超音速火焰噴涂WC-17Co涂層的高速磨削機理試驗研究

郭　力　江志順　尚振濤

湖南大學國家高效磨削工程技術研究中心，長沙，410082

?

超音速火焰噴涂WC-17Co涂層的高速磨削機理試驗研究

郭力江志順尚振濤

湖南大學國家高效磨削工程技術研究中心，長沙，410082

摘要：針對超音速火焰噴涂WC-17Co高硬涂層的加工難題，對WC-17Co涂層進行了高速/超高速磨削試驗。通過考察不同金剛石砂輪和磨削工藝參數對磨削力、磨削溫度和表面殘余應力、表面/亞表面微觀形貌和表面粗糙度的影響，討論了最大未變形切屑厚度與比磨削能的內在關系，分析了磨削溫度對表面殘余應力的作用規律，探討了法向磨削力對涂層亞表面損傷的作用規律。結果表明：WC-17Co涂層磨削去除是脆性和延性去除并存；提高砂輪線速度將使磨削力先快速減小后緩慢增大，磨削溫度持續升高，涂層磨削從脆性去除轉為延性去除的趨勢也逐漸增強，表面殘余應力由壓應力逐漸轉變為拉應力，而磨削高溫引起涂層熱塑性變形是表面殘余應力狀態轉變的根本原因。涂層亞表面磨削損傷層平均深度隨法向磨削力的增大而變大。提高砂輪線速度、降低工作臺速度和減小磨削深度均能增大涂層磨削塑性去除的比例。

關鍵詞：超音速火焰噴涂技術；WC-17Co涂層；高速磨削；砂輪

0引言

超音速火焰噴涂(HVOF)技術是美國于20世紀80年代初期推出的一種新型熱噴涂技術。HVOF工藝制備的碳化鎢/鈷金屬陶瓷WC-Co涂層具有硬度高、孔隙率低、與基體結合強度高(大于70 MPa)等優點；涂層的耐磨性好,對環境友好,對基體疲勞性能影響低,因此，在國內外尤其是航空領域得到了深入研究和廣泛應用，HVOF已成為制備WC-Co系列耐磨涂層的首選工藝之一[1]。受涂層噴涂工藝的影響，涂層表面粗糙度一般在3～6 μm之間，還需進行精密加工才能滿足使用要求。但是，HVOF涂層的高硬度、高耐磨性及涂層基體的特殊要求給其精密加工帶來很大困難，加工中易產生表面裂紋甚至引起涂層剝落，且加工效率極低。因此，超音速火焰噴涂涂層的高效精密加工技術日益引起關注。

目前，國內外學者對高硬涂層的磨削機理作了相關研究[2-5]。鄧朝暉等[4]對納米金屬陶瓷(n-WC/Co)涂層作了精密磨削研究，發現n-WC/Co涂層的精密磨削去除以延性域去除方式為主；郭力等[6]對超音速火焰噴涂WC-10Co4Cr涂層進行了磨削試驗研究，認為超高速磨削技術能夠提高表面質量和加工效率，但未對磨削溫度和殘余應力進行探討。高速/超高速磨削具有磨削力小、磨除率高、砂輪耐用度高等優點，已被公認為是實現硬脆難加工材料高效低損傷磨削的有效手段之一[7-8]。

為了系統研究超音速火焰噴涂WC-17Co涂層的高速/超高速磨削機理，本文通過相關試驗研究了金剛石砂輪、磨削工藝參數對磨削力、磨削溫度等的影響，同時在研究WC-17Co涂層表面/亞表面微觀形貌的基礎上對該涂層磨削去除機理進行了研究。

1試驗方案

1.1試件

涂層磨削試件的基體是鈦合金(Ti-6Al-4V)，在其上采用超音速火焰噴涂技術噴涂0.2～0.3 mm厚的WC-17Co涂層。噴涂后的原始表面微觀形貌如圖1所示，噴涂的涂層粉末與基體表面以半熔融冶金方式結合在一起，粉末之間存在一定數量的氣孔，整個涂層表面凹凸不平，表面粗糙度平均值為3 μm；涂層與基體的結合強度大于76 MPa；試驗表明HVOF WC-17Co涂層的耐磨性能是電鍍硬鉻的兩倍以上。該高硬涂層的相關性能參數如表1所示，其表面硬度值超過維氏硬度1100HV。根據試驗條件，涂層磨削試件尺寸為45 mm×20 mm×20 mm，以逆磨方式在45 mm×20 mm面上沿寬度方向進行高速磨削。

圖1　涂層原始照片

密度ρ(g/cm3)13.6斷裂韌性KIC(MPa·m1/2)5.91彈性模量E(GPa)252維氏硬度HV不小于1100

1.2試驗條件

在湖南大學國家高效磨削工程技術研究中心的超高速平面磨削試驗臺上進行研究。該試驗臺采用瑞士超高速陶瓷軸承電主軸磨頭，功率最高可達40 kW，轉速最高可達24 000 r/min，扭矩為71.7 N·m，主軸靜剛度為340 N/μm(徑向)和305 N/μm(軸向)。砂輪實時在線動平衡采用SBS4500動平衡儀；采用美國波音公司指定的涂層專用磨削液Hocut 795，磨削液濃度為4%，供液壓力為25 MPa，流量為40 L/min。

陶瓷結合劑金剛石砂輪具有強度高、耐熱性能好、切削鋒利、磨削效率高、磨削過程中不易發熱和堵塞、熱膨脹量小、易控制加工精度的優點，可以用于粗磨。樹脂結合劑金剛石砂輪具有一定的彈性，有利于減小工件的表面粗糙度，主要用于精磨。所以試驗中使用廠商品牌1的120號粒度陶瓷結合劑的砂輪作為粗磨砂輪和400號粒度樹脂結合劑砂輪作為精磨砂輪。同時作為對比，研究了廠商品牌2的240號樹脂結合劑砂輪的磨削性能，具體規格見表2。砂輪定期進行修整。

表2　砂輪規格

1.3磨削工藝參數

碳化鎢涂層傳統磨削工藝中砂輪線速度、工作臺速度和磨削深度取值范圍分別為20～30 m/s、1～2 m/min、5～10 μm。為研究涂層高速磨削機理，將砂輪線速度的變化范圍確定為低速到超高速(30～150 m/s)，同時選擇較高的工作臺速度(2.5 m/min)和較大的磨削深度(20 μm)。高速條件下適當提高工作臺速度和增加磨削深度以提高加工效率，因此研究了高速條件下工作臺速度和磨削深度分別變化時表面粗糙度、涂層磨削力等的變化規律。根據涂層特性以及高速磨削試驗臺的性能，采用表3所示磨削試驗參數范圍，并以正交試驗法安排試驗。

表3　磨削試驗參數

1.4測量方法

本試驗采用瑞士Kister 9257BA型測力儀實時測量磨削力。測力儀量程：Fx、Fy為0～5 kN，分4個擋位，即500 N、1 kN、2 kN、5 kN；Fz為0～10 kN,分4個擋位，即1 kN、2 kN、5 kN、10 kN，分辨力為所用擋位量程的0.2%。磨削溫度采用人工K形夾式熱電偶法測量，K形熱電偶的線性量程為0～1000 ℃，分辨力為1 ℃。表面/亞表面微觀形貌觀測采用日本電子JSM-5610LV掃描電子顯微鏡和日本基恩士VHX 1000超景深三維顯微系統。殘余應力的測量采用SIMENS D5000型 X 射線衍射儀。

2試驗結果與分析

2.1磨削力

圖2為采用3個不同砂輪磨削時磨削力隨砂輪線速度的變化規律圖，可見砂輪線速度變化對磨削力影響大，不同砂輪的磨削力變化規律差異較大。由圖2a可知，當砂輪線速度從30 m/s增大到90 m/s時，切向磨削力均顯著減小，且減小趨勢逐漸放緩，這是由于砂輪線速度提高使得單位時間內磨削區參與涂層磨削的磨粒數量增加，在磨削深度和工作臺速度一定的情況下，單顆磨粒最大未變形切削厚度變小，磨刃作用在涂層上的磨削力也相應減小，所以各個砂輪的切向磨削力都隨砂輪線速度增大而減小。而當線速度由90 m/s繼續增大到150 m/s時，切向磨削力增大但變化不大。引起這種現象的原因是多方面的：一方面，因砂輪線速度提高導致單顆磨粒最大未變形切削厚度變小，促使切向磨削力減??；另一方面，總磨削能增大，砂輪高速旋轉形成的氣障使磨削液更難進入涂層磨削區，導致冷卻效果變差，造成磨削溫度升高，涂層塑性增強，且塑性去除比脆性斷裂需要更大的磨削力。在多因素的綜合影響下，高速和超高速磨削時切向力出現緩慢增大的現象。圖2b顯示，隨砂輪線速度的增大，砂輪Ⅰ、砂輪Ⅱ的法向磨削力逐漸減小，并保持在較低的水平；而砂輪Ⅲ的法向磨削力則顯著增大，其值可達砂輪Ⅰ、砂輪Ⅱ法向磨削力的數倍以上。這是因為在涂層磨削過程中，砂輪Ⅲ極易被堵塞或磨損，切削狀態急劇變差所致,后續研究將進一步證明這一點。

(a)砂輪線速度對切向磨削力的影響

(b)砂輪線速度對法向磨削力的影響

同時，隨著磨削深度的增大，3個砂輪的切向磨削力和法向磨削力都增大，原因在于在其他磨削參數不變的情況下，當砂輪磨削深度增大時，單顆磨粒的最大未變形切屑厚度隨之增大，砂輪與涂層工件的接觸弧長增大，實際參加工作磨粒數增多，所以磨削力增大。3個砂輪的徑向磨削力和法向磨削力隨著工作臺進給速度的增大而增大，這是因為提高工作臺速度，涂層切除率加大，單位時間內切削厚度增大，最大未變形切削厚度增大，所以磨削力相應增大。

2.2磨削溫度與殘余應力

磨削溫度過高易引起涂層工件燒傷、裂紋、相變、表面殘余應力變化等現象。圖3所示為采用3個不同砂輪磨削時磨削溫度隨砂輪線速度的變化曲線。

(1)采用不同砂輪磨削時，磨削溫度均隨磨削砂輪線速度的增大而上升。因為增大砂輪線速度，從宏觀上看雖然切向磨削力有所減小，但切向磨削力做功顯著增加，且絕大部分磨削力做功轉化為熱能，導致磨削溫度升高。涂層與砂輪的作用頻率增加，比磨削能增大，磨削區所產生的總熱量增加，所以其他條件沒有變化時，磨削溫度也相應升高。

圖3　磨削溫度隨砂輪線速度的變化(vw=2.5 m/min,ap=0.02 mm)

(2)不同砂輪的磨削溫度差異較大：濕磨時，砂輪Ⅰ的溫度最低，且溫度變化幅度不大，基本在100 ℃以下，即使在干磨的情況下，砂輪Ⅰ的磨削溫度也僅從200 ℃上升到400 ℃左右；砂輪Ⅱ磨削溫度變化范圍最大，當砂輪線速度vs=30 m/s時磨削溫度僅200 ℃，而當vs=150 m/s時涂層磨削溫度高達900 ℃左右；砂輪Ⅲ的涂層磨削溫度最高，在700～1200 ℃之間。陶瓷結合劑砂輪(砂輪Ⅰ)屬于疏松型砂輪，容屑空間較大，對磨削液的浸潤性較好，所以磨削溫度比較低。樹脂結合劑砂輪(砂輪Ⅱ、砂輪Ⅲ)屬于致密型砂輪，容屑空間較小，而WC-Co類材料的磨屑近似粉末，極易堵塞砂輪，這一方面使砂輪處于較差的切削狀態，磨削力增大(圖2)，磨削區內產生的總熱量增大，另一方面使磨削區內熱交換條件變差，尤其是在砂輪線速度較高時磨削液難以進入磨削區，甚至可能出現磨削液“薄膜沸騰”現象，這兩者的綜合作用使磨削溫度急劇升高。

圖4　砂輪Ⅱ磨削表面殘余應力隨磨削溫度的變化

HVOF技術常用于的航空航天領域要求零件的可靠性非常高，而涂層表面殘余應力狀態將直接影響到零件的疲勞強度和可靠性。試驗發現未磨削和低速磨削涂層表面殘余應力為壓應力，而高速磨削涂層表面殘余應力轉為拉應力，并且涂層拉應力的大小隨著砂輪線速度的提高而增大。圖4表明了砂輪Ⅱ磨削時表面殘余應力與磨削溫度的關系，磨削溫度對涂層表面殘余應力狀態具有決定作用。隨著磨削速度提高，磨削溫度升高，這時涂層表面殘余應力由壓應力轉化為拉應力，并在磨削溫度為700 ℃左右時達到最大值，其后略有下降，但仍保持拉應力狀態。這是因為涂層表面殘余應力狀態是由其初始應力狀態和機加工效應疊加而形成的。試件涂層采用超音速火焰噴涂工藝制成，其表面初始應力是殘余壓應力(其值約為670 MPa)。磨削對殘余應力的影響有兩方面，一是磨削力而引起的機械應力，它使涂層產生殘余壓應力；另一方面，高速磨削時，磨粒作用范圍的涂層表面瞬態溫度可達上千攝氏度，涂層產生較大的熱膨脹，此時涂層磨削試件基體鈦合金的熱膨脹卻相對有限，兩者間產生不均勻的熱變形，同時，由于磨削液的作用，使試件迅速冷卻，涂層與基體的熱變形向相反方向進行，不均勻性進一步加強，這種交變熱沖擊就產生了殘余拉應力。文獻[9]的研究表明：磨削熱引起的熱塑性變形是產生磨削表面殘余應力的主要因素，即交變熱沖擊要遠大于機械應力的作用，因此，磨削加工所帶來的效應以產生殘余拉應力為主。所以在較低的磨削溫度下，交變熱沖擊的作用相對較弱，隨之產生的拉應力較小，與初始殘余壓應力相疊加，涂層表面殘余應力呈現出壓應力狀態；而當磨削溫度較高時則產生的拉應力較大，經疊加后，呈現出拉應力狀態。而拉應力是引起涂層磨削表面出現裂紋甚至脫落的重要誘因。文獻[10]的研究表明涂層中WC在一定條件下會產生塑性變形即晶格畸變，當WC所受拉應力超過一定值時，晶格可能產生破碎或畸變，導致涂層出現應力釋放現象，所以，在磨削溫度超過700 ℃后，涂層殘余拉應力有所減小。

2.3工件表面/亞表面特征

2.3.1工件表面/亞表面微觀形貌

圖5為以不同砂輪線速度磨削涂層表面的砂輪Ⅱ掃描電子顯微鏡SEM照片。由圖5a可知，當vs=30 m/s時，涂層磨削表面主要由大片的崩碎區域1、微觀裂紋2和氣孔3構成，幾乎未發現耕犁現象，這表明此時涂層以脆性斷裂的方式去除為主。由圖5b可知，當vs=90 m/s時，涂層所磨表面已出現明顯的耕犁區4，當然其上仍然存在著崩碎區、微觀裂紋和氣孔等，這表明涂層的去除已由脆性斷裂為主逐漸向延性去除轉化。由圖5c可知，當vs=150 m/s時，涂層超高速磨削表面除了上述的耕犁紋路更細膩、延性去除趨勢可能加強以外，還出現了大片的涂敷區5，這是由于WC晶粒與黏結劑Co在磨削高溫(800 ℃左右)和磨削力載荷的雙重作用下產生變形和重鑄而形成的。研究結果表明，增大工作臺速度和磨削深度，涂層磨削脆性去除比例增大。

(a)vs=30 m/s

(b)vs=90 m/s

(c)vs=150 m/s

圖6為采用不同砂輪磨削時試件所磨表面微觀形貌照片。圖6a中，砂輪Ⅰ磨削表面耕犁條痕較深，條痕兩側分布少量的破碎晶粒，帶狀涂敷區與耕犁區交替分布；圖6b中，砂輪Ⅱ耕犁條痕較淺，耕犁區較廣，少量的氣孔、涂敷區和破碎區零星分布在磨削表面；圖6c中，砂輪Ⅲ磨削表面平坦光滑，氣孔較少，耕犁條痕較淺；而圖6d中，砂輪Ⅲ磨削的試件表面出現多處剝落條痕，經測量(三維超景深顯微系統)，剝落條痕的寬20～50 μm，深2～5 μm，而砂輪Ⅰ、砂輪Ⅱ在整個磨削參數范圍內并未發現此類現象。

(a)砂輪Ⅰ

(b)砂輪Ⅱ

(c)砂輪Ⅲ

(d)c圖放大照片

圖7為不同砂輪超高速磨削涂層表面/亞表面微觀形貌照片。用截面顯微法來檢測磨削試件亞表面損傷。檢測試樣的制作過程如下：先將磨削后的涂層試件垂直于涂層表面分割成若干份，接著使用鑲嵌機將其鑲嵌到電木材料中，然后使用拋光機對截面進行拋光，最后采用VHX-1000超景深三維顯微鏡對拋光后的試件截面進行觀察，并測量出亞表面損傷層深度。砂輪Ⅱ磨削試件的剖面如圖7a所示，涂層與膠木界面比較平坦，亞表面出現一處裂紋并擴張到表面，損傷層深約10 μm。砂輪Ⅲ磨削試件的剖面如圖7b所示，磨削表面出現大面積碎裂，亞表面損傷層較深，約24 μm，涂層磨削表面參差不齊，大量破碎的晶粒仍黏附在涂層表面，形成涂敷層。

(a)砂輪Ⅱ磨削試件剖面

(b)砂輪Ⅲ磨削試件剖面

由圖5～圖7可見，各涂層磨削條件下由脆性斷裂形成的破碎區和脆性斷裂區、塑性去除形成的耕犁區以及涂層氣孔等缺陷是并存的。涂層磨削去除機理不僅與磨削工藝有關，也與涂層本身晶粒大小、晶相結構、涂層缺陷和殘余應力等有關，并且磨削熱也能改變涂層性能。

涂層磨削表面/亞表面損傷形式以表面劃痕、表層材料破碎和表面/亞表面裂紋為主，砂輪Ⅰ所磨涂層表面/亞表面損傷主要為表層材料破碎；砂輪Ⅱ所磨涂層表面/亞表面損傷主要為表面/亞表面裂紋；砂輪Ⅲ低速磨削涂層表面/亞表面損傷以表面/亞表面裂紋為主，而高速/超高速磨削損傷以表層材料破碎和表面劃痕為主。隨著最大未變形切屑厚度增大，砂輪Ⅰ、砂輪Ⅱ所磨涂層亞表面損傷層深度增加，而砂輪Ⅲ所磨涂層亞表面損傷層深度卻減小。

2.3.2表面粗糙度檢測

由圖8可以看出：砂輪線速度變化對涂層磨削表面粗糙度Ra的影響較大，隨著砂輪線速度提高，3個砂輪所磨涂層表面粗糙度均減小且減幅在0.06～0.18 μm之間，這是因為砂輪線速度提高，單顆磨粒最大未變形切屑厚度變小，耕犁條紋變淺，涂層延性去除比例增大，塑性耕犁區域變廣，表面粗糙度值隨之減小。同時可見：磨粒尺寸越小，砂輪磨削涂層表面的粗糙度值越小，所以砂輪Ⅰ適合粗磨，而砂輪Ⅱ適合精磨。而由磨削表面微觀形貌照片可知，涂層磨削試驗中氣孔缺陷、脆性斷裂區和破碎區越多則涂層表面粗糙度越大；塑性耕犁區越廣、涂敷區越多則表面粗糙度值越小。隨著砂輪線速度的提高，單顆磨粒最大未變形切屑厚度變小，涂層延性去除比例增大(這也證實了圖5的推測)，同時磨削溫度升高，材料的塑性增加、脆性斷裂減少，涂敷區變廣，部分涂敷區覆蓋了氣孔和裂紋，使得涂層磨削表面更加平坦和光滑、粗糙度減小。

圖8　涂層表面粗糙度隨砂輪線速度的變化(vw=2.5 m/min,ap=0.02 mm)

3討論

3.1HVOF噴涂涂層磨削損傷探討

砂輪磨粒與高硬涂層磨削過程可以簡化為局部小范圍的壓痕作用的過程[8]，由壓痕斷裂力學研究模型可知，只要壓頭法向載荷超過某一臨界值，材料就會產生裂紋，材料就會以脆性斷裂方式去除，并產生亞表面的損傷。涂層磨削亞表面損傷形式主要有表面微破碎、亞表面裂紋、氣孔坍塌和材料粉末化等。涂層磨削試驗中測得法向磨削力與亞表面損傷深度的關系如圖9所示，可以看出亞表面損傷層深度隨涂層法向磨削力的增大而變大，這種現象和壓痕斷裂力學模型闡述的規律是相符合的。而由圖2可知，隨著砂輪線速度的提高，涂層法向磨削力減小，所以提高砂輪Ⅰ和砂輪Ⅱ線速度可以減小涂層磨削亞表面損傷層深度，從而提高表面完整性。

圖9　亞表面損傷層深度隨法向磨削力的變化

由圖2、圖3、圖6、圖7、圖9可知，砂輪Ⅲ的涂層高速磨削表面涂敷區和破碎區較多、亞表面損傷較深、表面有剝落條痕、法向磨削力異常地增大、磨削溫度非常高。分析涂層表面剝落條痕產生的原因，主要是涂層磨削溫度很高，而砂輪Ⅲ的樹脂結合劑耐高溫能力差，磨削高溫使其結合力顯著減小，砂輪磨粒大量脫落，并在磨削力作用下壓入涂層表面并刻劃，產生剝落條痕。由于涂層是往復噴涂堆積而成的，每次噴涂平均厚度只有幾微米，各次噴涂的結合面間由于有氧化物等雜質和熱應力存在，所以結合面相對脆弱，容易被剝離。金剛石砂輪磨粒大量脫落導致其磨削性能下降，磨粒難以在試件涂層材料表面形成有效切削，導致實際切深遠小于名義切深，涂層法向磨削力異常地增大。過大的法向磨削力加劇了涂層表面/亞表面損傷，形成大量涂敷區和破碎區。同時過大的法向磨削力產生了較大的摩擦力，生成了更高的磨削溫度，也加快了涂敷層的形成。涂層磨削部分涂敷區覆蓋了氣孔和裂紋，使得磨削表面更加平坦和光滑、粗糙度減小。所以砂輪Ⅲ的涂層高速磨削性能差。

3.2HVOF涂層去除機理探討

最大未變形切屑厚度agmax是磨粒加工模型中重要的物理量[8]，它不僅影響到單顆磨粒磨削力，同時還影響到比磨削能與磨削溫度，進而還會對WC-17Co涂層這樣的高硬脆性材料的磨削去除機理產生決定性影響。圖10顯示了涂層比磨削能隨最大未變形切屑厚度變化的關系曲線。

圖10　比磨削能隨最大未變形切屑厚度的變化

(1)隨著agmax增大，3個砂輪磨削的比磨削能均減小，且減小趨勢逐漸放緩并趨于某一定值。這是因為：高硬WC-17Co涂層磨削時，能量消耗主要包括材料脆性斷裂、磨屑動能與塑性滑擦耕犁等，研究表明前兩者僅占能量消耗的極少部分甚至可忽略不計，絕大部分能量是由塑性滑擦耕犁所消耗的。結合圖5可以看出，隨著砂輪線速度從高速向低速變化，agmax逐漸增大，涂層以脆性斷裂去除方式為主，涂層表面滑擦耕犁面積減小、塑性去除趨勢逐漸減弱，比磨削能減小；但當agmax增大到一定程度后，涂層表面塑性去除的痕跡逐漸減少至無，比磨削能隨之逐漸放緩并趨于某一定值。

(2)砂輪的粒度對比磨削能產生影響：在其他條件一定時，小磨粒砂輪(砂輪Ⅱ)的比磨削能要小于大磨粒砂輪(砂輪Ⅲ)的比磨削能。砂輪Ⅱ有效磨刃密度較大，agmax一定時，涂層去除體積較大，所以比磨削能較小。

高硬WC-17Co涂層高效磨削的目標是保證涂層足夠的表面完整性和尺寸精度，同時獲得最大的去除率和使用壽命。研究發現在選擇合適金剛石砂輪的前提條件下，提高砂輪線速度可以降低涂層磨削表面粗糙度、減小亞表面損傷層深度，但磨削溫度也會顯著升高、涂層塑性變形增加、殘余拉應力增大，而高硬WC-17Co涂層磨削殘余拉應力嚴重制約了零件疲勞強度和可靠性的提高。所以WC-17Co涂層磨削中，一方面要選用不太高的砂輪線速度從而避免產生過高的磨削熱，以減小殘余拉應力；另一方面要解決高速磨削時磨削熱的消除問題，如使磨削液有效注入磨削區，改善磨削區的熱交換條件，或采用熱管技術等，有效降低磨削溫度。

4結論

(1)該涂層磨削去除方式以塑性與脆性去除并存，并以脆性去除為主；隨著金剛石砂輪線速度的提高，該涂層高速磨削塑性去除的趨勢逐漸增強。提高砂輪線速度，降低工作臺速度和減小磨削深度能增大涂層磨削塑性去除的比例。

(2)隨著涂層磨削砂輪線速度的提高，切向磨削力先快速減小后緩慢增大，法向磨削力逐漸減小，涂層延性域去除跡象增多，表面粗糙度顯著減小，亞表面損傷層深度減小，磨削溫度顯著升高并導致涂層表面殘余應力由原始的壓應力轉變為拉應力；隨著工作臺速度的提高和磨削深度的增大，磨削力增大，表面粗糙度和表面微觀形貌未發生明顯變化。在試驗磨削參數范圍內，涂層的去除方式是，脆性去除與塑性去除并存的且脆性去除占主導地位。

(3)對于品牌1的2個砂輪(砂輪Ⅰ和砂輪Ⅱ)，砂輪線速度提高均引起涂層磨削力減小、磨削溫度上升、表面粗糙度減小、亞表面損傷層深度減小。陶瓷結合劑金剛石粒度大的砂輪Ⅰ所磨涂層表面粗糙度較大，磨削溫度較低，涂層表面/亞表面損傷形式主要表現為表層材料破碎，砂輪Ⅰ適用于涂層高速粗磨。樹脂結合劑粒度小砂輪Ⅱ所磨涂層表面粗糙度較小，涂層表面/亞表面損傷較淺，并以裂紋為主，磨削溫度變化幅度較大；砂輪Ⅱ涂層磨削表面完整性較好，適用于精磨，但是要注意控制磨削溫度。

(4)品牌2砂輪Ⅲ高速磨削時產生高的法向磨削力和磨削溫度，但是該砂輪耐高溫性能差，超高速磨削時磨粒易脫落，涂層試件磨削時表面出現剝落損傷和亞表面損傷層深度較大，損傷形式主要包括低速磨削時的高速/超高速磨削時的表面劃痕和表層材料破碎和表面/亞表面裂紋。砂輪高速磨削性能急劇變差。

(5)涂層精磨中要盡量降低高磨削溫度帶來的不利影響，一方面要選用不太高的砂輪線速度從而避免產生過高的磨削熱，以減小殘余拉應力；另一方面要解決高速超高速磨削時磨削熱的消除問題，有效降低磨削溫度。

參考文獻：

[1]Ibrahim A， Berndt C C. Fatigue and Deformation of HVOF Sprayed WC-Co Coatings and Hard Chrome Plating [J]. Materials Science and Engineering: A， 2007, 456(1/2)：114-119.

[2]孟鑒,謝萬剛，張璧.納米結構陶瓷涂層的外圓磨削力以及磨削表面精度的試驗研究[J].納米技術與精密工程，2004，2(4)：266-273.

Meng Jian, Xie Wangan, Zhang Bi. Experimental Study on the Grinding Force and Surface Precision of Nanostructured Ceramic Coatings[J]. Nanotechnology and Precision Engineering, 2004，2(4)：266-273.

[3]Dey K D. An Experimental Investigation of the Grinding Forces and Surfaces Finish on Nanostructure Ceramic Coatings [D]. Connecticut： University of Connecticut，2001.

[4]鄧朝暉，張璧，孫宗禹. 納米結構金屬陶瓷(n-WC/Co)涂層材料精密磨削的試驗研究[J].金剛石與磨料磨具工程,2003(1):12-17.

Deng Zhaohui, Zhang Bi, Sun Zongyu. Experimental Study on Precision Grinding of Nanostructured Metal Ceramic (n-WC/Co) Coatings[J]. Diamond & Abrasives Engineering, 2003(1):12-17.

[5]劉偉香，周忠于.納米結構陶瓷涂層磨削力的研究[J].機械制造與自動化，2012，41(1): 71-72.

Liu Weixiang, Zhou Zhongyu. Study on Grinding Force of Nanostructured Ceramic Coatings[J]. Machinery Manufacturing & Automation, 2012，41(1): 71-72.

[6]郭力，易軍，盛曉敏.超音速火焰噴涂WC-Co涂層超高速磨削試驗研究[J].湖南大學學報(自然科學版),2012，39(9):23-27.

Guo Li, Yi Jun, Sheng Xiaomin. Experimental Research on HVOF Sprayed WC-Co Coating at Super High Speed Grinding[J]. Journal of Hunan University (Natural Science), 2012，39(9):23-27.

[7]Guo Li，Xie Guizhi，Li Bo. Grinding Temperature in High Speed Deep Grinding of Engineering Ceramics [J]. International Journal of Abrasive Technology, 2009，2(3)：245-258

[8]盛曉敏. 超高速磨削技術[M]. 北京: 機械工業出版社,2010.

[9]田欣利,于愛兵,林彬.陶瓷磨削溫度對表面殘余應力的影響[J].中國機械工程， 2002, 12(18): 1600-1601.

Tian Xinli, Yu Aibin, Lin Bin. Effect of Ceramic Grinding Temperature on Surface Residual Stress[J]. China Mechanical Engineering, 2002, 12(18): 1600-1601.

[10]Malkin S, Hwang T W. Grinding Mechanisms for Ceramics[J]. Annals of the CIRP, 1996, 45(2):569-580.

(編輯袁興玲)

Experimental Research on HVOF Sprayed WC-17Co Coating at High Speed Grinding Mechanism

Guo LiJiang ZhishunShang Zhentao

National Engineering Research Center for High Efficiency Grinding,Hunan University,Changsha，410082

Abstract:By studying the effects of diamond grinding wheels and grinding process parameters on grinding force, grinding temperature, residual stress, surface microscopic morphology and surface roughness, the relationship between the maximum undeformed chip thickness and the specific grinding energy was researched and grinding removal mechanism of the HVOF sprayed WC-17Co coating was revealed under the conditions of high speed grinding. The influences of grinding temperature on residual stress in the WC-17Co coating workpiece were analyzed. The normal grinding force was discussed on the effects of the subsurface damage in the WC-17Co coating workpiece. The research results show that grinding removal mode of the HVOF sprayed WC-17Co coating is both of ductile and brittle. When the grinding wheel velocity is increased, the grinding forces decrease quickly before rising slowly，and the grinding temperatures are continued to rise, and the residual stress state changes from compressive stress to tensile stress, and the coating removal mode transforms from brittle fracture to ductile removal by degrees, the plastic deformation of the coating caused by high grinding temperature is the main cause of the transition of residual stress state. With the normal grinding force increases, average depth of subsurface damage layer of the coating becomes bigger. Increasing grinding wheel speed, reducing workspeed and depth of cut, the proportion of plastic removal of the coating may increase.

Key words:high velocity oxy-fuel(HVOF) spraying; WC-17Co coating; high speed grinding; grinding wheel

收稿日期：2015-08-17

基金項目：國家自然科學基金資助項目(51475157)；國家科技重大專項(2011ZX04014-021)

中圖分類號：TH163

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.10.001

作者簡介：郭力, 男，1964年出生。湖南大學國家高效磨削工程技術研究中心教授、博士研究生導師。研究方向為智能高效精密磨削工藝和高檔智能數控磨床軸承主軸系統。獲中國發明專利4項。發表論文90余篇。江志順，男，1988年生。湖南大學機械與運載工程學院碩士研究生。尚振濤，男，1977年生。湖南大學機械與運載工程學院助理教授。