盾構(gòu)滾刀材料表面鎳基碳化鎢 涂層摩擦學(xué)性能研究

段文軍，李貞，王好平，莫繼良，章龍管，李建斌,3，周仲榮

（1.西南交通大學(xué) 盾構(gòu)/TBM 裝備摩擦學(xué)設(shè)計實驗室，成都 610031；2.中鐵工程服務(wù)有限公司，成都 610083；3.中鐵高新工業(yè)股份有限公司，北京 100070）

隨著當(dāng)今世界各國在城市軌道交通、地下管廊等行業(yè)的快速發(fā)展，盾構(gòu)機作為地下工程的重要施工裝備得到了廣泛的使用和大力發(fā)展[1-2]。作為盾構(gòu)機掘進系統(tǒng)的“牙齒”，盾構(gòu)刀具直接作用于開挖面，其工作環(huán)境惡劣，載荷不穩(wěn)定，受載荷沖擊大，是掘進過程中最易損壞的零部件之一，其損耗和壽命直接影響施工效率和成本[3-4]。盾構(gòu)刀具失效的主要原因是刀刃出現(xiàn)嚴(yán)重磨損、脫落和崩刃等形式[5-6]。為了提高盾構(gòu)刀具的耐磨性和抗沖擊性能，延長其使用壽命，國內(nèi)外很多學(xué)者都在尋找新的強化工藝方法[7-12]，其中段松[10]采用光纖激光器在調(diào)質(zhì)態(tài)40CrNiMo 鋼板上使用Ni60+30%鎳包碳化鎢粉末制備涂層，結(jié)果發(fā)現(xiàn)未熔碳化鎢顆粒增多，分布均勻，存在大量細(xì)小碳化鎢以及析出的塊狀富W 相，其耐磨性較盾構(gòu)刀圈的耐磨性提高了7.7 倍。付琴[11]在H13 的基材上運用激光器使用Fe-Mo-Ni-Si-B 體系粉末進行多道搭接制備厚度約為1.5 mm 的涂層，結(jié)果表明涂層組織均勻致密，硬化區(qū)的硬度范圍為1000～1200HV0.2，遠(yuǎn)高于基材，同時其磨損失重僅為基材的20%，耐磨性顯著提高。Anil Kumar Agrawal[12]在已磨損的滾刀刀圈（H13）上利用激光器使用納米碳化鎢顆粒進行了掃描速度和激光功率的工藝參數(shù)試驗，發(fā)現(xiàn)涂層硬度值比基材高了16%～95%。盡管激光熔覆有熔覆速度快、稀釋率低、能量集中等優(yōu)點，但該技術(shù)存在使用成本高、殘余應(yīng)力大的缺點，而離子堆焊因有等離子弧溫度高[13]、稀釋率低、熔覆效率高[14]、成本低等的優(yōu)點被廣泛應(yīng)用。通過涂層技術(shù)對刀具材料表面進行加工可以大幅提高刀具表面性能，也可對已磨損失效的刀具進行修復(fù)和再制造[10-11]。鎳基碳化鎢（Ni-WC）涂層是目前耐腐蝕、耐磨損和抗沖擊性能最好的涂層之一，已被廣泛運用于機械零部件的表面防護和再制造等領(lǐng)域[15-17]。

目前國內(nèi)外對Ni-WC 涂層的研究主要集中在粉末配比、制備工藝及力學(xué)性能分析等方面[18-20]，其摩擦磨損性能研究則主要集中在涂層的成分含量、組織結(jié)構(gòu)和制備工藝等對耐磨性的影響[21-24]，而對涂層在不同運動模式下的摩擦學(xué)性能和損傷機理研究報道較少。常規(guī)的摩擦磨損試驗往往只能對涂層在單一運動模式下的耐磨性能進行評價[25-26]，而盾構(gòu)刀具掘進時與巖石的相對運動實際是沖擊和滑動的復(fù)合[27]，可能無法對涂層的耐磨性能和損傷機理進行準(zhǔn)確全面的認(rèn)識。因此，有必要對涂層在不同運動模式下的摩擦磨損性能進行綜合全面的評價分析。

本文根據(jù)盾構(gòu)刀具實際工況，選擇在往復(fù)滑動和沖滑復(fù)合兩種相對運動模式條件下對涂層進行摩擦磨損試驗，研究其摩擦磨損性能，并探究該涂層在兩種運動模式下的磨損機理。

1 試驗

1.1 材料

試驗材料以H13 鋼（4Cr5MoSiV1）為基材，H13鋼（采用真實刀圈的熱處理工藝）是目前國內(nèi)外制作滾刀刀圈的常用材料，運用等離子堆焊工藝在其表面制備厚度約為2 mm 的Ni-WC 涂層。涂層制備所采用的Ni-WC 粉末是通過在NiCrBSi 合金粉末中添加質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 60%的球形碳化鎢顆粒（粒徑：125～ 150 μm 的約25%，75～125 μm 的約60%，45～75 μm的約15%）來制備，具體成分見表1。為對比研究盾構(gòu)滾刀表面Ni-WC 涂層的磨損性能，將基材H13 鋼作為對比材料，兩種試驗材料均由中鐵工程服務(wù)有限公司提供。

表1 實驗材料的化學(xué)成分 Tab.1 Chemical composition of the experimental materials wt%

1.2 表征與性能分析

磨損試驗均采用“球-平面”接觸方式，試驗前將涂層及基材原材料切成20 mm×10 mm×10 mm 的平面試樣（其中涂層厚度為 2 mm），對磨球為直徑10 mm 的Si3N4陶瓷球（硬度1800HV0.05），試驗環(huán)境為大氣環(huán)境下干態(tài)（室溫，相對濕度RH (60±10)%）。

往復(fù)滑動磨損試驗在CETR UMT-3 多功能摩擦磨損試驗機上進行。試驗裝置如圖1a 所示，應(yīng)變式力傳感器通過上夾具連接球試樣，試驗時移動平臺使球試樣往下移動并與平面試樣接觸，同時施加法向載荷（試驗過程中實時調(diào)節(jié)保持平衡），往復(fù)運動裝置帶動平面試樣作往復(fù)運動，實現(xiàn)與球試樣之間的往復(fù)摩擦。試驗參數(shù)為：法向載荷Fn=10 N，往復(fù)頻率f=1 Hz，往復(fù)位移幅值S=4 mm，循環(huán)次數(shù)N分別取1000、2000、3000 次。

沖滑復(fù)合磨損試驗在自制的沖滑復(fù)合摩擦磨損試驗機上進行，試驗裝置如圖1b 所示，其中沖擊軸經(jīng)彈簧片與沖擊試樣的夾具相連，伺服電機則通過沖擊軸驅(qū)動沖擊試樣對平面試樣進行往復(fù)沖擊。沖擊過程中彈簧片受力彎曲，使沖擊試樣與平面試樣之間實現(xiàn)沖滑復(fù)合運動。平面試樣底部的動態(tài)壓電傳感器可監(jiān)測試驗過程中平面試樣受到的動態(tài)載荷。試驗參數(shù)為：彈簧片厚度為0.5 mm（抗彎剛度EI=85.83× 10–3N·m2），沖擊角度α=30°，沖滑頻率f=1 Hz，沖滑幅值S=2 mm，循環(huán)次數(shù)N分別取5000、10 000、15 000 次。

采用光學(xué)顯微鏡（OM，OLYMPUS-BX60M，日本）、三維光學(xué)輪廓儀（3D-OM，BRUKER NPFLEX，美國）和掃描電子顯微鏡（SEM，JSM-6610LV，日本）觀察，并結(jié)合電子能譜儀（EDS，OXFORD X-MAX50 INCA-250，日本）對基材和涂層的微觀形貌、磨損特征及元素成分進行分析。

圖1 摩擦磨損試驗示意圖 Fig.1 Schematic diagram of wear test: (a) reciprocating sliding; (b) impact-sliding

2 結(jié)果與分析

2.1 涂層的結(jié)構(gòu)特征與顯微硬度

圖2 為Ni-WC 涂層的截面形貌，可見WC 顆粒分布均勻，涂層與基材結(jié)合良好，未見裂紋。磨損試驗前用砂紙和磨拋機分別對涂層和基材試樣的摩擦面進行打磨和拋光，處理后兩種試樣的三維形貌如圖3 所示，其中Ni-WC 涂層表面的WC 顆粒普遍高于鎳基合金區(qū)域。分別對涂層和基材的表面取點進行顯微硬度測試，結(jié)果取10 個測試點的平均值，H13 鋼樣品表面的顯微硬度值約為650HV，Ni-WC 涂層中的鎳基合金硬度約為600HV，與H13 鋼硬度相似，而涂層中含有的WC 顆粒硬度約為1500～2000HV，其硬度與對磨球相似。

2.2 往復(fù)滑動摩擦磨損試驗結(jié)果分析

圖4 為往復(fù)磨損3000 次后Ni-WC 涂層和基材H13 鋼的損傷特征。從圖4 中可觀察到，Ni-WC 涂層的磨痕寬度為0.42 mm，大部分磨損區(qū)域的磨損深度小于0.3 μm，只有部分鎳基合金區(qū)域出現(xiàn)剝落，H13鋼的磨痕較寬，達(dá)到0.78 mm，磨損深度達(dá)到0.5 μm?？梢?，在H13 鋼表面制備的Ni-WC 涂層的耐磨損性能有較大幅度的提高。

圖5 為對應(yīng)不同往復(fù)次數(shù)的兩種試樣表面SEM微觀形貌，可見Ni-WC 涂層在磨損初期（N=1000 次），鎳基合金區(qū)域無明顯損傷，只有少量磨屑粘附，但隨著磨損次數(shù)的增加，磨痕中部的部分鎳基合金區(qū)域，在接觸應(yīng)力的反復(fù)碾壓作用下產(chǎn)生微裂紋，隨后剝落。相比之下，H13 鋼表面在磨損初期就出現(xiàn)犁溝和微裂紋，且隨磨損次數(shù)的增加，磨損加劇，部分區(qū)域出現(xiàn)剝落。

兩種試樣在往復(fù)滑動摩擦磨損試驗過程中的摩擦因數(shù)如圖6 所示，可見摩擦穩(wěn)定階段H13 鋼的摩擦因數(shù)高于Ni-WC 涂層，在試驗后期H13 鋼的摩擦因數(shù)呈現(xiàn)不穩(wěn)定波動。觀察可知，兩種試樣的摩擦因素變化規(guī)律與磨損特征演變規(guī)律相對應(yīng)。Ni-WC 涂層表面磨損較為緩慢，其磨痕較窄，摩擦因數(shù)較低且較平穩(wěn)。相對而言，H13 鋼表面材料易被去除，磨痕較寬，與對磨球的接觸面積較大，其摩擦因數(shù)也較高，且磨損過程中生成的大量磨屑不易排出，磨損表面出現(xiàn)犁溝和剝落等復(fù)雜的損傷形式，導(dǎo)致摩擦因數(shù)不穩(wěn)定波動。

圖4 兩種材料在3000 次往復(fù)滑動循環(huán)后的磨損特征分析 Fig.4 Wear feature analysis after 3000 cycles of reciprocating sliding: (a) Ni-WC coating; (b) H13 steel

圖5 兩種試樣磨痕的SEM 微觀形貌 Fig.5 SEM micrographs of two worn surfaces: (a) Ni-WC coating; (b) H13 steel

圖6 摩擦因數(shù)曲線 Fig.6 Curves of friction coefficient

圖7 往復(fù)滑動磨損過程的周期演變示意圖 Fig.7 Schematic diagrams of cycle evolution of reciprocating sliding wear process: (a) Ni-WC coating; (b) H13 steel

圖7 為兩種試樣往復(fù)滑動磨損損傷過程的示意圖。Ni-WC 涂層的往復(fù)滑動磨損呈周期性特征，在一個磨損周期中的初期，在法向載荷的作用下，對磨球沿Ni-WC 涂層表面相對運動發(fā)生二體磨粒磨損，多個凸起的WC 顆粒形成的主要接觸平臺，其較高的硬度及耐磨性可有效阻隔磨粒對鎳基合金區(qū)域的切削[28]。 此外，高WC 顆粒與低鎳基合金組合的結(jié)構(gòu)，在磨損過程中使大部分磨屑滯留在較低的鎳基合金區(qū)域，打斷磨屑在對磨球與涂層間的連續(xù)移動，從而減少對磨球與涂層接觸處的三體磨粒磨損，減輕涂層表面發(fā)生塑性變形或脆裂的程度。磨損中期，WC 顆粒經(jīng)過長時間的磨損后，涂層表面磨損區(qū)域趨于平滑，磨粒對較軟的鎳基合金區(qū)域有犁溝作用，且磨粒與有磨屑堆積的表面產(chǎn)生較高的接觸應(yīng)力，在此接觸應(yīng)力的循環(huán)加載下，鎳基合金區(qū)域出現(xiàn)疲勞剝落現(xiàn)象[29]。但無論是犁溝作用，還是剝落，都會使鎳基合金區(qū)域的材料被快速去除，涂層磨損區(qū)域恢復(fù)到高WC 顆粒與低鎳基合金組合的結(jié)構(gòu)，開始下一周期的磨損歷程。相比之下，H13 鋼材料的硬度較低，在磨損過程中被迅速去除，且在磨損區(qū)域留下較深的犁溝痕跡，而產(chǎn)生的磨屑在界面反復(fù)移動，產(chǎn)生了嚴(yán)重的三體磨粒磨損，使磨損表面發(fā)生疲勞或剝落。

2.3 沖滑復(fù)合磨損試驗結(jié)果分析

圖8 為Ni-WC 涂層和H13 鋼在一個沖滑磨損循環(huán)過程中的載荷曲線。沖滑磨損過程中，對磨球以一定初速度向下移動并與傾斜的平面試樣接觸，產(chǎn)生一個持續(xù)時間較短的沖擊載荷F1，而后由于與對磨球連接的彈簧片具有一定的剛度，對磨球受到沿斜面的較大接觸應(yīng)力，使對磨球快速向側(cè)向彈起，隨后在沖擊軸的軸向驅(qū)動下與試樣再次接觸，產(chǎn)生一個時間較短的沖擊載荷F2，而后對磨球與試樣相對滑動并產(chǎn)生一個變化的壓載荷Fp，因此在沖滑磨損過程中，平面試樣既承受沖擊載荷又承受壓載荷。從圖8 中Ni-WC涂層對應(yīng)的載荷響應(yīng)曲線可觀察到不連續(xù)的載荷峰，這是由于涂層表面分布有突出的WC 硬質(zhì)顆粒，沖滑過程中突出WC 硬質(zhì)顆粒承受主要載荷，鎳基合金區(qū)域承受的載荷較小。

圖8 單次沖滑試驗的力曲線 Fig.8 Force curves in one cycle of impact-sliding test

圖9 為Ni-WC 涂層和H13 鋼在不同載荷響應(yīng)階段的損傷特征。Ni-WC 涂層的沖擊區(qū)域和滑動區(qū)域均無明顯損傷。而對于H13 鋼，其表面在初始接觸的沖擊區(qū)由于對磨球的反復(fù)沖擊損傷嚴(yán)重，形成圓形凹坑，坑底較為平整，坑邊沿處有明顯的塑性隆起現(xiàn)象；滑動區(qū)損傷略小于沖擊區(qū)，但均有明顯的磨屑堆積現(xiàn)象?？梢姡琋i-WC 涂層的抗沖滑性能明顯優(yōu)于H13 鋼。

圖10 為15 000 次循環(huán)沖滑磨損試驗后Ni-WC涂層磨痕的SEM 微觀形貌和EDS 能譜圖。從圖10中可以看出，在沖擊區(qū)Ni-WC 涂層承受沖擊載荷，突出的WC 硬質(zhì)顆粒承受大部分沖擊載荷，可保護鎳基合金區(qū)域不被磨損，只有承受沖擊載荷的小部分區(qū)域有材料附著現(xiàn)象，在反復(fù)沖擊后呈龜裂狀。在滑動區(qū)突出的WC 硬質(zhì)顆粒形成主要的接觸平臺，其硬度與對磨球相當(dāng)，因此涂層磨損較輕微。滑動區(qū)的中心部位存在磨屑粘附，磨屑可以在一定程度上保護Ni-WC 涂層不被磨損，在反復(fù)碾壓后出現(xiàn)龜裂并剝落，露出未損傷的鎳基合金基底。通過EDS 能譜分析發(fā)現(xiàn)磨屑中有較高的O 元素和Si 元素峰，表明磨損過程中存在氧化磨損，對磨球中的Si 元素在摩擦過程中磨損轉(zhuǎn)移形成磨屑并粘附在Ni-WC 涂層表面。

圖11 為15 000 次循環(huán)沖滑磨損試驗后H13 鋼磨痕的SEM 微觀形貌和EDS 能譜，可見磨痕一側(cè)和尾部有大量磨屑。沖擊區(qū)存在塑形變形和沿摩擦方向的犁溝，由于在試驗時該區(qū)域主要承受沖擊載荷，使大顆粒材料從H13 鋼表面脫落，形成凹坑。EDS 能譜結(jié)果顯示，滑動區(qū)尾部有大量O 元素和Si 元素，說明在摩擦過程中存在明顯的氧化磨損，同時對磨球在 磨損過程中出現(xiàn)材料轉(zhuǎn)移，并與涂層磨損產(chǎn)物形成混合磨屑且堆積在滑動區(qū)的尾部，在反復(fù)沖滑碾壓后呈龜裂狀。

圖9 沖滑試驗后兩種材料的摩擦磨損分析 Fig.9 Friction and wear analysis after impact-sliding test: (a) Ni-WC coating; (b) H13 steel

圖10 沖滑試驗后Ni-WC 涂層的SEM 微觀形貌和EDS 能譜分析 Fig.10 SEM images and EDS spectra of Ni-WC coating after impact-sliding test: (a) wear scar; (b) impact zone; (c) sliding zone; (d, e) EDS spectra

圖11 沖滑試驗后H13 鋼的SEM 微觀形貌和EDS 能譜分析 Fig.11 SEM images and EDS spectra of H13 steel after impact-sliding test: (a) wear scar; (b) impact zone; (c) sliding zone; (d, e) EDS spectra

3 結(jié)論

1）與基材H13 鋼相比，Ni-WC 涂層在往復(fù)滑動和沖滑復(fù)合兩種模式下的摩擦磨損試驗后的磨痕較淺，損傷輕微，說明在盾構(gòu)刀具材料H13 鋼表面制備Ni-WC 涂層后，其耐磨性能和抗沖擊性能得到大幅提升。

2）Ni-WC 涂層耐磨性和抗沖擊性提高的原因是：其表面的高硬度WC 顆?？梢宰柚鼓チ^軟鎳基合金區(qū)域的切削與碰撞，打斷磨粒對接觸表面的連續(xù)磨損作用。

3）在往復(fù)滑動和沖滑復(fù)合兩種相對運動模式下，Ni-WC 涂層和H13 鋼的磨痕特征及損傷形式都有明顯的不同。綜合采用不同相對運動模式的摩擦磨損試驗，能對盾構(gòu)刀具材料的摩擦磨損行為進行更全面、合理的研究及評價。