WC-11Co硬質(zhì)合金與不同巖石的摩擦磨損特性

李秀林，陳麗勇，易丹青，趙聲志，張忠健，鄭曉晨，王 斌，劉會群，彭 宇

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WC-11Co硬質(zhì)合金與不同巖石的摩擦磨損特性

李秀林1, 3，陳麗勇1, 3，易丹青1, 3，趙聲志2, 4，張忠健2, 4，鄭曉晨1，王 斌1, 3，劉會群1, 3，彭 宇2, 4

(1. 中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083；2. 株洲硬質(zhì)合金集團有限公司，株洲 412000；3. 中南大學(xué)有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點實驗室，長沙 410083；4. 硬質(zhì)合金國家重點實驗室，株洲 412000)

在MMU-10型多功能摩擦磨損試驗機上采用銷盤濕式摩擦方式，研究WC-11Co硬質(zhì)合金與兩種花崗巖摩擦副的摩擦磨損性能，利用掃描電子顯微鏡觀察硬質(zhì)合金的磨損表面形貌。結(jié)果表明：在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/高硬度花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)較低；當(dāng)載荷為700 N時，硬質(zhì)合金/高硬度花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失較高，與硬質(zhì)合金/低硬度花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失差約為4%；而在其他低載荷摩擦條件下，兩摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失差均在12%左右，這表明在較低載荷作用下，配副材料對硬質(zhì)合金磨損的影響相對增大；硬質(zhì)合金/高硬度花崗巖的磨損機理主要為Co粘結(jié)相塑性變形、WC晶粒脫落，硬質(zhì)合金/低硬度花崗巖的磨損機理主要為硬質(zhì)合金表面的刮擦。

硬質(zhì)合金；摩擦磨損性能；摩擦因數(shù)；質(zhì)量損失

WC-Co硬質(zhì)合金具有硬度高、韌性和耐磨性較好等一系列優(yōu)良性能，被廣泛用作盾構(gòu)刀具材料[1]。QUERCIA等[2?6]研究表明WC-Co硬質(zhì)合金的摩擦磨損性能同WC晶粒尺寸和Co含量密切相關(guān)。QUIGLEY等[2]認(rèn)為，硬質(zhì)合金的磨損機理與配副材料的硬度有關(guān)，WC-Co的磨損抗力在某一Ha/HWC-Co的臨界值處發(fā)生轉(zhuǎn)變(Ha為配副材料的硬度，HWC-Co為硬質(zhì)合金的硬度)。BESTE等[7]將WC-Co硬質(zhì)合金分別與花崗巖、磁鐵礦、砂巖等七種巖石組成摩擦副進行低載荷(20 N)摩擦磨損試驗，在室溫時，硬質(zhì)合金對云母片巖的干摩擦穩(wěn)定性最高，對長英麻粒巖的最低；350 ℃時，長英麻粒巖的摩擦力最高，赤鐵礦的最低；在25 ℃水中，花崗巖的摩擦力最高，石英巖的最低。鄶吉才[8?9]將普通硬質(zhì)合金YG8和晶粒尺寸為0.2 μm的納米硬質(zhì)合金與大理石組成摩擦副，發(fā)現(xiàn)普通硬質(zhì)合金呈現(xiàn)出脆性斷裂和晶粒大片脫落；納米硬質(zhì)合金的磨損機理則為磨粒磨損和巖石中脫落的硬質(zhì)點楔入WC晶粒之間的Co相引起硬質(zhì)相WC的脫落。BESTE等[10?11]選用不同巖石與不同的硬質(zhì)合金組成摩擦副，發(fā)現(xiàn)所有硬質(zhì)合金表面的結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，巖石材料同WC/Co結(jié)構(gòu)發(fā)生了原子級結(jié)合，這種表層結(jié)構(gòu)的改變會影響硬質(zhì)合金的摩擦磨損性能，因此選用不同的巖石作為硬質(zhì)合金的配副材料可以影響其摩擦磨損性能。在實際施工中，巖層的差異性使盾構(gòu)刀具用硬質(zhì)合金的磨損行為異常復(fù)雜，而有關(guān)這方面的報道較少。

鑒于此，本文將硬質(zhì)合金試樣與兩種硬度不同的花崗巖組成摩擦副進行摩擦磨損試驗，研究不同的巖石對硬質(zhì)合金摩擦磨損行為及磨損機理的影響，為盾構(gòu)刀具用硬質(zhì)合金的壽命評價提供理論參考。

1 實驗

1.1 實驗材料

實驗材料為株洲硬質(zhì)合金集團有限公司生產(chǎn)的硬質(zhì)合金(WC-11Co)，密度為14.45 g/cm3，WC平均晶粒尺寸為3 μm，試樣尺寸為15 mm×5 mm×5 mm，其中摩擦面為5 mm×5 mm，摩擦磨損試驗前依次用100#、200#、400#、600#砂紙打磨硬質(zhì)合金試樣的摩擦面。選用硬度分別為1 120 HV和790 HV的花崗巖與硬質(zhì)合金組成摩擦副(下文以1#花崗巖表示硬度為 1 120 HV的花崗巖，以2#花崗巖表示硬度為790 HV的花崗巖)，兩種巖石試樣尺寸均為50 mm×50 mm×15 mm。

1.2 摩擦磨損試驗

本試驗在MMU-10型多功能摩擦磨損試驗機上進行，采用銷盤濕式摩擦方式，試驗過程中保持充分的自來水供給，摩擦副直徑為38 mm。摩擦因數(shù)從試驗機上直接讀出，用精密電子天平(精度0.1 mg)稱量試驗前后硬質(zhì)合金試樣的質(zhì)量，質(zhì)量差即為其磨損質(zhì)量損失。該實驗在室溫、標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下進行。摩擦磨損試驗的參數(shù)如表1所列。采用Quanta200型掃描電子顯微鏡觀察不同條件下硬質(zhì)合金的磨損表面形貌。

表1 摩擦磨損試驗參數(shù)

2 結(jié)果與討論

2.1 摩擦因數(shù)

圖1、圖2分別為不同載荷和不同轉(zhuǎn)速下硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)與時間的關(guān)系曲線(載荷和轉(zhuǎn)速均為單變量)。可以看到，在同一摩擦副中，摩擦因數(shù)在磨損初期波動較大，在載荷作用下，表面微凸體相互嚙合、碰撞以及發(fā)生彈塑性變形[12?13]，導(dǎo)致接觸面積迅速增大，摩擦因數(shù)隨之減小且逐漸趨于穩(wěn)定。

圖1中，載荷為300 N時，硬質(zhì)合金/1#花崗巖的摩擦因數(shù)波動范圍為0.3~0.49，硬質(zhì)合金/2#花崗巖的波動范圍為0.48~0.59；載荷為500 N時，前者的摩擦因數(shù)變化范圍為0.35~0.56，后者的摩擦因數(shù)變化范圍為0.56~0.7；載荷為700 N時，前者的摩擦因數(shù)在0.37~0.66之間波動，后者的摩擦因數(shù)在0.61~0.86之間波動。可見，摩擦因數(shù)隨載荷增大而升高，在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)較大。

圖1 相同轉(zhuǎn)速(200 r/min)不同載荷下硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)與時間的關(guān)系曲線

由圖2可知，轉(zhuǎn)速較小時水膜對表面起到冷卻和潤滑作用，表面性能隨轉(zhuǎn)速的變化不發(fā)生明顯變化，因而摩擦因數(shù)隨轉(zhuǎn)速的增大變化不大，表現(xiàn)出良好的穩(wěn)定性[13?14]，可見在同一摩擦副中，轉(zhuǎn)速為100 r/min和200 r/min時摩擦因數(shù)相當(dāng)；轉(zhuǎn)速增大到300 r/min時，水膜受到一定程度的破壞，表面溫度升高，使摩擦表面微凸體變軟、嚙合程度增大、摩擦因數(shù)變大[15]。

圖2 相同載荷(500 N)不同轉(zhuǎn)速下硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)與時間的關(guān)系曲線

圖3 不同摩擦條件下硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失

在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)較大，這主要與摩擦副材料的硬度有關(guān)，與1#花崗巖相比，2#花崗巖的硬度較低，在對摩時接觸表面的微凸體嚙合程度較大，接觸面積也較大，因而摩擦因數(shù)較大。

2.2 磨損質(zhì)量損失

分別在不同載荷、不同轉(zhuǎn)速以及不同磨損時間下進行單因素實驗，獲得硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失，結(jié)果如圖3所示?？梢钥吹?，在同一摩擦副中，隨載荷、轉(zhuǎn)速以及磨損時間的增大，硬質(zhì)合金的磨損質(zhì)量損失增大。在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失均較高，當(dāng)載荷為700 N時，其與硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失差約為4%，而在其他較低載荷作用下，兩摩擦副的磨損質(zhì)量損失差均在12%左右，這說明在高載荷作用下，配副材料對硬質(zhì)合金磨損程度的影響相對減小?；瑒幽Σ?xí)r材料的磨損質(zhì)量損失與法向載荷、轉(zhuǎn)速、磨損時間的關(guān)系可以由Rhee[16-17]提出的磨損方程(式(1))表示：

Δ=KFVt(1)

式中：Δ為試樣的磨損質(zhì)量損失，為摩擦因數(shù)，與材料、表面品質(zhì)等因素有關(guān)，為法向載荷，為轉(zhuǎn)速，為時間，分別為載荷、轉(zhuǎn)速和磨損時間對磨損質(zhì)量損失的影響指數(shù)。經(jīng)驗證明大多數(shù)滑動摩擦磨損情況滿足該方程。將(1)式兩邊取對數(shù)可得：

lnΔ=ln+ln+ln+ln(2)

將圖3的試驗數(shù)據(jù)代入(2)式，控制變量分別求得、、的值。當(dāng)轉(zhuǎn)速均為200 r/min，磨損時間均為120 min，載荷不同時，lnΔ?lnΔ之間滿足線性關(guān)系，做線性回歸處理，直線斜率即為，設(shè)硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的lnΔ?ln斜率分別為1和2，可得1=1.077 96，2=1.144 84，同理求得參數(shù)1=1.020 7、2=1.023 22和1=0.990 59、2=1.007 07。圖4為不同磨損條件下各關(guān)系的線性回歸圖，可見試驗數(shù)據(jù)與上述3種線性關(guān)系吻合較好。

由以上結(jié)果可知，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損方程為：

Δ=11.077961.02070.99059(3)

硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損方程為：

Δ=21.144841.023221.00707(4)

因為1＜2，1＜2，1＜2，在3個影響指數(shù)中載荷影響指數(shù)1和2值最大，且1和2相差最大，表明載荷對兩摩擦副的硬質(zhì)合金磨損影響最大，在同一摩擦磨損條件下，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失較高，所以1＞2(1、2為與摩擦材料相關(guān)的因數(shù))，表明1#花崗巖對硬質(zhì)合金磨損程度的影響高于2#花崗巖，綜上可以認(rèn)為兩摩擦副的硬質(zhì)合金磨損主要受配副材料和載荷影響。在低載荷區(qū)，配副材料種類對硬質(zhì)合金磨損影響較大，載荷增大時配副材料對硬質(zhì)合金磨損程度的影響相對減小，圖3(a)中載荷增大至700 N時，兩摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失差由12%減小至4%。在本試驗條件下，兩摩擦副的硬質(zhì)合金磨損主要受配副材料影響。

圖4 求解磨損方程參數(shù)的關(guān)系曲線

2.3 磨損機理

WC-11Co硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副在不同載荷下的硬質(zhì)合金磨損表面SEM照片如圖5所示，其中塊狀部分為WC晶粒，在WC晶粒間分布著粘結(jié)相Co。圖5(a)~(b)為硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損表面，可以看到，在同一摩擦磨損條件下，與另一摩擦副的硬質(zhì)合金相比Co相擠出和WC晶粒脫落留下的剝落坑較多、較深，在宏觀上表現(xiàn)為較差的耐磨性和較高的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失，同圖3相吻合，且基本符合QUIGLEY[2]的研究結(jié)果；當(dāng)載荷較低時，硬質(zhì)合金表面出現(xiàn)了較多的刮擦痕跡，剝落坑較少、較淺，當(dāng)載荷增大至700 N時，硬質(zhì)合金表面的刮擦痕跡減少，剝落坑急劇增多，宏觀上表現(xiàn)為較高的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失。

圖5 不同載荷下硬質(zhì)合金摩擦磨損表面的SEM照片

硬質(zhì)合金中WC相為硬質(zhì)相，硬度較大，不易變形，而Co相較軟，會優(yōu)先發(fā)生塑性變形，在載荷作用下，Co相塑性變形程度增大繼而被擠出，Co相的流失破壞了WC晶粒的穩(wěn)定性，當(dāng)接觸應(yīng)力超過其斷裂極限時，WC晶粒碎裂、剝落，使得表面產(chǎn)生剝落坑[18?20]；破碎的WC顆粒以及硬質(zhì)巖石顆粒有相當(dāng)一部分留在表面作為磨粒，對表面產(chǎn)生微切削，從而引起新的塑性變形和WC晶粒的破碎[9, 21]，由于1#花崗巖硬度較高，其磨粒對硬質(zhì)合金的切削更嚴(yán)重，因此在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失較高。另一方面，破碎的WC顆粒及硬質(zhì)巖石顆粒可能嵌入Co相，Co相、破碎的WC顆粒和巖石顆粒組成新的物質(zhì)，這種結(jié)構(gòu)的改變在一定程度上改變了硬質(zhì)合金的性能[22]，不同的巖石材料則通過此方式影響硬質(zhì)合金的摩擦磨損性能。

圖6為不同摩擦條件下典型的硬質(zhì)合金摩擦磨損形貌，由圖6(a)~(b)可以看到硬質(zhì)合金磨損表面存在較多的WC/WC界面間的裂紋、WC晶粒內(nèi)部的裂紋以及Co相擠出和WC晶粒脫落留下的剝落坑；圖6(c)~(d)中硬質(zhì)合金磨損表面則出現(xiàn)了明顯的“臺階狀”和“波浪狀”刮擦痕跡。

根據(jù)圖6的硬質(zhì)合金磨損表面形貌，總結(jié)出硬質(zhì)合金的磨損機理模型示意圖，如圖7所示。磨損開始前，硬質(zhì)合金表面較平整(圖7(a))；在外力作用下，表層的Co相優(yōu)先發(fā)生塑性變形以及微磨損(圖7(b))；Co相的遷移或擠出導(dǎo)致硬質(zhì)相表面直接被巖石顆粒擠壓，表面出現(xiàn)刮擦痕跡，同時Co相的流失破壞了WC晶粒的穩(wěn)定性，導(dǎo)致裂紋在粘結(jié)相/硬質(zhì)相界面處萌生并擴展[23?25](圖7(c))；隨著表層粘結(jié)相的進一步磨損，個別WC晶粒被拔出，WC晶粒多為多邊形，其邊角較為尖銳，晶粒接觸時容易造成應(yīng)力集中，當(dāng)應(yīng)力超過一定值時，WC晶粒內(nèi)部產(chǎn)生微裂紋(圖7(d)~(e))；在載荷作用下，裂紋進一步擴展，硬質(zhì)相邊緣部分碎裂，硬質(zhì)相表面刮擦痕跡變多變深，WC/WC界面間的裂紋、WC晶粒內(nèi)部的裂紋擴展加劇，WC晶粒最終碎裂、脫落，使得表面產(chǎn)生孔洞，如圖6所示。

選用不同的配副材料1#花崗巖和2#花崗巖，在一定程度上改變了WC-11Co硬質(zhì)合金的磨損性能以及磨損機理，因而可以做進一步研究，探討更多的巖石材料對硬質(zhì)合金摩擦磨損性能以及磨損機理的影響，進而為盾構(gòu)刀具用硬質(zhì)合金的優(yōu)選提供參考。

圖6 硬質(zhì)合金摩擦磨損表面的SEM照片

圖7 WC-11Co硬質(zhì)合金的的磨損機理示意圖

3 結(jié)論

1) 隨載荷、轉(zhuǎn)速增加，硬質(zhì)合金/1#花崗巖和硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)均呈增大趨勢，在相同摩擦條件下，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的摩擦因數(shù)較低。

2) 隨載荷、轉(zhuǎn)速以及磨損時間提高，硬質(zhì)合金的磨損質(zhì)量損失均增大；在同一摩擦條件下，硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的硬質(zhì)合金磨損質(zhì)量損失均較高，當(dāng)載荷增大到一定程度時，配副材料對硬質(zhì)合金磨損程度的影響相對減小。

3) WC-11Co硬質(zhì)合金/1#花崗巖摩擦副的磨損機理主要為Co相塑性變形和WC晶粒碎裂、脫落，硬質(zhì)合金/2#花崗巖摩擦副的磨損機理為刮擦磨損。

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(編輯 高海燕)

Friction and wear performances of WC-11Co cemented carbides sliding against different rocks

LI Xiu-lin1, 3, CHEN Li-yong1, 3, YI Dan-qing1, 3, ZHAO Sheng-zhi2, 4, ZHANG Zhong-jian2, 4, ZHENG Xiao-chen1, WANG Bin1, 3, LIU Hui-qun1, 3, PENG Yu2, 4

(1. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Zhuzhou Cemented Carbide Group Corp., Ltd., Zhuzhou 412000, China; 3. Key Laboratory of Nonferrous Materials Science and Engineering of Ministry of Education,Central South University, Changsha410083, China;4. State Key Laboratory of Cemented Carbide, Zhuzhou 412000, China)

The friction and wear properties of WC-11Co cemented carbides against two kinds of granites were evaluated on the MMU-10 pin-on-disk multifunctional friction and wear tester under wet sliding condition, and the morphological analyses of the worn surface were studied by scanning electron microscope. The results show that, under the same friction condition, the friction coefficient of the cemented carbidesagainst granite with higher hardness is lower than those of the cemented carbides against granite with lower hardness.Under the load of 700 N, the mass loss of the cemented carbides against granite with higher hardness is 4% more than that of the cemented carbides against granite with lower hardness; and under the lower load, the mass loss difference of the cemented carbides between the two friction pairs is about 12%, which indicates that rubbing-pair material has relatively decreasing influence on the wear of the cemented carbides. The main wear mechanism of the cemented carbides against granite with higher hardness is the plastic deformation of cobalt binder phase and the removals of some tungsten carbide grains, and scratching mainly occurs in the cemented carbides against granite with lower hardness.

cemented carbide; friction and wear property; friction coefficient; mass loss

TH117.1

A

1673-0224(2015)3-398-08

五礦湖南有色基金項目(YSZN2013CL01)；國家科技支撐計劃項目(2011BAE09B03和2014BAC03B05)

2014-05-26；

2014-07-31

易丹青，教授，博士。電話：0731-88830263；E-mail address: yioffice@csu.edu.cn