CC BY
15
УДК 621.923
ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИЙ СПОСОБ ПОВЫШЕНИЯ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
THERMOMECHANICAL METHOD OF INCREASING THE PHYSICO-MECHANICAL PROPERTIES
OF SINTERED HARD ALLOYS
Е. В. Васильев, А. Ю. Попов, И. К. Черных
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
E. V. Vasil'ev, A. Yu. Popov, I. K. Chemykh
Omsk state technical university, Omsk, Russia
Аннотация. Термомеханический способ повышения физико-механических свойств твердых сплавов позволяет повысить ресурс режущего инструмента до 2 раз. При этом на наружной поверхности обработанной заготовки возникает дефектный слой глубиной до 0,8 мм, который возникает в результате окисления карбида вольфрама WC. Для защиты поверхностного слоя от окисления предлагается использовать защитный слой никеля, позволяющий снизить окисление WC при нагревании до температуры 1000 °С более чем в 30 раз.
Ключевые слова: твердый сплав, окисление, микротвердость, дефектный слой.
DOI: 10.25206/2310-9793-7-3-54-57
I. Введение
Износу режущего инструмента посвящено много работ [1-6]. В данных работах рассмотрены вопросы взаимодействия материала режущей части инструмента с обрабатываемым материалом. Основными видами износа являются: 1) адгезионный; 2) усталостный; 3) абразивный; 4) термоусталостное разрушение; 5) окисление; 6) диффузионные процессы; 7) высокотемпературная ползучесть. Существуют различные способы повышения ресурса режущей части инструмента: ионно-плазменное нанесение многослойных покрытий, электроискровое легирование, высокодозная ионная имплантация, обработка мощными ионными пучками, перетачивание режущей части и др. [7-15]. В большинстве случаев при использовании данных методов достигается необходимый эффект повышения ресурса инструментов, снижается влияние адгезионного, усталостного, абразивного износов, окисления. Но при осуществлении черновых операций, когда превалирует высокотемпературная ползучесть и термоусталостное разрушение, эффективность данных методов сводится к минимуму. Известен метод, позволяющий получить увеличение прочностных характеристик твердого сплава на большую глубину, чем вышеперечисленные методы [16]. Данный метод основан на высокотемпературном пластическом деформировании лезвия твердых сплавов. Но при таком способе упрочения возникает дефектный слой на обработанной поверхности до 0,8 мм. Также отсутствуют данные по исследованию влияния режимов обработки на параметры микротвердости.
II. Постановка задачи
Исследованию свойств твердых сплавов посвящено много работ [17-22] в которых рассматриваются вопросы влияния температуры на свойства твердых сплавов. В работе [16] рассматривается технология термомеханической обработки лезвия (ТМО) твердых сплавов, которая заключается в нагреве твердосплавной пластины до температуры 700-900 °С и последующее пластическое деформирование твердосплавным роликом с нагрузкой 500-2500 Н. Термомеханическая обработка твердых сплавов на кобальтовой связке основана на следующих свойствах кобальта [23]: кобальт имеет две аллотропические модификации - высокотемпературную р с ГЦК решеткой периодом а = 0,354 нм и низкотемпературную а с ГПУ решеткой периодами а = 0,25053, с = 0,409 нм. Температура полиморфного (а <—> Р) превращения не может быть точно указана, так как при нагреве превращение протекает интенсивно при 477 °С, но не заканчивается при 600 °С, тогда как обратное превращение (при охлаждении) происходит лишь при 403 °С, т. е. запаздывает. В присутствии примесей железа кобальт склонен к деформационному упрочнению (твердость отожженного при 1200 °С кобальта - 1320 МПа, после холодной прокатки с 30-процентным обжатием - 2800 МПа).
Результаты измерений микротвердости по диагонали под углом 45 ° от режущей кромки вглубь лезвия от (рис. 1): 0,15 мм - 1100 Иц200; 0,3 - 0,7 мм - 1260-1790 Иц200; 0,7-2,5 мм - 1525-1790 Иц200 - максимальная твердость; 2,5-5,0 мм - снижение твердости до 1363 Нц200.
В результате ТМО глубина пластической деформации может достигать 4,5 мм.
Рис. 1. Графики изменения микротвердости по сечению деформированного объема: кривая 1 - 2-й, 3-й образцы; кривая 2 - 2-й образец после отжига при 800°С в течение одного часа; кривая 3 - 4-й образец; кривая 4 - 2-й образец после отжига при 1000 °С в течение 1,5 часа
На расстоянии до 0,8 мм на поверхности твердосплавной пластины наблюдается снижение микротвердости по значению ниже исходной, которая объясняется высокой интенсивностью горения пламени и низкой теплопроводностью твердого сплава. Необходимо разработать способ ТМО, позволяющий уменьшить величину дефектного слоя.
III. Теория
Работоспособность твердосплавного инструмента оценивается по следующим показателям: твердость, модуль упругости, температура плавления, теплопроводность. В работах [21, 22] рассмотрены вопросы влияния температуры на окисление твердого сплава. Исследования температурного окисления проводились на воздухе при нагреве со скоростью 20 °С в минуту от 20 до 1000 °С с последующим охлаждением. Измерение удельного прироста массы к суммарной площади образца до окисления определяется по формуле [22]:
i =
im
(1)
где Ат - изменение массы образца при окислении, г; 8а - площадь образца до окисления, м .
При температуре 1000 °С удельный прирост карбида вольфрама составляет около 420 г/м2, а кобальта около 25 г/м2. Значения константы равновесия при окислении WC определяется как:
WC + -*£)■>-* СО- -Ь WO,
(2)
Тогда скорость окисления для карбида вольфрама определяется:
К™ = /|С02]
.(3)
На рис. 2 изображена макроструктура карбида вольфрама до и после окисления, где видно, что в результате нагрева образец WC увеличивается до 2 раз. Микротвердость образовавшегося «нароста» колеблется от 0,2 Гпа в нижних слоях до 0,87 ГПА в верхних при твердости основы 16,1 ГПа.
Рис. 2. Структура карбида вольфрама до и после окисления; х14
В работе [22] установлено, что при окислении твердого сплава образуются летучие оксиды WO3, кристаллизующихся у основы и CoWO4, образовавшиеся в основном в верхнем слое «нароста». Константы образования различных фаз при нагревании вольфрамокарбидного твердого сплава прослеживаются с учетом применения закона действия масс. При окислении WC в матрице из Со получается:
шс + - шоэ + со-.
Соа04 - ЗСоО + - 0:.
(4)
(5)
СоО + \УОэ - Со\У04.
(6)
Тогда исходя из закона действия масс:
[Со1У04] =
I 5
I ■■
[Р, ^Е^СОз]
(7)
Парциальное давление кислорода влияет на образование шпинели CoWO4. В случае устранения кобальта на поверхности WC будет присутствовать только WO3. Для защиты WC от окисления в процессе ТМО возможно использование защитных покрытий, уменьшающих парциальное давление кислорода.
IV. Результаты экспериментов
В процессе осуществления эксперимента по ТМО использовались два типа твердосплавных заготовок марки ВК10ОМ: без защитного покрытия и с защитным покрытием из никеля, толщиной около 20 мкм. Режимы накатывания были следующими: частота вращения заготовки 74 об/мин; продольная подача 8 = 0.07мм/об, температура заготовки 900-1000 °С, усилие прижима накатного ролика 6000 Н. На рис. 3 изображены обработанные твердосплавные заготовки после ТМО.
а) б)
Рис. 3. Заготовки после ТМО: а) заготовка без защитного слоя; б) заготовка с защитным слоем
Дефектный слой определялся на торцевой части твердосплавных заготовок. На заготовках без покрытия (рис. 3 а) наблюдалось большое оплавление и выкрашивание в местах пересечения торцовой части и наружного диаметра, также на наружной поверхности обработанной заготовки образовывался окисленный слой. На заготовках с покрытием (рис. 3б) наблюдалось небольшое оплывание торцевой части без выкрашиваний и небольшое окисление. При этом величина окисления на заготовках с покрытием уменьшалась более чем в 30 раз в сравнении с заготовками без покрытия.
V. Выводы и заключение
Применение защитного слоя при осуществлении ТМО позволяет снизить окисление WC при нагревании более чем в 30 раз, тем самым предотвращается появление дефектного слоя. Также защитный слой обеспечивает поддержание стабильной температуры на всей накатываемой поверхности, что оказывает значительное влияние на трещинообразование при накатывании.
Список литературы
1. Аваков А. А. Физические основы теорий стойкости режущих инструментов. М.: Машгиз, 1960. 308 с.
2. Лоладзе Т. Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1982. 320 с.
3. Талантов Н. В. Физические основы процесса резания изнашивания и разрушения инструмента. М.: Машиностроение, 1992. 240 с.
4. Жилин В. А. Субатомный механизм износа режущего инструмента. Ростов-на-Дону: Ростовский университет, 1973. 166 с.
5. Naerheim Y., Trent E.M. Diffusion wear of cemented carbide tools when cutting steel at high speeds // Metals Technology. 1977. V. 4. Part. 12. P. 548-556.
6. Хает Г. Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1975. 168 с.
7. Верещака А. С., Третьяков И. П. Режущие инструменты с износостойкими покрытиями. М.: Машиностроение, 1986. 192 с.
8. Куклин Л. Г., Сагалов В. И., Серебровский В. Б., Шабашов С. П. Повышение прочности и износостойкости твердосплавного инструмента. М.: Машиностроение, 1968, 140 с.
9. Полевой С. Н., Евдокимов В. Д. Упрочнение машиностроительных материалов. М.: Машиностроение, 1994. 496 с.
10. А.с. №1777391 Российская Федерация, МПК C23C 14/48. Способ ионно-лучевой обработки изделий / Гриценко Б. П., Рузаев А. Г., Костерина Н. Г., Черный С. А. № 4848134/21; заявл.23.04.1990; опубл. 10.04.1998.
11. Vasily'ev E.V., Popov A.Y. Diamond Grinding of Hard-Alloy Plates // Russian Engineering research. 2012. Vol. 32. № 11-12. P. 730-732.
12. Vasily'ev E. V., Popov A. Y. Renovation Hard-Alloy End Mills on Numerically Controlled Grinding Machines // Russian Engineering research. 2014. Vol. 34. № 7. P. 466-468.
13. Васильев Е. В. Повышение производительности алмазного шлифования твердосплавных изделий и ресурса кругов выбором оптимальных схем и режимов шлифования и характеристики круга: автореф. дис. ...канд. техн. наук. Омск, 2005. 20 с.
14. Васильев Е. В., Попов А. Ю., Реченко Д. С. Алмазное шлифование твердосплавных пластин // СТИН. 2012. № 5 (56). С. 7-10.
15. Vasily'ev E. V., Popov A. Y., Bugai I. A. Analysis techniques editing diamond wheels for precision carbide products // Dynamics of Systems, Mechanisms and Machines (Dynamics). 2014. DOI: 10.1109/Dynamics.2014.7005643.
16. Пат. 2137590 Российская Федерация, МПК B24B 39/00. Способ упрочнения твердосплавного инструмента / Васильев Н. Г., Попов А. Ю., Рауба А. А. № 97112643/02; заявл. 24.07.1997; опубл. 20.09.1999.
17. Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента. М.: Машгиз, 1958. 355 с.
18. Методы определения качества металлокерамических твердых сплавов / под ред. К. П. Имшенника. М.: ВНИИТС, 1968. 70 с.
19. Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1979.
168 с.
20. Креймер Г. С. Прочность твердых сплавов. М.: Металлургия, 1971. 248 с.
21. Вертоухов А. Д., Коневцов Л. А., Подчерняева И. А. [и др.]. Электроискровое упрочнение твердосплавного режущего инструмента алюминием и композиционной керамикой на основе ZrB2 // Перспективные материалы. 2007. № 3. С.72-80.
22. Вертоухов А. Д., Гордиенко П.С., Коневцов Л. А. [и др.]. Температурное окисление вольфрамоко-бальтовых твердых сплавов // Перспективные материалы. 2008. № 2. С. 68-75.
23. Свойства элементов: Справ. изд./ Под ред. М. Е. Дрица. М.: Металлургия, 1985. 627 с.
