Триботехнические свойства экспериментальных твёрдых сплавов с модифицированной кобальтовой связкой

Введение. Различные материалы на основе карбида вольфрама, в том числе и твёрдые сплавы (ТС), получили широкое распространение во многих отраслях современного производства благодаря ряду преимуществ в области физико-механических свойств [1–3]. Наибольшая доля (порядка 65 %) применяемых в металлообработке инструментальных режущих материалов (ИРМ) также принадлежит ТС, обеспечивающим высокие скорости резания при обработке различных конструкционных материалов [1, 4]. В настоящее время развивается множество направлений, связанных с улучшением эксплуатационных характеристик ТС различными методами [5–7]. Одним из них является создание новых составов связок для карбидных фаз [8–10]. На кафедре «Металлорежущие станки и инструмент» Донского государственного технического университета разработаны экспериментальные твердые сплавы (ЭТС) на базе однокарбидного сплава ВК8 с различными типами модифицированных связок 1 . Несмотря на то, что кобальт благодаря своим свойствам является наиболее распространённой связкой для WC, применение этого метала экономически невыгодно ввиду его дефицитности и высокой цены. Экспериментальные сплавы характеризуются большими значениями тепловой энтропии модифицированной кобальтовой связки (таблица 1) и, следовательно, меньшими термоэдс по отношению к карбиду вольфрама, что повышает электрохимическую устойчивость этих материалов [10–12]. Среди

Машиностроение и машиноведение

1 Рыжкин А. А., Месхи Б. Ч., Боков А. И. и др. Твердый сплав на основе карбида вольфрама (варианты): патент 2531332: Рос . Федерация: МПК С22С29/08 № 2012128284/02 : заявл. 04.07.2012, опубл. 20.10.2014. Бюл. № 29. 6с.

обрабатываемых с помощью твердосплавного инструмента материалов можно выделить титаново-аллюминиевые сплавы и аустенитные нержавеющие стали. За счёт ряда характеристик эти материалы применяются для изготовления деталей в наиболее ответственных областях машиностроения, включая аэрокосмическое, атомное, пищевое и медицинское производства. Обработка резанием титановых сплавов и нержавеющих сталей затруднена в связи с их низкой теплопроводностью, высокими усилиями при резании, а также неудовлетворительными триботехническими характеристиками [13]. В этой связи исследование особенностей фрикционного взаимодействия вновь разрабатываемых ИРМ с упомянутыми материалами является весьма важной актуальной задачей. Учитывая современные экологические и экономические требования к организации производства, обработка этих конструкционных материалов происходит преимущественно в режиме минимальной подачи (MQL — minimum quantity lubrication) или без использования смазывающе-охлаждающих технологических сред (СОТС) [14, 15]. Тогда участки контакта ИРМ и материала обрабатываемой заготовки на передней и задней поверхностях режущего инструмента можно рассматривать как трибосистемы, функционирующие в режиме трения без СОТС или в режиме граничного трения. Это не исключает значительную долю металлического контакта. В этом случае на эксплуатационные параметры ИРМ, как элемента пары трения, будут оказывать значительное влияние его триботехнические характеристики в режиме сухого трения.

Настоящее исследование посвящено изучению триботехнических характеристик экспериментальных твёрдых сплавов при сухом трении по труднообрабатываемым резанием материалам, а также определению оптимального с точки зрения фрикционного взаимодействия сочетания «ЭТС — конструкционный материал». Данная работа является частью комплекса исследований физико-механических, трибологических и режущих свойств экспериментальных ТС с модифицированной кобальтовой связкой.

Материалы и методы. В качестве объектов исследования поверхностных механических характеристик выбраны нижеследующие составы ТС (таблица 1). Трибологические испытания проводились на инденторах квадратного сечения (а=5 мм, Ra=0,1–0,12 мкм) из трёх наиболее перспективных составов (2.21, 2.22 и 2.23) на трибометре Т-11(Польша), реализующего схему трения «палец-диск». В ходе проведения опытов фиксировалось изменение силы трения ( F, Н) в зависимости от пути трения ( L , м). Каждый эксперимент повторялся 3–5 раз, результаты опытов обрабатывались при помощи методов дисперсионного анализа [16]. В качестве материала вращающегося диска (контртела) были выбраны титановый сплав ВТ3-1 и нержавеющая сталь 12Х18Н9Т; шероховатость поверхности этих образцов находилась в пределах R a 0,12–0,15 мкм.

Таблица 1

Химический состав и термодинамические свойства ЭТС

Марка твёрдого сплава	Состав	Энтропия, Дж/моль·град
		( S 298 ) WC	( S 2098) связ .
1	2	3	4
2.19	92,63% WC+7,37%[1,52%Со+ +5,03%Fe+0,82%Cu]	35,6	28,60
2.20	92,38% WC+7,62% [3,6%Со+ +3,2%Fe+0,82%Cu]		29,31
2.21	92,45% WC+7,55% [5,3%Со+l,43%Fe+0,82%Cu]		29,83
2.22	91,95% WC+8,05% [5,65%Со+l,8%Mo+0,6%Ti]		29,72
2.23	91,59% WC+8,41% [5,1%Со+2,7%Mo+0,61%Ti]		29,59
2.24	90,62% WC+9,38% [3,34%Со+5,44%Mo+0,6%Ti]		29,22
ВК8 (Базовый)	92% WC + [7,5–8]%Co, Fe≤0,3%		28,50

Исследования проводились при различных скоростях скольжения и температурах при постоянной нагрузке P=20 Н. Масса образцов определялась на весах ЛВ 210-А. Шероховатость дорожек трения на контртеле после проведения экспериментов измерялась на профилометре Abris-PM7 (Россия). Определение динамической микротвёрдости поверхностей ЭТС производилось на сканирующем нанотвердомере NanoSCAN-01 (Россия) путём анализа толщины нанесённых с различным усилием царапин. Исследования изношенных поверхностей образцов ЭТС осуществлялись на инвертированном микроскопе ZEISS Axio Vert. A1.

Результаты исследования . Наименьшая ширина царапин h , нанесённых при различных усилиях F s , принадлежит сплавам 2.22 и 2.23, связка в которых была модифицирована группой Mo-Ti (таблица 2).

Таблица 2

Ширина царапины h при различных усилиях F s по результатам склерометрии ЭТС

F s, Н	h , мкм
	Марки твёрдых сплавов
	2.19	2.20	2.21	2.22	2.23	2.24	ВК8
5	0,3	0,2	0,5	-	-	1,5	1,1
15	1,3	1,3	1,5	0,7	1,2	2,5	1,8
25	2,4	1,8	2,4	1,2	1,8	3,3	2,9

Таким образом эти материалы характеризуются наибольшей твёрдостью поверхности на микроуровне, что предполагают лучшую устойчивость к абразивному виду изнашивания. Следует отметить, что в этих сплавах при усилиях F s < 15 Н заметных изменений поверхностного микрорельефа не было обнаружено. Наименьшую микротвёрдость по результатам испытаний продемонстрировал состав 2.24.

Для определения и сравнения износостойкости ТС производилось измерение потери массы индентора для каждой величины пути трения L , а затем определялся объёмный износ образцов ΔV (рис.1, 2).

а )

б )

Рис. 1. Объёмный износ инденторов ЭТС при трении по титановому сплаву ВТ3-1 при температурах: а — 25°С; б — 300°С

При трении по титановому сплаву при различных температурах наибольший объёмный износ ΔV наблюдался у сплава 2.22. Наилучшую износостойкость продемонстрировал состав 2.23 (рис. 1). При трении по нержавеющей стали наименьшие значения параметра ΔV были зафиксированы для состава 2.22 (рис. 2). Наибольший объёмный износ в этом случае также принадлежит экспериментальным составам ТС. При комнатной температуре самую высокую интенсивность изнашивания демонстрирует сплав 2.21, а при подогреве зоны трения максимальные значения износа фиксируются для состава 2.23.

Машиностроение и машиноведение

а )                                                                      б )

Рис. 2. Объёмный износ инденторов ЭТС при трении по нержавеющей стали 12Х18Н9Т при температурах:

а — 25оС; б — 300оС.

Поверхности инденторов из сплавов, продемонстрировавших максимальный объемный износ, характеризуются либо преобладанием изношенных участков, либо изначальная поверхность материала сохраняется только в виде отдельных редких фрагментов. На рис. 3 приведены снимки поверхностей инденторов из сплавов 2.23 и ВК8 после трения по стали 12Х18Н9Т при температуре 300^оС для пути трения L =600 м.

а )

б )

Рис. 3. Сравнение поверхностей инденторов сплавов 2.22 (а) и ВК8(б) после трения по нержавеющей стали 12Х18Н9Т ( Т =300^оС, v =0,3 м/с):

1 — изношенные участки поверхности; 2 — фрагменты исходной поверхности

Поверхность более износостойкого сплава 2.22 имеет пятнистую структуру с преобладанием начальных неизношенных участков (рис. 3 а ). Поверхность базового сплава ВК8 характеризуется большим масштабом разрушений, редкие фрагменты исходной поверхности расположены дискретно, их суммарная площадь при этом значительно меньше (рис. 3 б ).

Оценка фрикционного взаимодействия пар трения производилась путём сравнения средних значений коэффициента трения f _ср и его флуктуаций без учёта стадии приработки I (рис. 4 а, б ). Сравнение колебаний коэффициента трения осуществлялось по среднеквадратическому отклонению σ ср этого параметра от f ср на стадии установившегося трения II.

Рис. 4. Зависимость коэффициентов трения f от пути L при трении по сплаву ВТ3-1 (Т=25^оС, v=0,3 м/с): a — 2.23; в — ВК8: I — стадия приработки; II — стадия стабильного трения

В случае трения по титановому сплаву при различных температурах средние коэффициенты трения и их среднеквадратичные отклонения у всех ЭТС были выше, чем для базовой марки ВК8. Однако, наименьшие значения этих параметров среди экспериментальных составов принадлежат сплаву 2.23 (рис. 4 а ).

При трении по стали 12Х18Н9Т как при комнатной температуре, так и с подогревом наибольшие значения параметров f ср и σ ср принадлежат базовому сплаву ВК8 (при 25^оС: f ср =0,72 и σ ср =0,048; при 300^оС: f ср =0,68 и σ ср =0,032). Минимальные коэффициенты трения и его флуктуации в этой серии опытов были зафиксированы для состава 2.22. При трении без подогрева для этого материала значения оцениваемых параметров составили f ср =0,44 и σ ср =0,025, а при 300^оС увеличились до f ср =0,57 и σ ср = 0,029.

Произведено измерение и сравнение средних шероховатостей дорожек трения на контртелах для максимального значения пути трения. При трении по стали 12Х18Н9Т наименьшие значения этого параметра принадлежат сплаву 2.22. При температуре 25^оС шероховатость составила Ra 2.22 =4,12 мкм, при 300^оС — Ra 2.22 =5,12 мкм. Наибольшие значения шероховатости были зафиксированы при трении базового сплава ВК8. При комнатной температуре значение этого параметра составило Ra ВК8 =5,07 мкм, с подогревом зоны трения — Ra ВК8 =5,95 мкм. Высокие значения шероховатости свидетельствуют о том, что фрикционное взаимодействие этого материала с нержавеющей сталью сопровождалось более масштабными разрушениями в процессе образования и разрушением адгезионных и когезионных швов на поверхности материала контртела.

В серии опытов с титановым сплавом ВТ3-1 наилучшие показатели по шероховатости контртел были зафиксированы после трения экспериментального состава 2.23 (Ra 2.23 =3,35 мкм при 25^оС и Ra 2.23 =4,54 мкм при 300^оС). Наибольшие поверхностные разрушения получили образцы после фрикционного взаимодействия со сплавом 2.22. Шероховатость поверхности при трении без подогрева составила Ra 2.22 =6,88 мкм, с подогревом — Ra 2.22 =8,07 мкм.

Обсуждение и заключения. В результате исследования трибологических характеристик экспериментальных твёрдых сплавов при трении по труднообрабатываемым материалам установлены наилучшие сочетания с точки зрения фрикционного взаимодействия пары материалов. Для нержавеющей стали 12Х18Н9Т лучшие трибопоказатели были зафиксированы при трении в сочетании со сплавом 2.22, для титанового сплава — с составом 2.23. Процесс трения для данных сочетаний материалов при различных температурах характеризуется минимальным объёмным износом, невысокими коэффициентами трения и меньшим масштабом разрушений поверхностей как твёрдосплавных инденторов, так и контртел из конструкционных материалов.