脈沖磁場(chǎng)處理改善硬質(zhì)合金與鈦合金摩擦行為研究

李秋琴 楊 屹 楊永豐 吳明霞 賈軍軍

（四川大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 四川成都 610065）

鈦合金作為一種耐腐蝕性好、 強(qiáng)度高、 生物兼容性好的材料， 被廣泛應(yīng)用于船舶、 航空航天以及生物醫(yī)療等領(lǐng)域［1］。 然而， 鈦合金導(dǎo)熱性差、 化學(xué)活性高， 在切削過程中溫度可達(dá)800 ℃左右［2-3］， 過高的切削溫度容易導(dǎo)致刀具迅速磨損失效［4］。 為了延長(zhǎng)刀具的使用壽命， 增強(qiáng)切削過程中的冷卻與潤(rùn)滑效果，水基乳化切削液被廣泛應(yīng)用于鈦合金的加工［5］。 在鈦合金加工中， 切削液的成本占總制造成本的7%～17%［6］， 并且切削液在過高的切削溫度下容易蒸發(fā)，使得鈦合金的加工成本上升。 同時(shí)， 高濃度廢棄切削液嚴(yán)重影響環(huán)境， 廢液的處理增加了環(huán)境和資源負(fù)擔(dān)［7］。 因此， 降低水基乳化切削液的濃度， 有利于降低鈦合金加工制造成本， 減少廢棄切削液對(duì)環(huán)境的影響。

改善刀具切削區(qū)域的摩擦有助于減少切削熱的產(chǎn)生［8］， 達(dá)到與切削液類似的減摩潤(rùn)滑效果。 磁場(chǎng)處理作為一種新興技術(shù)， 其在改善刀具摩擦磨損性能方面已證明具有顯著的效果。 BATAINEH 等［9］發(fā)現(xiàn)磁場(chǎng)處理后硬質(zhì)合金鉆頭的磨損減少了10%， 主要是由于磁力驅(qū)動(dòng)了鉆頭表面顯微組織的改變。 LIU 等［10］對(duì)此作了進(jìn)一步的分析， 并將磁場(chǎng)處理后銑刀耐磨性的增加以及切削性能的提升歸結(jié)于脈沖磁場(chǎng)促進(jìn)了硬質(zhì)合金的位錯(cuò)增殖。 YANG 等［11］發(fā)現(xiàn)在納米磁流體潤(rùn)滑工況下， 脈沖磁場(chǎng)處理的WC-12CO 球平均摩擦因數(shù)降低了12.4%， 工件的磨損量減少了26.8%， 并認(rèn)為這是因?yàn)榇艌?chǎng)促進(jìn)磁流體聚集增強(qiáng)了潤(rùn)滑。BABUTSKYI 等［12］認(rèn)為磁場(chǎng)處理使AISI 52100 鋼殘余應(yīng)力降低， 對(duì)減小摩擦因數(shù)和降低磨損具有積極作用。 上述研究證實(shí)磁場(chǎng)處理能顯著改善金屬材料的摩擦磨損性能， 但是， 磁場(chǎng)處理能否提高鈦合金加工中刀具的性能和降低切削液使用量有待進(jìn)一步探索。

本文作者采用脈沖磁場(chǎng)處理技術(shù)對(duì)WC-6Co 硬質(zhì)合金球進(jìn)行處理， 探討硬質(zhì)合金球在不同配比切削液潤(rùn)滑工況下與鈦合金摩擦磨損行為， 并通過車削試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證脈沖磁場(chǎng)處理對(duì)改善WC-6Co 硬質(zhì)合金刀具摩擦磨損行為及降低濃縮切削液使用量的效果，為減少實(shí)際生產(chǎn)中濃縮切削液的應(yīng)用提供理論支撐。

1 試驗(yàn)部分

1.1 脈沖磁場(chǎng)處理

WC-6Co 刀具廣泛用于鈦合金車削加工。 文中選用直徑為6 mm 的WC-6Co 硬質(zhì)合金球， 并在2.0 T的脈沖磁場(chǎng)中處理20 次， 每次脈沖間隔為10 s， 如圖1 所示。

圖1 硬質(zhì)合金球磁場(chǎng)處理示意Fig.1 Schematic of magnetic field treatment of cemented carbide ball

1.2 摩擦磨損測(cè)試

采用往復(fù)式CFT-Ⅰ摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)測(cè)試了脈沖磁場(chǎng)處理和未處理的硬質(zhì)合金球在不同切削液配比下的摩擦學(xué)性能。 其中， 載荷為20 N， 往復(fù)頻率為6.67 Hz， 往復(fù)長(zhǎng)度為5 mm， 摩擦?xí)r間為180 min。工件材料為TC4 鈦合金（Ti6Al4V）， 試驗(yàn)前先對(duì)工件表面進(jìn)行機(jī)械拋光， 保證每個(gè)工件表面粗糙度Ra為0.3 μm。 試驗(yàn)前， 工件和硬質(zhì)合金球均在無水乙醇中清洗15 min， 干燥處理后備用； 同時(shí)采用特斯拉計(jì)測(cè)量硬質(zhì)合金球的磁感應(yīng)強(qiáng)度， 確保硬質(zhì)合金球與鈦合金工件接觸面為整個(gè)球上磁感應(yīng)強(qiáng)度最大的部分。

圖2 所示為硬質(zhì)合金球／鈦合金工件摩擦磨損示意圖。 其中潤(rùn)滑介質(zhì)高于工件2～3 mm， 確保潤(rùn)滑介質(zhì)完全浸潤(rùn)硬質(zhì)合金球／鈦合金的摩擦面。

圖2 硬質(zhì)合金球與摩擦工件的運(yùn)動(dòng)方式Fig.2 The motion mode of ball and friction workpiece

1.3 試驗(yàn)工況

潤(rùn)滑介質(zhì)為不同配比的純凈水與極壓乳化切削液， 具體的配比如表1 所示。 每組試驗(yàn)重復(fù)3 次以確保結(jié)果的重復(fù)性和穩(wěn)定性。 試驗(yàn)過程中實(shí)時(shí)采集摩擦因數(shù)（COF）， 試驗(yàn)后采用能量色散光譜儀（EDS）及Phenom Pro 掃描電子顯微鏡分析硬質(zhì)合金球和TC4 鈦合金工件的表面形貌與元素分布。

表1 試驗(yàn)工況Table 1 Test conditions

2 結(jié)果與分析

2.1 摩擦因數(shù)和工件磨損量

圖3 （a） — （d） 為處理和未處理的WC-6Co硬質(zhì)合金球在不同配比切削液潤(rùn)滑下的摩擦因數(shù)變化趨勢(shì)。 可見， 磁處理后摩擦因數(shù)呈現(xiàn)先上升后保持平穩(wěn)的趨勢(shì)； 與未磁處理處理相比， 磁處理處理后硬質(zhì)合金與鈦合金的磨合期變短； 在不同配比切削液潤(rùn)滑下， 進(jìn)入摩擦穩(wěn)定狀態(tài)后， 磁處理球的摩擦因數(shù)均小于未處理球， 且隨著時(shí)間的增長(zhǎng)， 兩者摩擦因數(shù)差值逐漸增大。 如圖3 （e） 所示， 在0～120 min， 隨著極壓乳化切削液配比的降低， 磁處理球和未處理球兩者平均摩擦因數(shù)的差值呈現(xiàn)先增加， 后減小的趨勢(shì)；當(dāng)切削液與水的配比為1 ∶35 時(shí)， 平均摩擦因數(shù)下降了9.0%。 如圖3 （d） 所示， 在120 ～180 min， 對(duì)于研究的3 種切削液與水的配比1 ∶15、 1 ∶25、 1 ∶35，處理球的平均摩擦因數(shù)相較于未處理球分別低了9.4%、 14.2%、 13.2%， 處理后的球摩擦因數(shù)的降幅隨著切削液含量的降低而提高。 這說明了脈沖磁場(chǎng)增強(qiáng)了摩擦副的減摩性能［11，13］。

圖3 處理球和未處理球在不同潤(rùn)滑條件下的摩擦因數(shù)曲線與平均摩擦因數(shù)Fig.3 Friction coefficient curves and average friction coefficient of treated and untreated balls under different lubrication conditions： （a），（b）， （c） proportion of concentrated emulsified cutting fluid and water is 1 ∶15， 1 ∶25， 1 ∶35， respectively； （d） pure water lubrication； （e） average friction coefficient from 0 to 120 min； （f） average friction coefficient from 120 min to 180 min

在摩擦過程中， 處理球的摩擦因數(shù)上升的總體趨勢(shì)比較平緩， 但仍存在小幅度的波動(dòng)， 主要是由磨屑的黏附破裂與剝離引起的［14］。 值得注意的是， 在切削液與水的配比為1 ∶15 的工況下， 處理球的摩擦因數(shù)穩(wěn)定在0.3 左右， 此時(shí)進(jìn)入了一個(gè)周期性的穩(wěn)定摩擦狀態(tài)。 潤(rùn)滑介質(zhì)為純水時(shí)， 如圖3 （d）、 （e）、 （f）所示， 處理后的摩擦因數(shù)仍小于未處理的， 且在0 ～120 min 和120～180 min 的平均摩擦因數(shù)分別下降了5.6%和2.8%。 由此可知， 磁場(chǎng)處理大幅降低了摩擦因數(shù)。

2.2 摩擦球表面

如圖4 （a）、 （b） 所示為切削液與水配比為1 ∶15工況下處理和未處理硬質(zhì)合金球摩擦表面形貌。磁場(chǎng)處理球的磨斑和黏附的鈦合金顆粒略微大于未處理的球， 但是對(duì)于磨斑中間部位而言， 磁處理后摩擦球表面更光滑和孔隙更小， 如圖4 （a2）、 （b2） 所示。 圖4 （a2） 中摩擦表面的孔隙是由于在往復(fù)摩擦的過程中Co 相被鈦合金氧化物黏附脫落。 圖4 （c）— （f） 分別是切削液與水配比為1 ∶ 25、1 ∶35工況下處理和未處理硬質(zhì)合金球摩擦表面形貌。磁場(chǎng)處理后的硬質(zhì)合金磨斑始終略大于未處理硬質(zhì)合金， 同時(shí)磨斑黏附物相對(duì)于15-MT 工況下的硬質(zhì)合金更少。 因此， 磁場(chǎng)處理后的硬質(zhì)合金可能在更低配比的切削液工況下服役表現(xiàn)效果更好。 鈦合金加工時(shí)刀具磨損失效的原因之一是黏結(jié)相Co 發(fā)生脫落， 使鈦合金更容易侵入WC 晶?？紫?， WC 晶簇被包裹脫落［15］從而造成刀具的嚴(yán)重磨損。 磁場(chǎng)處理后， 由于磁致伸縮效應(yīng)及磁場(chǎng)對(duì)Co 位錯(cuò)增殖強(qiáng)化［10］， 使黏結(jié)相Co 難從WC 晶粒之間脫落。

圖4 背散射下磨痕全貌和二次電子下磨痕局部放大圖Fig.4 Full view of wear marks under BSD and magnification of wear marks under SED： （a） 15-UT condition； （b） 15-MT condition； （c） 25-UT condition； （d） 25-MT condition； （e） 35-UT condition； （f） 35-MT condition

2.3 工件表面狀態(tài)

圖5 （a） — （f） 為不同配比切削液工況下鈦合金工件摩擦表面形貌。 從元素成分上來看， 與處理和未處理硬質(zhì)合金球?qū)δ螅?鈦合金表面形貌區(qū)別不大。 但是， 對(duì)比圖5 （a） 和 （b） 和圖5 （e） 和（f） 可看出， 與未處理硬質(zhì)合金球?qū)δ螅?鈦合金表面出現(xiàn)了較多規(guī)則的犁溝， 這是耕作效應(yīng)引起的典型特征［16］。 這是由于高硬度的硬質(zhì)合金嵌入了鈦合金表面， 在滑動(dòng)往復(fù)摩擦過程中鈦合金發(fā)生塑性流動(dòng)所形成的［17］。 另外也說明， 硬質(zhì)合金發(fā)生Co 相脫離時(shí)造成的凹坑加劇了硬質(zhì)合金表面不平整性， 從而使鈦合金摩擦面出現(xiàn)細(xì)窄的犁溝。 如圖5 （b）、 （d）、（f） 所示， 與處理后硬質(zhì)合金球?qū)δr(shí)， 鈦合金表面犁溝隨濃縮乳化切削液配比的降低呈現(xiàn)先增多后減少的趨勢(shì)； 在濃縮乳化切削液配比相對(duì)較低的工況下（35-MT 工況）， 鈦合金磨損表面反而更加光滑。 磁場(chǎng)處理后的硬質(zhì)合金球在摩擦過程中， 切削液中被表面活性劑包裹分散帶負(fù)電性［18］的油滴更容易被硬質(zhì)合金表面吸附， 形成連續(xù)油池， 提供更好的潤(rùn)滑作用［19］。

圖5 二次電子下不同潤(rùn)滑條件下鈦合金工件表面磨痕對(duì)比Fig.5 Comparison of surface wear marks of titanium alloy workpiece under different lubrication conditions under SED： （a） 15-UT condition； （b） 15-MT condition； （c） 25-UT condition； （d） 25-MT condition；（e） 35-UT condition； （f） 35-MT condition； （g） UTW condition； （h） MTW condition

如圖5 （g）、 （h） 所示， 在水潤(rùn)滑時(shí)， 與未處理球?qū)δΦ拟伜辖鹉Σ帘砻婺ズ鄢霈F(xiàn)了更多的犁溝及黏附的剝落碎片， 剝落碎片在摩擦過程中會(huì)引起磨粒磨損， 加劇磨損過程。 從EDS 元素質(zhì)量分布來看， 磁場(chǎng)處理后O 質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降了4.23%。 磁場(chǎng)處理后的硬質(zhì)合金抑制了摩擦過程中鈦合金的化學(xué)活性。

2.4 硬質(zhì)合金表面剩余磁場(chǎng)作用

圖6 （a） 所示為在切削液與水配比為1 ∶15 的工況下， 對(duì)未處理、 磁處理和退磁處理硬質(zhì)合金球進(jìn)行摩擦磨損試驗(yàn)時(shí)的摩擦因數(shù)曲線。 硬質(zhì)合金球退磁前表面磁感應(yīng)強(qiáng)度為15.69 mT， 退磁后為0。 可見，磁場(chǎng)處理后的摩擦因數(shù)曲線維持在一個(gè)相對(duì)平穩(wěn)的值， 未處理的摩擦因數(shù)曲線則持續(xù)向上； 而退磁處理硬質(zhì)合金球在經(jīng)過磨合階段后， 其摩擦因數(shù)和未處理的硬質(zhì)合金相差無幾， 但是其增長(zhǎng)速率要略微緩慢于未處理的硬質(zhì)合金。

圖6 未處理、 磁處理和退磁處理硬質(zhì)合金摩擦因數(shù)比較（a） 與退磁處理硬質(zhì)合金磨損表面形貌及元素分布（b）Fig.6 Comparison of friction coefficients of untreated， magnetized and demagnetized cemented carbides （a）， morphology and element distribution of wear surface of demagnetized cemented carbide （b）

退磁后的摩擦因數(shù)曲線更能說明磁場(chǎng)對(duì)油滴的作用效果。 在二次電子下的圖像中（見圖4）， 磁處理硬質(zhì)合金與未處理后硬質(zhì)合金相比， 顯示出更少的孔隙， 這可能是其摩擦因數(shù)增長(zhǎng)速率緩慢的原因。

2.5 車削試驗(yàn)驗(yàn)證

圖7 所示為在切削液與水配比為1 ∶15 工況下，未處理和處理的硬質(zhì)合金刀具在鈦合金切削加工后的磨損程度。 其中進(jìn)給量0.1 mm／r， 切削深度0.6 mm，主軸轉(zhuǎn)速420 r／min， 切削線速度69.37 ～88.36 m／min。 可見， 磁場(chǎng)處理后刀尖磨損帶寬比未處理磨損帶寬降低了0.046 mm， 說明脈沖磁場(chǎng)處理能提高硬質(zhì)合金刀具的耐磨性能。 車削試驗(yàn)驗(yàn)證了摩擦磨損試驗(yàn)結(jié)果。

圖7 車削1 200 mm 后處理和未處理硬質(zhì)合金車刀刀尖磨損程度Fig.7 Wear degree of the tool tips of untreated tool （a） and treated tool （b） after turning 1 200 mm

3 結(jié)論

采用脈沖磁場(chǎng)處理技術(shù)對(duì)WC-6Co 硬質(zhì)合金球進(jìn)行處理， 探討硬質(zhì)合金球在不同配比切削液潤(rùn)滑工況下與鈦合金摩擦磨損行為， 得到的結(jié)論如下：

（1） 磁場(chǎng)處理后， 硬質(zhì)合金磨痕表面Co 相脫落更少， 這與磁場(chǎng)處理致使黏結(jié)相Co 磁致伸縮和位錯(cuò)增殖有關(guān)。

（2） 磁場(chǎng)處理大幅提高了WC-6Co／鈦合金的摩擦性能， 處理后的球摩擦因數(shù)的降幅隨著濃縮乳化切削液與水配比的降低而提高。 磨損的鈦合金表面犁溝隨濃縮乳化切削液與水配比的降低呈現(xiàn)先增多后減少的趨勢(shì)。

（3） 在濃縮乳化切削液配比相對(duì)較低的工況下（1 ∶35）， 鈦合金磨損表面反而更加光滑， 是由于磁場(chǎng)處理后的硬質(zhì)合金球在摩擦的過程中油滴更容易被硬質(zhì)合金表面吸附， 形成連續(xù)油池， 提供更好的潤(rùn)滑作用導(dǎo)致的。