CC BY
98
Особокрупнозернистые сплавы WC-Co для оснащения породоразрушающего инструмента горных машин
А.С. Мультанов
Московский государственный университет, Москва, 119899, Россия
Исследовано влияние размера зерен карбидной составляющей на пластические свойства вольфрамокобальтовых твердых сплавов. Сравнение физико-механических свойств и данных лабораторных испытаний сплавов с нормальной зернистостью и особокрупнозернистых сплавов WC-Co свидетельствуют о высокой эффективности использования особокрупнозернистых вольфрамокобальтовых твердых сплавов для оснащения породоразрушающего инструмента горных машин.
Эффективность применения породоразрушающего инструмента горных машин в значительной степени обусловлена свойствами и качеством материала, из которого изготовлена режущая вставка. В настоящее время для этой цели применяют вольфрамокобальтовые ^С-Со) твердые сплавы — композиционные материалы, состоящие из тугоплавкой фазы (карбид вольфрама WC) и пластичного связующего (твердый раствор на основе кобальта) при объемной доле тугоплавкой фазы не менее 50 %, полученные спеканием в присутствии жидкой фазы.
Экспериментальные исследования последних десятилетий по применению титановольфрамовых ^С-ТЮ-Со), титанотанталовольфрамовых ^С-ТЮ-ТаС-Со) и безвольфрамовых твердых сплавов, различных алмазных комбинаций и т.д. позволяют утверждать, что вольфрамокобальтовые твердые сплавы в течение достаточно длительного периода останутся главным средством армирования инструмента для горных машин. Поэтому насущной задачей является совершенствование этих сплавов и, главное, обеспечение их стабильного качества.
Согласно современным представлениям, главной причиной механического износа твердосплавной вставки при резании со скоростями, не превышающими критической скорости резания (напомним, что критической скоростью резания называется скорость, при которой резко увеличивается интенсивность изнашивания рез-
ца), является не микрорезание, а усталостное разрушение в результате многократного деформирования одних и тех же объемов материала. При взаимодействии твердосплавной вставки с горной породой мелкие частицы породообразующих минералов механически (абразивно) воздействуют на кобальтовые прослойки, окружающие зерна карбида вольфрама. Обнаженные в результате этого зерна WC в дальнейшем могут скалываться, вырываться целиком или разрушаться под действием многократной циклической нагрузки. Таким образом, твердый сплав изнашивается, в основном, вследствие механического и усталостного разрушения, а абразивное микрорезание (царапание) — лишь способствующий фактор.
Резкое увеличение интенсивности изнашивания при превышении критической скорости резания объясняется развитием в зоне контакта твердосплавной вставки с породой довольно высоких температур (в основном в результате трения), которые оказывают существенное влияние на износостойкость твердого сплава и практически не влияют на микротвердость и прочностные свойства породообразующих минералов. Необходимо отметить, что высокие температуры развиваются как в поверхностном слое твердосплавной вставки (как правило, не более 1 мм) в непосредственной близости от пятна контакта, так и в слоях материала, прилегающих к поверхностям скольжения. С ростом температуры происходит значительное снижение твердости и проч-
© Мультанов А.С., 2002
ности твердого сплава, и при достижении некоторой температуры (по данным разных исследований от 400 до 700 °С) твердость твердого сплава становится ниже твердости породообразующих минералов (чаще всего кварца). В этих условиях (при высоких контактных температурах) зерна породообразующих минералов царапают (“пропахивают”) поверхность твердого сплава; интенсивность изнашивания приобретает катастрофический характер.
В соответствии с вышесказанным представляют интерес два направления исследований: снижение интенсивности усталостного изнашивания при докритичес-ких скоростях и повышение критической скорости резания. В данной работе мы решили уделить наибольшее внимание первому направлению, поэтому только вкратце остановимся на вопросе, связанном с повышением критической скорости резания. В настоящее время большинство исследователей придерживается мнения, что легирование сплавов WC-Co небольшими количествами карбида тантала приводит к повышению прочности и твердости сплава при повышенных температурах. По всей видимости, этим и объясняется тот факт, что большинство ведущих зарубежных производителей горного инструмента используют сплавы, содержащие карбид тантала.
Как уже отмечалось в предыдущих исследованиях [1, 2], сопротивление усталостному разрушению особокрупнозернистых сплавов WC-Co выше, чем у сплавов с нормальной зернистостью, применяемых в настоящее время для оснащения породоразрушающего инструмента горных машин. Твердый сплав, имеющий крупное зерно, характеризуется более высокой пластичностью, что обеспечивает большую величину работы разрушения. За счет этого увеличивается сопротивление разрушению твердого сплава при динамическом нагружении, что способствует повышению стойкости инструмента. Также заслуживает внимания работа [3], автор которой отмечает, что сплав, обладающий при комнатной температуре более низкими пределами прочности при изгибе и сжатии, но более высокой пластичностью, и при высоких температурах обнаружил более высокое сопротивление термической и термомеханической усталости.
Нами было решено провести исследование влияния величины зерна карбидной составляющей на физикомеханические свойства сплавов WC-Co с массовой долей кобальта 8 и 10 %, как наиболее часто используемых для оснащения инструмента горных машин. В процессе исследования сравнивались физико-механические свойства и данные лабораторных испытаний сплавов с нормальной зернистостью и особокрупнозернистых сплавов WC-Co с массовой долей кобальта 8 и 10 %. На основании результатов работы [1], свидетельствующих о положительном влиянии вакуумного спекания на физико-механические свойства сплавов, было решено использовать вакуумное спекание и в данной работе.
При изготовлении сплавов использовался порошок карбида вольфрама с температурой получения вольфрама на первой стадии 900 °С, на второй стадии — 1200 °С и температурой карбидизации 2 200 °С. Спекание образцов проводили в две стадии: предварительное нормализующее спекание в атмосфере водорода при температуре 1150 °С в графитовой засыпке с добавлением сажи; окончательное спекание при температуре 1420 °С в вакуумной печи ‘^Пегуас” в автоматическом режиме по заданной программе при вакууме 1.3-13.3 Па. Для оценки и сравнения уровня физико-механических свойств различных вариантов сплавов использовались характеристики, представленные в таблице 1.
Микроструктуру сплавов оценивали по ГОСТ 939180 [4]. Определение плотности сплавов производили методом гидростатического взвешивания по ГОСТ 20018-74 [5] на аналитических весах ВЛР-200. Определение коэрцитивной силы проводили на приборе “Кобальт-1” в соответствии с ГОСТ 24916-81 [6]. Твердость по Роквеллу определяли на приборе ТК по ГОСТ 2001774 [7]. Определение предела прочности при поперечном изгибе проводили по ГОСТ 20019-74 [8] и ИСО 3327-74 [9] на образцах типов А (5x5x35 мм) и В (6.5x5.2x20 мм). Предел прочности при сжатии, предельную пластическую деформацию и работу пластической деформации определяли на образцах размером 7x7x14 мм на испытательной машине ZD-40 по методике Всероссийского научно-исследовательского института твердых сплавов (ВНИИТС), изложенной в [10]. Коэффициент интенсивности напряжений определяли методом внедрения алмазного индентора по методике ВНИИТС, изложенной в [11]. Величину критической силы при разру-
Таблица 1
Показатели, используемые для оценки и сравнения уровня физико-механических свойств различных вариантов твердых сплавов
Наименование Обозначение
Условный средний размер карбидной фазы ^ 'те
Плотность Р
Пористость П
Коэрцитивная сила Н с
Твердость по Роквеллу (по шкале А) НКА
Предел прочности при поперечном изгибе ° шг
Предел прочности при сжатии ° сж
Предельная пластическая деформация е п
Удельная работа пластической деформации А
Коэффициент интенсивности напряжений к 1с
Критическая сила при разрушении зубков гк
Циклическая долговечность при многократном ударе Nу«
Таблица 2
Физико-механические свойства сплавов в зависимости от величины зерна карбидной составляющей
Массовая доля Со, % й WC’ мкм р, г/см3 П Н с, кА/м <э) HRA Кс, МПа • м1/2 ° с* , МПа а„г, МПа А, МД*/м3 Рк, кН *у« •10-4. цикл
Образец А Образец В
8 4.2 14.76 А 0.02 7.0 (88) 88.0 15.5 4 057 2 254 2 440 3.1 118 90.8 4.2
9.4 14.77 А 0.02 4.6 (58) 86.0 17.8 3 512 1 870 2 024 3.8 158 78.6 6.3
10 4.1 14.56 А 0.02 6.1 (77) 87.5 16.9 3 854 2 411 2 636 4.1 142 85.5 5.2
7.0 14.55 А 0.02 5.1 (64) 85.0 18.6 3 643 2 068 2 263 4.7 174 80.8 7.6
шении зубков в условиях сжатия определяли на зубках формы Г2650 ГОСТ 880-75 [12] по методике ВНИИТС. Сущность методики заключается в определении разрушающей силы по показаниям шкалы нагрузок при одноосном раздавливании твердосплавных зубков на испытательной машине, обеспечивающей статический характер нагружения. Определение циклической долговечности при многократном ударе проводили на зубках формы Г2650 ГОСТ 880-75 [12] по методике ВНИИТС. Сущность методики заключается в определении числа циклов ударного нагружения до разрушения твердосплавных зубков при нагрузке, составляющей 60 % от величины критической силы при разрушении зубков.
Физико-механические свойства сплавов с массовой долей кобальта 8 и 10 % в зависимости от величины зерна карбидной составляющей представлены в таблице 2.
Микроструктура сплавов с массовой долей кобальта 8 % и средним размером зерна карбидной фазы 4.2 и 9.4 мкм приведена на рис. 1, микроструктура сплавов с массовой долей кобальта 10 % и средним размером зерна карбидной фазы 4.1 и 7.0 мкм — на рис. 2.
Как и следовало ожидать, с увеличением размера зерна пластичность сплавов повышается, происходит увеличение предельной пластической деформации и удельной работы пластической деформации. Вследст-
Рис. 1. Микроструктура сплавов с массовой долей кобальта 8 %:
й№С = 4.2 (а); 9.4 мкм (б). х 1350 • 1.4
Рис. 2. Микроструктура сплавов с массовой долей кобальта 10 %: й wc = 4.1 (а); 7.0 мкм (б). х 1350 • 1.4
вие этого наблюдается повышение циклической долговечности при многократном ударе (см. табл. 2) и вязкости разрушения (увеличение коэффициента интенсивности напряжений).
Предел прочности при поперечном изгибе и предел прочности при сжатии, а также критическая сила при разрушении зубков (прочность зубков) с ростом размера зерна карбидной фазы несколько снижаются. Вероятнее всего, снижение предела прочности при поперечном изгибе объясняется следующим. Как известно, при разрушении вольфрамокобальтовых твердых сплавов разрушающая трещина зарождается в кобальтовой фазе и распространяется по ней, огибая мелкие зерна карбида вольфрама и перерезая наиболее крупные. При увеличении размера зерен карбида вольфрама в сплаве доля пути разрушающей трещины по более хрупкой составляющей (карбидной фазе) увеличивается, что сказывается на снижении прочности. К тому же, вероятность наличия дефектов в крупном зерне карбида вольфрама выше, чем в мелком, что также оказывает определенное влияние на снижение прочности.
Снижение предела прочности при сжатии и критической силы при разрушении зубков можно объяснить следующим образом. Хотя площадь единичного контакта между зернами карбида вольфрама растет с увеличением размера зерен карбидной фазы, общее число контактов между зернами карбида вольфрама уменьшается быстрее. Происходит уменьшение общей контактной поверхности между зернами карбида вольфрама. По мере нагружения напряжения на контактной поверхности растут до тех пор, пока не происходит разрушения зерен карбида вольфрама. Карбидный скелет разрушается, а поскольку именно за счет его целостности осуществляется блокировка пластической деформации в кобальтовой фазе, происходит разрушение сплава.
Хотя прочностные характеристики особокрупнозернистых сплавов (предел прочности при поперечном изгибе, предел прочности при сжатии) несколько ниже, чем у сплавов с нормальной зернистостью, применение их для оснащения породоразрушающего инструмента все же предпочтительней исходя из следующих соображений. При нагружении пластически деформируемого тела до его разрушения, работа, затраченная на разруше-
ние, равная работе деформации, определяется как площадь, ограниченная кривой деформации и осью абсцисс. В этом случае работа разрушения не определяется однозначно пределом прочности при сжатии, а в значительной степени зависит от величины деформации.
Работа деформации складывается из двух составляющих: работы упругой деформации и работы пластической деформации. Как видно из табл. 2, особокрупнозернистые сплавы отличаются более высокими значениями работы пластической деформации, что и определяет их более высокую сопротивляемость усталостному разрушению (циклическая долговечность при многократном ударе выше, чем у сплавов с нормальной зернистостью в 1.5 раза). Таким образом, рост пластичности сплава в тяжелонагруженном инструменте оказывает большее влияние на его работоспособность, чем снижение прочности.
Литература
1. Мулътанов А.С., ФалъкоескийВ.А., Чистякова В.А. Твердые сплавы для армирования резцов горных и дорожных машин // Техника и технология открытой и подземной разработки месторождений: Науч. сообщ. - М.: ННЦ ГП - ИГД им. А.А. Скочинского, 2000. -Вып. 317. - С. 79-92.
2. Мулътанов А.С. Перспективы использования особокрупнозернистых твердых сплавов для оснащения инструмента горных машин // Техника и технология открытой и подземной разработки месторождений: Науч. сообщ. - М.: ННЦ ГП - ИГД им. А.А. Скочинского, 2001. - Вып. 318. - С. 189-197.
3. Blum O.J. Einsatzkriterien fur Hartmetall in Werkzeugen der Massi-vumformung // Draht. - 1985. - V. 33. - Nb. 5. - S. 266-270.
4. ГОСТ 9391-80. Сплавы твердые металлокерамические. Методы определения микроструктуры. - М.: Изд-во стандартов, 1980.
5. ГОСТ 20018-74. Сплавы твердые спеченные. Определение плотности. - М.: Изд-во стандартов, 1974.
6. ГОСТ 24916-81. Определение коэрцитивной силы. - М.: Изд-во стандартов, 1981.
7. ГОСТ 20017-74. Сплавы твердые спеченные. Метод определения твердости по Роквеллу. - М.: Изд-во стандартов, 1974.
8. ГОСТ 20019-74. Сплавы твердые спеченные. Определение предела прочности при поперечном изгибе. - М.: Изд-во стандартов, 1974.
9. ИСО 3327-75. Твердые сплавы. Определение прочности при поперечном изгибе. - М.: Изд-во стандартов, 1975.
10. Фалъкоеский В.А. Твердые сплавы для обработки металлов давлением. - М.: НИИмаш, 1978.
11. А.С. 1364956 СССР. Способ определения вязкости материалов. -1988.
12. ГОСТ 880-75. Изделия твердосплавные для горных инструментов. Формы и размеры. - М.: Изд-во стандартов, 1975.
