B_4C_W_Ti_C陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究_冯益华

第24卷　第4期摩擦学学报V o l24,　N o4 2004年7月TRIBOLOGY July,2004 B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究冯益华1,邓建新2(1.山东轻工业学院机电工程系,山东济南　250100; 2.山东大学机械工程学院,山东济南　250061)摘要:采用热压烧结工艺制备了B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴;采用SiC、白刚玉和棕刚玉磨粒对所制备的喷砂嘴进行冲蚀试验,在应力分析基础上探讨了陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机理.结果表明:B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴的冲蚀率随着磨粒硬度和粒度的提高而增大;喷砂嘴入口磨损最严重,出口次之,而中间区域磨损相对较轻;相应的应力分析结果同试验结果相吻合;以棕刚玉作为冲蚀磨料时,B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征,而以白刚玉和SiC作为冲蚀磨料时,喷砂嘴入口处主要呈现脆性断裂冲蚀特征,中间区域则主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征.关键词:B4C/(W,T i)C陶瓷;喷砂嘴;冲蚀磨损性能;冲蚀磨损机理中图分类号:T B312;T H1117.3文献标识码:A文章编号:1004-0595(2004)04-0346-05 喷砂处理广泛应用于机械、石油、化工、汽车和船舶等行业[1,2].喷砂嘴是喷砂设备中的主要耐磨元件.金属喷砂嘴的磨损率通常较高;磨损导致喷砂嘴口径迅速增大、空气和磨料的速度降低,从而降低喷砂效率,增加出砂量及喷砂成本.而为了保证喷砂效率,就必须频繁更换喷砂嘴,从而大幅度增加劳动强度.为此,有必要采用具有很高硬度和优良耐磨性能的陶瓷材料来制备陶瓷喷砂嘴,以显著提高喷砂嘴寿命和喷砂加工效率.研究表明,影响喷砂嘴冲蚀磨损行为的因素很多,如喷砂嘴材料与结构、磨粒种类及性能、冲蚀角和冲蚀速度等[3～5].鉴于此,我们采用热压烧结工艺制备了B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴,并采用SiC、白刚玉和棕刚玉等3种磨粒对所制备的喷砂嘴进行了冲蚀试验,以考察不同磨料对陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损性能的影响;进而在应力分析基础上探讨了喷砂嘴的冲蚀磨损机理.1　实验部分1.1　B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴的制备所用B4C粉由牡丹江磨料二厂提供,其密度为2.52g/cm3,粒度为2.5～5.0 m;(W,T i)C固溶体由株洲硬质合金厂提供,平均粒径为1.5 m.以无水乙醇为介质,将混合料置于球磨罐内进行强化球磨,球磨后混合粉末的平均粒径在0.8 m以下.在流动氮气气氛中将干燥后的混合粉末过筛.采用热压烧结工艺制备出尺寸为 20mm× 8mm×30mm的B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴,其密度为4.35g/cm3,硬度为23.5GPa,弯曲强度为693M Pa,断裂韧性为3.9M Pa・m1/2.1.2　喷砂试验采用GS-6型专用干式喷砂机进行喷砂试验,空气压力固定为0.4M Pa,气流喷射时在喷砂嘴入口处形成负压,从而吸入磨料;气流携带磨料通过喷砂嘴造成喷砂嘴的磨损.冲蚀试验前后,采用无水乙醇超声清洗喷砂嘴0.5h,然后用电吹风吹干.用精度为千分之一的分析天平称量测定喷砂嘴材料的冲蚀质量损失,进而经计算得到冲蚀率;冲蚀率E=m1/m2 [m1为喷砂嘴质量损失(mg),m2为磨料用量(g)]).用淄博四砂股份有限公司提供的粒度为0.18～0.43mm的多角形SiC、白刚玉及棕刚玉作为磨料,磨料组成及物理机械性能列于表1.采用H-800型扫描电子显微镜(SEM)观察和分析喷砂嘴冲蚀磨损表面形貌.2　结果与讨论2.1　喷砂嘴冲蚀磨损性能图1示出了喷砂嘴冲蚀质量损失随冲蚀时间变化的关系曲线.可以看出,喷砂嘴的冲蚀质量损失随冲蚀时间的延长而增大;磨料的冲蚀能力由强到弱依次为SiC、白刚玉和棕刚玉.这说明磨料硬度对陶瓷基金项目:高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20030422015).收稿日期:2003-12-09;修回日期:2004-04-20/联系人邓建新,e-m ail:jxd eng@s .作者简介:邓建新,男,1966年生,博士,教授,博士生导师,目前主要从事切削加工、陶瓷材料摩擦学以及陶瓷刀具的设计与开发等研究.表1　磨料性能Table 1　Characterization of erodent abrasivesAb ras ivePropertiesComposition /%Hardness /GPa Dens ity /g ・cm -3Grain s ize/ m A Al 2O 3≥98.522.0～23.0 3.95180～212B Al 2O 3≥94.520.0～22.0 3.90250～300C SiC ≥99.032.8～34.0 3.15180～212D SiC ≥99.032.8～34.0 3.15250～300ESiC ≥99.032.8～34.03.15355～425喷砂嘴的冲蚀磨损性能具有重要影响,磨料硬度越高,则陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损越严重.与此同时,就不同粒度的SiC 磨料而言,陶瓷喷砂嘴的冲蚀质量损失F ig 1　Cumula tiv e v ar iation of mass loss ofcer amic nozzle w ith er osio n time图1　喷砂嘴的冲蚀质量损失随冲蚀时间变化的关系曲线随磨料粒度增加而增大.这说明当磨料的硬度相同时,其粒度对陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损行为具有显著的影响.表2列出了喷砂嘴的冲蚀率随磨料硬度的变化 表2　喷砂嘴冲蚀率随磨料硬度的变化情况Table 2　Variation of nozzle erosion rate withthe hardness of the abrasive particlesHar dnes s of abras iveparticle/GPaErosion rate /10-3mg ・g -121.00.2622.5 1.3533.42.39情况.可见:喷砂嘴的冲蚀率随磨料硬度增加而显著增大;其中硬度最高的SiC 磨料导致的喷砂嘴冲蚀磨损最严重,硬度最低的棕刚玉磨料导致的喷砂嘴冲蚀磨损最轻微;前者对应的陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损率约为后者的9倍.表3列出了以SiC 作为磨料时喷砂嘴冲蚀率随 表3　喷砂嘴冲蚀率随SiC 磨料粒度的变化情况Table 3　Variation of nozzle erosion rate withthe grit size of SiC abrasive particlesGrain s ize /m mErosion rate /10-3mg ・g -10.20 2.390.28 3.740.394.57磨料粒度的变化情况.可见:陶瓷喷砂嘴的冲蚀率随磨料粒度增加而增大.其原因在于,随着磨料粒度的增加,磨料的冲击动能提高、动态载荷增大,从而导致喷砂嘴表面应力增加、裂纹的形成与扩展加速.图2示出了喷砂嘴入口和出口直径随冲蚀时间 Fig 2　V ariatio n o f entry and ex it bo re diamet erwith ero sion time (A brasive E)图2　喷砂嘴入口和出口直径随冲蚀时间的变化情况(磨料E)变化的关系曲线.可以看出,当冲蚀试验时间在4h以内时,喷砂嘴入口直径随试验时间延长而快速增大;当冲蚀试验时间超过4h 后,喷砂嘴入口直径随试验时间延长而缓慢增大;而喷砂嘴出口直径随冲蚀试验时间延长近似线性增大.我们推测其原因在于,陶瓷等脆性材料抵抗高角冲蚀的能力较弱,在冲蚀起347第4期冯益华等:　B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究始阶段,磨料对喷砂嘴入口产生近似垂直的冲蚀作用,从而导致喷砂嘴入口处磨损严重.随着试验时间的延长,喷砂嘴入口处的冲蚀角逐渐减小,磨料对喷砂嘴的冲击由近似垂直的高冲蚀角逐渐向低冲蚀角冲击过渡,故相应的喷砂嘴磨损逐渐减缓.图3示出了喷砂嘴内径沿长度方向的变化情况.Fig 3　V ariatio n o f bor e diameter w it h no zzle leng th(A brasiv e E after 9h er osio n )图3　喷砂嘴内径沿长度方向的变化情况(磨料E,冲蚀9h)可以看出,从喷砂嘴入口截面开始沿喷砂嘴长度方向约10mm 区间内的冲蚀磨损最严重,中间区域(沿喷砂嘴长度方向10～25mm 区间)的冲蚀磨损不太明显,而出口截面处的磨损同中间区域相比略微加剧.图4示出了冲蚀前后喷砂嘴入口和出口处形状SEM 照片(磨料E ,冲蚀9.0h ).可以看出,喷砂嘴入口处磨损严重且形状不规则,出口处磨损则相对较轻微.这同图3所示结果相吻合.2.2　喷砂嘴应力有限元分析将喷砂嘴沿轴线纵剖,在喷砂嘴壁厚与长度所形成的矩形(6mm ×30mm )中划分6×5的网格;取边界条件为0.28mm SiC 磨料,对喷砂嘴应力进行有限元分析.喷砂嘴材料的弹性模量E t =410GPa ,泊松比v t =0.2;SiC 磨料的弹性模量E p =475GPa ,泊松比v p =0.142,密度为3150kg /m 3;喷砂嘴2个端面添加约束;在喷砂嘴入口端面施加均匀分布的压力载荷,内孔从入口到出口沿整个喷砂嘴长度施加坡度压力载荷.相应的有限元分析结果表明,从喷砂嘴入口截面开始沿喷砂嘴长度方向约10m m 区段内的应力从755M Pa 降至223M Pa,中间区域(沿喷砂嘴长度方向10～25m m)应力从223M Pa 升至375M Pa,出口区域(沿喷砂嘴长度方向25～30mm )应力从Fig 4　SEM photog raphs of nozzle entry and ex it bo re pr ofiles before and after erosion图4　冲蚀前后喷砂嘴入口和出口处形状375M Pa 提高到527M Pa.显然,喷砂嘴入口处所受的应力最大,出口处次之,而中间部分所受应力略小,这同喷砂嘴的实际磨损情况相吻合.在入口处,喷砂嘴端面受磨料颗粒近乎垂直的高角冲蚀,入口边缘的内孔部分受磨料颗粒的低角冲蚀,2种冲蚀作用叠加导致喷砂嘴入口处应力最大;而出口处磨料颗粒的冲蚀速度最高,喷砂嘴所受的冲击力同中间区域相比稍大,因此喷砂嘴出口处所受的应力居中.表4列出了对应于不同磨料的喷砂嘴入口处和中间区域应力分析结果.可以看出,在不同磨料冲蚀下的喷砂嘴所受的应力不同;其中SiC 磨料冲蚀下喷砂嘴所受应力最大,以白刚玉作为磨料时喷砂嘴所受应力次之,而以棕刚玉作为磨料时喷砂嘴所受的应力最小.2.3　喷砂嘴的冲蚀磨损机理陶瓷材料对应于不同磨料和冲蚀速度的冲蚀率不同,这同其冲蚀磨损机制转变有关[6].由于喷砂嘴冲蚀磨损的独特性,同一喷砂嘴可能同时兼具多种不同的冲蚀机理.当喷砂嘴所受的应力接近或超过喷砂嘴强度时,磨料颗粒对喷砂嘴进行一次或几次冲击即348摩　擦　学　学　报第24卷可造成材料的流失,相应的冲蚀机制以脆性断裂为主;当喷砂嘴所受的应力低于喷砂嘴强度时,磨料颗表4　不同磨料冲蚀下喷砂嘴所受应力对比Table 4　Stress of the nozzle with respect to diff erent abrasivesStress of the nozzle /M Pa (Abrasive D )Entry M id dle Stress of the nozzle /M Pa (Abrasive A )Entry M iddle Stres s of the noz zle /M Pa (Abrasive B )Entry M iddle 755223635192322125粒对喷砂嘴进行多次冲击才可能造成材料的流失,相应的冲蚀机制以应力疲劳断裂为主.就喷砂嘴内壁而言,由于其经受低角冲蚀,磨料颗粒在水平方向的速度分量较大,硬颗粒对喷砂嘴产生切削作用而造成材料流失,相应的冲蚀机制以微切削为主.硬度较高的陶瓷材料抵抗颗粒切入及其微切削作用的能力较强,故其冲蚀磨损行为主要呈现应力疲劳断裂和脆性断裂特征;硬度低而韧性高的材料抵抗脆性断裂的能力较强,但抵抗微切削作用的能力较弱,则其冲蚀磨损机制主要表现为微切削.当采用SiC 和白刚玉作为磨料时,B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴入口处所受的应力分别为755M Pa 和635M Pa ,已超过或接近喷砂嘴强度,此时喷砂嘴的冲蚀磨损机制以脆性断裂冲蚀为主;喷砂嘴中间区域所受的应力分别为233M Pa 和192M Pa ,远低于喷砂嘴强度,此时喷砂嘴的冲蚀机制主要表现为应力疲劳断裂冲蚀.而采用棕刚玉磨料时,B 4C/(W ,T i)C 陶瓷喷砂嘴入口处和中间区域所受的应力分别为322M Pa 和125M Pa,远低于喷砂嘴强度,因此此时喷砂嘴的主要冲蚀机制为应力疲劳断裂.图5示出了B 4C/(W,Ti)C 陶瓷喷砂嘴入口处和中间区域冲蚀表面形貌SEM 照片(SiC 磨料,冲蚀Fig 5　SEM microg raphs of the w orn bore surfaces of the nozzle (Abrasive D)图5　喷砂嘴入口处和中间区域冲蚀表面形貌SEM 照片(磨料D)试验时间为9.0h).可以看出,喷砂嘴入口处冲蚀表面存在大片颗粒脱落,表现出典型的脆性断裂冲蚀特征[见图5(a )];而喷砂嘴中间区域冲蚀表面存在晶粒脱落迹象以及大量微小裂纹,表现出应力疲劳断裂冲蚀特征[见5(b)].这说明在相同的冲蚀试验条件下,B 4C/(W,T i)C 陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机制因受冲蚀的位置不同而不同,应力疲劳断裂和脆性断裂冲蚀机制同时并存.3　结论a .　B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀率随着磨料硬度和粒度的增加而增大;B 4C/(W,Ti)C 陶瓷喷砂嘴入口处所受应力最大,出口处次之,而中间区域所受应力较小,同相应的喷砂嘴冲蚀磨损特征相吻合.b .　不同磨料作用下B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴所受应力不同,相应的喷砂嘴冲蚀磨损机理亦不同;在硬度较低的棕刚玉磨料的冲蚀作用下,陶瓷喷砂嘴主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征,在硬度较高的白刚玉和SiC 磨料的冲蚀作用下,喷砂嘴入口处主要呈现脆性断裂冲蚀特征,而中间区域主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征.349第4期冯益华等:　B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究参考文献:[1]　丁泽良,李剑峰,邓建新.水煤浆喷嘴热冲蚀磨损机理研究[J].摩擦学学报,2003,23(5):441-443.Ding Z L,L i J F,Den g J X.T hermal er os ion w ear b ehavior ofnozzles in coal w ater slu rry burning[J].Tr ibology,2003,23(5):441-443.[2]　Schw etz K A,Sigl L S,Greim J,et al.W ear of boron carbideceram ics b y abrasive w ater jets[J].W ear,1995,181-183:148-155.[3]　邓建新,冯益华,丁泽良.陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机理研究[J].硅酸盐学报,2003,31(5):494-497.Deng J X,Feng Y H,Ding Z L.Er os ion w ear of ceram ic n oz-zles in sand b las ting treatments[J].Journal of th e C hinese Ce-ramic S ociety,2003,31(5):494-497.[4]　Deng J X,Feng Y H,Ding Z L.Wear beh aviors of th e ceramicnozzles in sand blas tin g treatment[J].Jour nal of the EuropeanCeramic S ociety,2003,23(2):323-329.[5]　Oka Y I,Ohnogi H.T he im pact angle dependence of erosiondamag e caused b y s olid particle impact[J].W 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ce-ramic nozzle w as closely related w ith the types and grit sizes of the abrasiv e ly,the harder SiC abrasive led to a more sever e er osion-w ear of the nozzle,w hile the softer um ber em ery abrasive led to a minimized ero sion mass loss o f the tested nozzle.M oreover,the er osion-w ear mass loss of the ceramic nozzle increased w ith increasing grit size o f the same abrasiv e,which corresponded to the different stress levels,the sam e as that for different abrasives ty pes.At the sam e time,the ero sion-w ear m echanism s o f the ceramic nozzles also varied w ith the v ariation of the abrasiv e ty pes and the g rit size,and w ith the locations along the lateral dir ectio n of the no zzle as w ell.T herefo re,the nozzle w as dominated by brittle fracture at the entrance and by stress fatigue in the m iddle as it w as eroded by SiC and w hite emery abrasives,w hile it w as char acter-ized by stress fatig ue in the presence of the umber em er y abrasiv es.Key words:B4C/(W,T i)C ceramics;abrasive blasting no zzle;erosio n w ear behav io r;erosio n w ear mecha-nismsAuthor:Deng Jian-xin,m ale,born in1966,Ph. D.,Pr ofessor,e-mail:jxdeng@350摩　擦　学　学　报第24卷。