末，并且粉末氧化輕微。

2.2 粉末粒度

圖5是不同工藝制備的Fe基預合金粉末的粒度分布曲線?？梢姡掖紳衲e－Cu－Ni－X粉末的粒度最細，其中位粒度d50為6.8μm ；干磨Fe－Cu－Ni－X 粉末的粒度次之，中位粒度d50為15.0μm；水霧化Fe－Cu－Ni－Sn預合金粉末的粒度最粗，其中位粒度d50為33.2μm。

圖4 水霧化Fe－Cu－Ni－Sn預合金粉末的XRD相結(jié)構(gòu)Fig.4 XRD phase structures of Fe－Cu－Ni－Sn pre－alloy powder by the water－atomization process

干法球磨時間對Fe－Cu－Ni－X元素混合粉末中位粒度的影響如圖6所示，原料粉末粒度約為100μm?？梢?，在前20h內(nèi)混合粉末的粒度減小速度較快，可減小至約20μm；而在超過20h之后，粒度減小速度很慢，累計球磨40小時后可達15μm。

圖5 不同工藝制備的Fe基預合金粉末的粒度分布曲線Fig.5 Particle size distribution curves of the Fe－based pre－alloy powders by the different processes

制備平均粒度小于10μm的Fe基預合金粉末是目前國內(nèi)外的發(fā)展趨勢。雖然濕法球磨的粉末最細小，但是由于其粉末易氧化，增加了后續(xù)干燥工序，粉末流動性差而必須進行造粒處理，所以一般不選擇濕法球磨工藝。干法球磨粉末的粒度較細小，粒度可以通過調(diào)節(jié)球磨工藝參數(shù)而進行控制，流動性較好，不需專門進行干燥和造粒處理，因此干法球磨工藝具有明顯的技術(shù)優(yōu)勢。

圖6 球磨時間對Fe－Cu－Ni－X粉末中位粒度的影響Fig.6 Effects of milling time on the median particle sizes of Fe－Cu－Ni－X powders

2.3 金剛石刀頭的強度和硬度

圖7是粉末球磨時間對Fe－Cu－Ni－X金剛石刀頭抗彎強度的影響?？梢?，適當延長粉末的球磨時間，有利于提高金剛石刀頭的抗彎強度；但當球磨時間超過20小時之后，金剛石刀頭的抗彎強度即基本恒定不變。因此，單從強度角度看，粉末球磨時間以20小時最為合適。

圖7 粉末球磨時間對 Fe－Cu－Ni－X金剛石刀頭抗彎強度的影響Fig.7 Effects of milling times of Fe－Cu－Ni－X powders on bending strength of diamond segment

圖8是熱壓燒結(jié)溫度對金剛石刀頭抗彎強度和硬度的影響?？梢?，刀頭的抗彎強度隨熱壓燒結(jié)溫度的提高而略有增大，而硬度在930℃熱壓燒結(jié)時似乎更高。

圖8 熱壓燒結(jié)溫度對刀頭的抗彎強度和硬度的影響Fig.8 Effects of hot pressing temperatures on bending strength and hardness of diamond segments

圖9是B4C含量對金剛石刀頭抗彎強度和硬度的影響。在Fe基粉末中加入1%B4C，并進行機械合金化，可對金剛石刀頭起彌散強化作用，其抗彎強度為949MPa，而不含B4C的金剛石刀頭的抗彎強度為848MPa。但繼續(xù)增大B4C含量，則刀頭的抗彎強度則逐步降低，并且表現(xiàn)出明顯的脆性斷裂。例如，加入4%B4C后，金剛石刀頭的抗彎強度僅為355MPa。金剛石刀頭的硬度隨B4C含量的增加而逐漸增大，加入0%、1% 和4%B4C的金剛石刀頭的硬度分別為 HRB 116.2、120.7和124。

2.4 金剛石刀頭的微觀組織

圖10是金剛石刀頭的彎曲斷口SEM微觀形貌?？梢?，金剛石表面只有輕微侵蝕，與基體結(jié)合良好，斷口粗糙顯示出一定的韌性。由圖10（d）可見，基體中加入少量B4C的金剛石刀頭，金剛石顆粒表明較粗糙，金剛石與Fe基體的界面結(jié)合非常良好，未發(fā)現(xiàn)明顯的大裂紋。

圖9 B4C含量對金剛石刀頭的抗彎強度和硬度的影響Fig.9 Effects of B4C contents on bending strength and hardness of diamond segment

圖10 金剛石刀頭的彎曲斷口SEM微觀形貌Fig.10 SEM micrographs of the diamond segment bending fractures

3 結(jié)論

（1）對Fe－Cu－Ni－W－Mo－C 元素混合粉末進行干法球磨20小時，可以得到15μm的預合金粉末；與水霧化Fe基預合金粉末相比，機械合金化粉末的固溶效果更好，粒度更細小，氧化較輕微，流動性也能滿足自動壓制要求；

（2）經(jīng)930℃熱壓燒結(jié)后，Cu又從Fe中析出，同時形成WC等硬質(zhì)相；B4C可能在球磨過程中產(chǎn)生了部分非晶化，經(jīng)高溫燒結(jié)后又恢復了結(jié)晶態(tài)，B4C并未與W、Mo、Ti等合金元素反應形成金屬硼化物；

（3）將80vol% 機械合金化預合金粉末與20vol%45／50＃ 鍍Ti金剛石顆粒均勻混合后，進行熱壓燒結(jié)，隨熱壓溫度升高，硬度逐漸增大，而強度先增大后降低；

（4）隨著B4C含量增加，金剛石刀頭的硬度逐漸增大，而抗彎強度在1%B4C時達到最高值949MPa，硬度為 HRB120.7。

［1］呂申峰，李季，夏舉學.國內(nèi)外預合金粉末在金剛石工具中的應用［J］.金剛石與磨料磨具工程，2006（4）.

［2］蔡方寒.金剛石工具用預合金粉末的研究動態(tài)［J］.金剛石與磨料磨具工程，2004（5）.

［3］張哲.1995（5）：冶金部華東地勘局搞能超硬材料工具廠.