脈沖磁場處理改善硬質合金與鈦合金摩擦行為研究

李秋琴 楊 屹 楊永豐 吳明霞 賈軍軍

（四川大學機械工程學院 四川成都 610065）

鈦合金作為一種耐腐蝕性好、 強度高、 生物兼容性好的材料， 被廣泛應用于船舶、 航空航天以及生物醫(yī)療等領域［1］。 然而， 鈦合金導熱性差、 化學活性高， 在切削過程中溫度可達800 ℃左右［2-3］， 過高的切削溫度容易導致刀具迅速磨損失效［4］。 為了延長刀具的使用壽命， 增強切削過程中的冷卻與潤滑效果，水基乳化切削液被廣泛應用于鈦合金的加工［5］。 在鈦合金加工中， 切削液的成本占總制造成本的7%～17%［6］， 并且切削液在過高的切削溫度下容易蒸發(fā)，使得鈦合金的加工成本上升。 同時， 高濃度廢棄切削液嚴重影響環(huán)境， 廢液的處理增加了環(huán)境和資源負擔［7］。 因此， 降低水基乳化切削液的濃度， 有利于降低鈦合金加工制造成本， 減少廢棄切削液對環(huán)境的影響。

改善刀具切削區(qū)域的摩擦有助于減少切削熱的產生［8］， 達到與切削液類似的減摩潤滑效果。 磁場處理作為一種新興技術， 其在改善刀具摩擦磨損性能方面已證明具有顯著的效果。 BATAINEH 等［9］發(fā)現磁場處理后硬質合金鉆頭的磨損減少了10%， 主要是由于磁力驅動了鉆頭表面顯微組織的改變。 LIU 等［10］對此作了進一步的分析， 并將磁場處理后銑刀耐磨性的增加以及切削性能的提升歸結于脈沖磁場促進了硬質合金的位錯增殖。 YANG 等［11］發(fā)現在納米磁流體潤滑工況下， 脈沖磁場處理的WC-12CO 球平均摩擦因數降低了12.4%， 工件的磨損量減少了26.8%， 并認為這是因為磁場促進磁流體聚集增強了潤滑。BABUTSKYI 等［12］認為磁場處理使AISI 52100 鋼殘余應力降低， 對減小摩擦因數和降低磨損具有積極作用。 上述研究證實磁場處理能顯著改善金屬材料的摩擦磨損性能， 但是， 磁場處理能否提高鈦合金加工中刀具的性能和降低切削液使用量有待進一步探索。

本文作者采用脈沖磁場處理技術對WC-6Co 硬質合金球進行處理， 探討硬質合金球在不同配比切削液潤滑工況下與鈦合金摩擦磨損行為， 并通過車削試驗進一步驗證脈沖磁場處理對改善WC-6Co 硬質合金刀具摩擦磨損行為及降低濃縮切削液使用量的效果，為減少實際生產中濃縮切削液的應用提供理論支撐。

1 試驗部分

1.1 脈沖磁場處理

WC-6Co 刀具廣泛用于鈦合金車削加工。 文中選用直徑為6 mm 的WC-6Co 硬質合金球， 并在2.0 T的脈沖磁場中處理20 次， 每次脈沖間隔為10 s， 如圖1 所示。

圖1 硬質合金球磁場處理示意Fig.1 Schematic of magnetic field treatment of cemented carbide ball

1.2 摩擦磨損測試

采用往復式CFT-Ⅰ摩擦磨損試驗機測試了脈沖磁場處理和未處理的硬質合金球在不同切削液配比下的摩擦學性能。 其中， 載荷為20 N， 往復頻率為6.67 Hz， 往復長度為5 mm， 摩擦時間為180 min。工件材料為TC4 鈦合金（Ti6Al4V）， 試驗前先對工件表面進行機械拋光， 保證每個工件表面粗糙度Ra為0.3 μm。 試驗前， 工件和硬質合金球均在無水乙醇中清洗15 min， 干燥處理后備用； 同時采用特斯拉計測量硬質合金球的磁感應強度， 確保硬質合金球與鈦合金工件接觸面為整個球上磁感應強度最大的部分。

圖2 所示為硬質合金球／鈦合金工件摩擦磨損示意圖。 其中潤滑介質高于工件2～3 mm， 確保潤滑介質完全浸潤硬質合金球／鈦合金的摩擦面。

圖2 硬質合金球與摩擦工件的運動方式Fig.2 The motion mode of ball and friction workpiece

1.3 試驗工況

潤滑介質為不同配比的純凈水與極壓乳化切削液， 具體的配比如表1 所示。 每組試驗重復3 次以確保結果的重復性和穩(wěn)定性。 試驗過程中實時采集摩擦因數（COF）， 試驗后采用能量色散光譜儀（EDS）及Phenom Pro 掃描電子顯微鏡分析硬質合金球和TC4 鈦合金工件的表面形貌與元素分布。

表1 試驗工況Table 1 Test conditions

2 結果與分析

2.1 摩擦因數和工件磨損量

圖3 （a） — （d） 為處理和未處理的WC-6Co硬質合金球在不同配比切削液潤滑下的摩擦因數變化趨勢。 可見， 磁處理后摩擦因數呈現先上升后保持平穩(wěn)的趨勢； 與未磁處理處理相比， 磁處理處理后硬質合金與鈦合金的磨合期變短； 在不同配比切削液潤滑下， 進入摩擦穩(wěn)定狀態(tài)后， 磁處理球的摩擦因數均小于未處理球， 且隨著時間的增長， 兩者摩擦因數差值逐漸增大。 如圖3 （e） 所示， 在0～120 min， 隨著極壓乳化切削液配比的降低， 磁處理球和未處理球兩者平均摩擦因數的差值呈現先增加， 后減小的趨勢；當切削液與水的配比為1 ∶35 時， 平均摩擦因數下降了9.0%。 如圖3 （d） 所示， 在120 ～180 min， 對于研究的3 種切削液與水的配比1 ∶15、 1 ∶25、 1 ∶35，處理球的平均摩擦因數相較于未處理球分別低了9.4%、 14.2%、 13.2%， 處理后的球摩擦因數的降幅隨著切削液含量的降低而提高。 這說明了脈沖磁場增強了摩擦副的減摩性能［11，13］。

圖3 處理球和未處理球在不同潤滑條件下的摩擦因數曲線與平均摩擦因數Fig.3 Friction coefficient curves and average friction coefficient of treated and untreated balls under different lubrication conditions： （a），（b）， （c） proportion of concentrated emulsified cutting fluid and water is 1 ∶15， 1 ∶25， 1 ∶35， respectively； （d） pure water lubrication； （e） average friction coefficient from 0 to 120 min； （f） average friction coefficient from 120 min to 180 min

在摩擦過程中， 處理球的摩擦因數上升的總體趨勢比較平緩， 但仍存在小幅度的波動， 主要是由磨屑的黏附破裂與剝離引起的［14］。 值得注意的是， 在切削液與水的配比為1 ∶15 的工況下， 處理球的摩擦因數穩(wěn)定在0.3 左右， 此時進入了一個周期性的穩(wěn)定摩擦狀態(tài)。 潤滑介質為純水時， 如圖3 （d）、 （e）、 （f）所示， 處理后的摩擦因數仍小于未處理的， 且在0 ～120 min 和120～180 min 的平均摩擦因數分別下降了5.6%和2.8%。 由此可知， 磁場處理大幅降低了摩擦因數。

2.2 摩擦球表面

如圖4 （a）、 （b） 所示為切削液與水配比為1 ∶15工況下處理和未處理硬質合金球摩擦表面形貌。磁場處理球的磨斑和黏附的鈦合金顆粒略微大于未處理的球， 但是對于磨斑中間部位而言， 磁處理后摩擦球表面更光滑和孔隙更小， 如圖4 （a2）、 （b2） 所示。 圖4 （a2） 中摩擦表面的孔隙是由于在往復摩擦的過程中Co 相被鈦合金氧化物黏附脫落。 圖4 （c）— （f） 分別是切削液與水配比為1 ∶ 25、1 ∶35工況下處理和未處理硬質合金球摩擦表面形貌。磁場處理后的硬質合金磨斑始終略大于未處理硬質合金， 同時磨斑黏附物相對于15-MT 工況下的硬質合金更少。 因此， 磁場處理后的硬質合金可能在更低配比的切削液工況下服役表現效果更好。 鈦合金加工時刀具磨損失效的原因之一是黏結相Co 發(fā)生脫落， 使鈦合金更容易侵入WC 晶粒孔隙， WC 晶簇被包裹脫落［15］從而造成刀具的嚴重磨損。 磁場處理后， 由于磁致伸縮效應及磁場對Co 位錯增殖強化［10］， 使黏結相Co 難從WC 晶粒之間脫落。

圖4 背散射下磨痕全貌和二次電子下磨痕局部放大圖Fig.4 Full view of wear marks under BSD and magnification of wear marks under SED： （a） 15-UT condition； （b） 15-MT condition； （c） 25-UT condition； （d） 25-MT condition； （e） 35-UT condition； （f） 35-MT condition

2.3 工件表面狀態(tài)

圖5 （a） — （f） 為不同配比切削液工況下鈦合金工件摩擦表面形貌。 從元素成分上來看， 與處理和未處理硬質合金球對摩后， 鈦合金表面形貌區(qū)別不大。 但是， 對比圖5 （a） 和 （b） 和圖5 （e） 和（f） 可看出， 與未處理硬質合金球對摩后， 鈦合金表面出現了較多規(guī)則的犁溝， 這是耕作效應引起的典型特征［16］。 這是由于高硬度的硬質合金嵌入了鈦合金表面， 在滑動往復摩擦過程中鈦合金發(fā)生塑性流動所形成的［17］。 另外也說明， 硬質合金發(fā)生Co 相脫離時造成的凹坑加劇了硬質合金表面不平整性， 從而使鈦合金摩擦面出現細窄的犁溝。 如圖5 （b）、 （d）、（f） 所示， 與處理后硬質合金球對摩時， 鈦合金表面犁溝隨濃縮乳化切削液配比的降低呈現先增多后減少的趨勢； 在濃縮乳化切削液配比相對較低的工況下（35-MT 工況）， 鈦合金磨損表面反而更加光滑。 磁場處理后的硬質合金球在摩擦過程中， 切削液中被表面活性劑包裹分散帶負電性［18］的油滴更容易被硬質合金表面吸附， 形成連續(xù)油池， 提供更好的潤滑作用［19］。

圖5 二次電子下不同潤滑條件下鈦合金工件表面磨痕對比Fig.5 Comparison of surface wear marks of titanium alloy workpiece under different lubrication conditions under SED： （a） 15-UT condition； （b） 15-MT condition； （c） 25-UT condition； （d） 25-MT condition；（e） 35-UT condition； （f） 35-MT condition； （g） UTW condition； （h） MTW condition

如圖5 （g）、 （h） 所示， 在水潤滑時， 與未處理球對摩的鈦合金摩擦表面磨痕出現了更多的犁溝及黏附的剝落碎片， 剝落碎片在摩擦過程中會引起磨粒磨損， 加劇磨損過程。 從EDS 元素質量分布來看， 磁場處理后O 質量分數下降了4.23%。 磁場處理后的硬質合金抑制了摩擦過程中鈦合金的化學活性。

2.4 硬質合金表面剩余磁場作用

圖6 （a） 所示為在切削液與水配比為1 ∶15 的工況下， 對未處理、 磁處理和退磁處理硬質合金球進行摩擦磨損試驗時的摩擦因數曲線。 硬質合金球退磁前表面磁感應強度為15.69 mT， 退磁后為0。 可見，磁場處理后的摩擦因數曲線維持在一個相對平穩(wěn)的值， 未處理的摩擦因數曲線則持續(xù)向上； 而退磁處理硬質合金球在經過磨合階段后， 其摩擦因數和未處理的硬質合金相差無幾， 但是其增長速率要略微緩慢于未處理的硬質合金。

圖6 未處理、 磁處理和退磁處理硬質合金摩擦因數比較（a） 與退磁處理硬質合金磨損表面形貌及元素分布（b）Fig.6 Comparison of friction coefficients of untreated， magnetized and demagnetized cemented carbides （a）， morphology and element distribution of wear surface of demagnetized cemented carbide （b）

退磁后的摩擦因數曲線更能說明磁場對油滴的作用效果。 在二次電子下的圖像中（見圖4）， 磁處理硬質合金與未處理后硬質合金相比， 顯示出更少的孔隙， 這可能是其摩擦因數增長速率緩慢的原因。

2.5 車削試驗驗證

圖7 所示為在切削液與水配比為1 ∶15 工況下，未處理和處理的硬質合金刀具在鈦合金切削加工后的磨損程度。 其中進給量0.1 mm／r， 切削深度0.6 mm，主軸轉速420 r／min， 切削線速度69.37 ～88.36 m／min。 可見， 磁場處理后刀尖磨損帶寬比未處理磨損帶寬降低了0.046 mm， 說明脈沖磁場處理能提高硬質合金刀具的耐磨性能。 車削試驗驗證了摩擦磨損試驗結果。

圖7 車削1 200 mm 后處理和未處理硬質合金車刀刀尖磨損程度Fig.7 Wear degree of the tool tips of untreated tool （a） and treated tool （b） after turning 1 200 mm

3 結論

采用脈沖磁場處理技術對WC-6Co 硬質合金球進行處理， 探討硬質合金球在不同配比切削液潤滑工況下與鈦合金摩擦磨損行為， 得到的結論如下：

（1） 磁場處理后， 硬質合金磨痕表面Co 相脫落更少， 這與磁場處理致使黏結相Co 磁致伸縮和位錯增殖有關。

（2） 磁場處理大幅提高了WC-6Co／鈦合金的摩擦性能， 處理后的球摩擦因數的降幅隨著濃縮乳化切削液與水配比的降低而提高。 磨損的鈦合金表面犁溝隨濃縮乳化切削液與水配比的降低呈現先增多后減少的趨勢。

（3） 在濃縮乳化切削液配比相對較低的工況下（1 ∶35）， 鈦合金磨損表面反而更加光滑， 是由于磁場處理后的硬質合金球在摩擦的過程中油滴更容易被硬質合金表面吸附， 形成連續(xù)油池， 提供更好的潤滑作用導致的。