張 偉,高文博,謝敬佩,石玉斌,張寶林,毛志平

(1.河南科技大學(xué)a.土木工程學(xué)院;b.材料科學(xué)與工程學(xué)院,河南 洛陽(yáng) 471023;2.洛陽(yáng)金鷺硬質(zhì)合金工具有限公司,河南 洛陽(yáng) 471023)

0 引言

六面頂壓機(jī)是中國(guó)生產(chǎn)金剛石的主流設(shè)備[1],頂錘是該設(shè)備的重要部件,其長(zhǎng)期在高溫高壓環(huán)境中工作容易局部或整體被壓裂導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效[2],對(duì)企業(yè)效益和工人生命安全造成威脅。

由于液壓機(jī)和頂錘結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)獨(dú)特以及工作環(huán)境復(fù)雜,很難直接獲得頂錘在液壓機(jī)中工作時(shí)的應(yīng)力分布等重要信息,因此借助理論手段對(duì)硬質(zhì)合金頂錘的應(yīng)力進(jìn)行理論計(jì)算顯得尤為重要[3]。對(duì)硬質(zhì)合金頂錘進(jìn)行應(yīng)力分析和強(qiáng)度分析,目的在于闡明錘體的應(yīng)力分規(guī)律,探究頂錘的破損機(jī)理,優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù),從而降低應(yīng)力峰值,進(jìn)而達(dá)到延長(zhǎng)頂錘壽命與降低合成金剛石成本的目的[4]。隨著計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)的進(jìn)步,中國(guó)學(xué)者用有限元法對(duì)合成金剛石所需設(shè)備的不同部件和不同工作場(chǎng)進(jìn)行了模擬分析,并取得了重大進(jìn)展[5]。然而不管對(duì)頂錘進(jìn)行單一場(chǎng)還是耦合場(chǎng)分析[6-7],其研究對(duì)象都為小型頂錘,隨著腔體大型化的發(fā)展,頂錘直徑由原來的136 mm、142 mm到160 mm、185 mm,直到現(xiàn)在最大的240 mm。文獻(xiàn)[8]提出直徑大于160 mm的頂錘存在結(jié)構(gòu)均勻性、缺陷控制、加工精度等一系列問題,但缺少大型頂錘易于破損的相關(guān)研究;文獻(xiàn)[9]研究了WC-12Co涂層的干滑動(dòng)摩擦磨損行為,缺少WC-8Co硬質(zhì)合金的組織性能研究。綜上所述,目前對(duì)硬質(zhì)合金疲勞失效等原因分析大多為單一載荷,與頂錘低循環(huán)高溫高壓載荷工況不符,缺少硬質(zhì)合金耦合場(chǎng)作用下的失效分析。

本文首先對(duì)頂錘應(yīng)力進(jìn)行理論分析,對(duì)比分析了頂錘小斜面常用應(yīng)力函數(shù)和改進(jìn)應(yīng)力函數(shù)的差異,對(duì)頂錘保壓階段進(jìn)行耦合場(chǎng)分析,分析其破損機(jī)理。然后在同樣的邊界下對(duì)小型頂錘進(jìn)行仿真分析,對(duì)比兩種型號(hào)頂錘在同種合成工藝下兩者的應(yīng)力分布狀況,找出大型頂錘更易破損的原因;接著對(duì)大型破損頂錘不同部位進(jìn)行斷口形貌和微觀組織的分析表征,研究大尺寸頂錘易于破損的主要因素。

1 計(jì)算分析

1.1 頂錘結(jié)構(gòu)及尺寸參數(shù)

六面頂壓機(jī)和合成腔體圖解如圖1所示。六面頂壓機(jī)機(jī)械結(jié)構(gòu)主要由液壓系統(tǒng)和電控系統(tǒng)組成(見圖1a),六面頂壓機(jī)工作時(shí),電控系統(tǒng)控制液壓系統(tǒng)同步推進(jìn)6個(gè)頂錘形成密封的高壓腔體(見圖1b),接著保壓一段時(shí)間,直到石墨生長(zhǎng)成金剛石晶體再卸壓。6個(gè)頂錘通常由3個(gè)定錘和3個(gè)動(dòng)錘組成,定錘分別為下、后、左錘,并由限位鋼環(huán)固定位置構(gòu)成高壓腔體的3個(gè)面,有利于放置以葉蠟石為傳壓介質(zhì)的試樣腔體,動(dòng)錘沒有限位鋼環(huán)限位[10]。頂錘組件由預(yù)緊環(huán)、活塞和墊塊組成(見圖1c)。所選頂錘的直徑為240 mm,高為172 mm,頂部砧面邊長(zhǎng)為87 mm,小斜邊沿45°方向長(zhǎng)度為18 mm,大斜邊角度為46°(見圖1d)。

(a) 鉸鏈?zhǔn)搅骓攭簷C(jī)

1.2 材料參數(shù)

頂錘和預(yù)緊環(huán)的材料參數(shù)如表1所示。

表1 頂錘和預(yù)緊環(huán)的材料參數(shù)

1.3 建立模型

頂錘和預(yù)緊環(huán)結(jié)構(gòu)模型示意圖如圖2所示。運(yùn)用有限元分析軟件ANSYS布爾運(yùn)算構(gòu)建頂錘和預(yù)緊環(huán)物理模型(見圖2a)。結(jié)構(gòu)單元選用Solid185,單元尺寸設(shè)置為3 mm,用掃略方法使結(jié)構(gòu)生成精度高的六面體單元,并對(duì)小斜面進(jìn)行網(wǎng)格加密處理(見圖2b),設(shè)置頂錘外圓柱面為目標(biāo)面并附上target170單元,預(yù)緊環(huán)內(nèi)孔面為接觸面附上contect174單元[11],預(yù)緊環(huán)單邊過盈量取0.3 mm。

1.4 應(yīng)力分析

保壓階段頂錘上的荷載分布如圖3所示。頂錘砧面上作用壓力7 GPa和溫度276 ℃,小斜面上作用摩擦力和擠壓力,柱面上作用預(yù)緊力(見圖3a);頂錘大斜面和預(yù)緊環(huán)斜面施加空氣的對(duì)流系數(shù)為20 W/(m2·℃),冷卻裝置對(duì)流水溫度為38 ℃,室溫取24 ℃(見圖3b)。

(a) 壓力荷載

(Ⅰ)所選頂錘對(duì)應(yīng)的高壓合成腔給予正方形砧面的均布?jí)毫镻0,工程上常用合成工藝對(duì)應(yīng)壓力為7 GPa。

(Ⅱ)預(yù)緊環(huán)與頂錘之間為過盈配合,圓柱側(cè)面受到的預(yù)緊力通過有限元接觸分析求得。

(Ⅲ)葉蠟石等傳壓介質(zhì)給予小斜面的正壓力為P1,P1服從指數(shù)衰減的變化規(guī)律[12],如式(1);f為密封塊給予小斜面的摩擦力,如式(2)：

(1)

f=ξ·P1,

(2)

其中：v為葉蠟石合成塊在塑性變形過程中,其材料內(nèi)部摩擦因數(shù),取0.443 139;t為合成塊塑性變形后在小斜面形成密封墊的厚度,mm;s為沿著41.5°小斜面局部坐標(biāo)向下長(zhǎng)度(如圖3a所示),mm;ξ為頂錘小斜面與密封墊間的外摩擦因數(shù),取0.3。

隨著腔體大型化以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的發(fā)展,頂錘的小斜邊傾斜角度穩(wěn)定于41.5°,其長(zhǎng)度也逐漸變長(zhǎng),并且密封邊厚度是變化的,常用的受力函數(shù)沒有給出密封邊厚度的函數(shù)表達(dá)式。文獻(xiàn)[13]基于主應(yīng)力法對(duì)密封邊進(jìn)行受力分析,修正了密封邊的受力函數(shù),并驗(yàn)證了其正確性,指出有限元分析常用的密封邊受力函數(shù)為該修正函數(shù)在小斜邊傾角為45°時(shí)的一種特殊形式。本文對(duì)頂錘進(jìn)行仿真分析時(shí)采用修正的應(yīng)力函數(shù),其表達(dá)式為：

(3)

其中：σu為密封邊對(duì)頂錘的側(cè)壓,Pa;α為45°的斜面與小斜邊角度差,(°),Φ240型號(hào)頂錘相差為3.5°;μ為頂錘小斜面與密封墊間的外摩擦因數(shù),取0.3;H為小頂面密封邊厚度,mm;h為合成塊塑性變形后形成密封墊的厚度,mm;x為小斜邊在水平方向的長(zhǎng)度,mm。

修正應(yīng)力函數(shù)表示密封邊的側(cè)壓,而常用受力函數(shù)表示密封邊的法向正應(yīng)力。以圖3a中小斜邊頂點(diǎn)O為坐標(biāo)軸原點(diǎn),以沿小斜面向下為X軸正方向建立局部坐標(biāo)系。常用應(yīng)力函數(shù)與修正應(yīng)力函數(shù)對(duì)比如圖4所示。由圖4可知：頂錘小斜邊側(cè)壓力略大于正應(yīng)力,且越靠近小斜邊下邊緣,大的越多,表明當(dāng)小斜面為41.5°時(shí),常用應(yīng)力函數(shù)所表達(dá)壓力值偏小。

圖4 應(yīng)力函數(shù)對(duì)比

六面頂壓機(jī)的合成工藝為階段式升壓合成工藝曲線,所選型號(hào)頂錘常用的工藝曲線如圖5示。合成金剛石的過程要經(jīng)過加壓、保壓、卸壓3個(gè)階段,合成腔在不同階段的合成壓力不同,在合成前期通過監(jiān)控合成腔體內(nèi)部晶體生長(zhǎng)的晶型和顏色來調(diào)控腔體壓力和合成功率,使得腔體內(nèi)工業(yè)金剛石始終處于最優(yōu)的合成條件[14]。

圖5 工藝曲線

對(duì)最大荷載保壓階段進(jìn)行仿真分析,對(duì)模型施加邊界條件并求解后得到應(yīng)力云圖,如圖6所示。等效應(yīng)力是基于剪應(yīng)變能的等效應(yīng)力,其云圖使用應(yīng)力等值線來表示模型內(nèi)的應(yīng)力分布情況,用不同顏色變化來描述模型中的應(yīng)力變化規(guī)律(見圖6a),可以據(jù)此精準(zhǔn)確定模型中的最危險(xiǎn)位置。

由圖6a可以發(fā)現(xiàn)：等效應(yīng)力峰值位于小斜面與砧面交界棱上,整體應(yīng)力分布呈較為規(guī)律的對(duì)稱性。砧面邊緣應(yīng)力值較大,小斜面和大斜面上應(yīng)力沿著斜面中心線向下遞減,遞減梯度較大,且在大斜面上呈現(xiàn)中間高兩側(cè)低的分布規(guī)律,依據(jù)第四強(qiáng)度理論可得砧面的4個(gè)角和邊緣位置以及大斜面的中間位置為裂紋高發(fā)區(qū)。剪切應(yīng)力峰值位于頂錘高壓面的4個(gè)頂點(diǎn)上,呈中心對(duì)稱分布(見圖6b)。而WC-8%Co硬質(zhì)合金屬于硬度高、抗剪性能弱的脆性材料,根據(jù)第三強(qiáng)度理論,脆性材料的裂紋通常是由于結(jié)構(gòu)所受剪切應(yīng)力超過材料的剪切強(qiáng)度而引起的,因此易在高壓砧面的4個(gè)頂點(diǎn)位置發(fā)生破裂。在合成過程中,由于葉蠟石在荷載作用下向小斜面延伸形成密封邊,其會(huì)給小斜面提供側(cè)向支撐壓力,提高了小斜邊強(qiáng)度,因此頂錘易在小斜邊下邊緣位置和大斜面中間位置發(fā)生破裂。從第一主應(yīng)力云圖可以看出,最大應(yīng)力位置位于大斜面下邊緣位置(見圖6c),表明此處拉應(yīng)力最大,而WC-Co硬質(zhì)合金抗拉強(qiáng)度低,因此頂錘在大斜面下邊緣易破裂。頂錘溫度分布為芯部最高,向下依次遞減(見圖6d)。以上分析可判斷頂錘的高壓砧面、小斜面邊緣和大斜面下邊緣位置極易受到剪切破壞,這與試驗(yàn)室頂錘常見的破裂位置相同,并且與文獻(xiàn)[15]的計(jì)算結(jié)果一致,驗(yàn)證了仿真分析的正確性。

(a) 等效應(yīng)力云圖

根據(jù)小型Ф160頂錘參數(shù)建立有限元模型,其網(wǎng)格劃分和邊界條件添加同上,求解后發(fā)現(xiàn)小型頂錘的應(yīng)力分布規(guī)律與Ф240頂錘一致,而應(yīng)力峰值要小于大型號(hào)頂錘。提取兩型號(hào)頂錘5個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)力值(見圖2a),大型號(hào)頂錘應(yīng)力減去小型號(hào)頂錘得到兩型號(hào)頂錘的應(yīng)力差變化曲線,如圖7所示。AB段表征砧面,BC段表征小斜面,CD段表征大斜面。由圖7可以看出：隨著頂錘型號(hào)變大,其砧面所受等效應(yīng)力變大,斜面上第一主應(yīng)力和剪切應(yīng)力變大,而頂錘材料性能保持不變,因此大型號(hào)頂錘在同樣合成工藝下更易破損。

圖7 兩型號(hào)頂錘應(yīng)力差

2 斷口形貌及微觀組織分析

硬質(zhì)合金疲勞斷口保留了結(jié)構(gòu)在疲勞斷裂過程中的所有痕跡,記載了大量斷裂信息。通過分析頂錘斷口形貌可以分析其斷裂機(jī)制,了解微觀組織結(jié)構(gòu)對(duì)裂紋萌生和擴(kuò)展的影響,斷口形貌分析是研究結(jié)構(gòu)疲勞過程和分析疲勞失效原因的重要方法[16]。裂紋在WC-Co硬質(zhì)合金中擴(kuò)展途徑一般有4種類型,按照優(yōu)先擴(kuò)展順序義依次為：(Ⅰ)裂紋沿WC/WC晶界的沿晶斷裂;(Ⅱ)裂紋穿過WC晶粒內(nèi)部的穿晶斷裂;(Ⅲ)沿WC/Co晶界的沿晶斷裂;(Ⅳ)在Co相內(nèi)部擴(kuò)展的韌性斷裂[17]。

頂錘破損特征為低循環(huán)疲勞破損[18-19],圖8為實(shí)驗(yàn)室常見的2種破損頂錘類型,第1種為實(shí)驗(yàn)室頂錘錘面發(fā)現(xiàn)微裂紋情況(見圖8a),第2種為頂錘預(yù)緊環(huán)間隙過大或超壓合成造成的塌錘情況(見圖8b)。由損壞部位可以發(fā)現(xiàn)頂錘破損位置大多在高壓砧面四邊和斜面棱上,以及小斜面下邊緣和大斜面位置,這與仿真計(jì)算結(jié)果分析一致。

(a) 微裂紋錘

2.1 斜面組織與斷口分析

對(duì)完好頂錘的斜面取樣,經(jīng)打磨、拋光后利用掃描電子顯微鏡對(duì)組織進(jìn)行觀察,并進(jìn)行了元素面分布掃描分析。圖9為斜面試樣微觀組織以及元素面分布掃描圖。圖9a中,黑色組織為Co基體,淺色組織為WC顆粒。試樣中有微量Cr元素(見圖9b),Cr元素掃描分析結(jié)果表明Cr元素布滿在整個(gè)試樣表面(見圖9c)。通過對(duì)C和W元素掃描分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)有局部區(qū)域C和W元素缺失(見圖9d、圖9e),表明WC顆粒在該區(qū)域分布不均,伴隨有Co聚集現(xiàn)象(見圖9f),這種現(xiàn)象由頂錘制備工藝決定。頂錘中各組成相不均勻易引起整個(gè)頂錘性能的不均勻,從而出現(xiàn)低次頂錘。

(a) 試樣微觀組織

對(duì)破損頂錘斜面取樣,通過掃描電鏡觀察頂錘斷口試樣微觀組織,并對(duì)特殊點(diǎn)和區(qū)域進(jìn)行能譜分析,結(jié)果如圖10所示。由圖10a可知：頂錘疲勞斷口存在3個(gè)典型部位,裂紋萌生區(qū)(Ⅰ區(qū)域),主要表現(xiàn)為裂紋穩(wěn)定生長(zhǎng);裂紋擴(kuò)展區(qū)(Ⅱ區(qū)域),呈現(xiàn)出放射線狀,裂紋會(huì)快速向四周擴(kuò)展;瞬斷區(qū)(Ⅲ區(qū)域),結(jié)構(gòu)斷裂區(qū)帶有撕裂棱和撕裂脊[20],如圖10a中箭頭所示。圖10b中白色為硬質(zhì)相WC,黑色為粘結(jié)相Co,這是因?yàn)檎辰酉嘣谘h(huán)載荷作用下Co基析出形成Co池,遇空氣后氧化后變黑,而頂錘卸壓時(shí)又會(huì)受到合成腔高溫影響,加速其氧化進(jìn)程。在斜面Ⅰ區(qū)域和Ⅱ區(qū)域交界處高倍照片中可以看到白色的硬質(zhì)相WC顆粒,黑色為析出聚集的Co池,還可以看到圖中圓圈所示微裂紋以及箭頭所示光滑的WC顆粒斷口(見圖10b),對(duì)白色圓球進(jìn)行點(diǎn)掃描能譜分析得出其主要成分為WC(見圖10c),呈圓球狀是因?yàn)閃C顆粒堆積后其受氧化的緣故。

(a) 斜面宏觀斷口

圖11為斜面斷口裂紋形貌圖像。裂紋呈凹凸不平狀,而每個(gè)WC晶粒表面光滑(見圖11a),表明頂錘疲勞裂紋主要沿著WC/WC界面擴(kuò)展,沿晶斷裂方式的典型特征為多面體“冰糖狀”形貌[21]。在高倍掃描電鏡照片中可以看到WC顆粒的該特征,并且有WC顆粒剝落形成的孔洞(見圖11b)。

(a) 斜面裂紋

2.2 芯部組織與斷口分析

對(duì)完好頂錘的芯部取樣,經(jīng)打磨、拋光后利用掃描電子顯微鏡對(duì)組織進(jìn)行觀察,并進(jìn)行了元素面分布掃描分析,結(jié)果如圖12所示。圖12a中黑色組織為粘接相Co,淺色組織為硬質(zhì)相WC顆粒,兩相分布不均勻。試樣中夾雜有Si元素和微量Cr元素(見圖12b),Cr元素布滿整個(gè)試樣表面(見圖12c),Si元素夾雜量更高且分布不均(見圖12d),芯部C元素和W元素同樣分布不均,有局部缺失(見圖12e、圖12f)和Co聚集現(xiàn)象(見圖12g),Co含量和聚集程度低于斜面試樣。這種現(xiàn)象可能是由于頂錘燒結(jié)工藝存在夾雜和成分梯度引起,易導(dǎo)致頂錘使用壽命降低。

對(duì)破損頂錘芯部取樣,通過掃描電鏡觀察頂錘斷口試樣微觀組織,并對(duì)特殊點(diǎn)和區(qū)域進(jìn)行能譜分析,結(jié)果如圖13所示。斷口較斜面平整且無明顯分區(qū)界限,表面有大量粘接相析出形成黑色氧化帶(見圖13a)。由圖13b可知：芯部試樣已形成黑色氧化帶,這是由于頂錘砧面受溫度影響程度大于斜面,因此頂錘芯部粘接相氧化物堆積更多,且白色區(qū)域?yàn)閃C顆粒,黑色區(qū)域存在微裂紋。分別對(duì)白色區(qū)和黑色區(qū)進(jìn)行區(qū)域能譜分析,結(jié)果如圖13c和圖13d所示。由圖13c和圖13d可以看到：白色區(qū)主要為硬質(zhì)相WC,黑色區(qū)主要為粘接相Co,都有不同程度的氧化,Co和O元素含量高于斜面斷口,這是因?yàn)樾静繙囟容^斜面高,高溫會(huì)加速Co粘接相相變、裂縫氧化和硬質(zhì)相由脆性轉(zhuǎn)化為韌性,提高硬質(zhì)合金疲勞敏感性[22]。

(a) 試樣微觀組織

通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)斜面和芯部WC顆粒都比較均勻,晶粒尺寸為0.8～3 μm,沒有發(fā)現(xiàn)晶體異常長(zhǎng)大的WC顆粒。壽命短的頂錘其裂紋源位于頂錘內(nèi)部,一般為組織缺陷引起的;壽命長(zhǎng)的頂錘失效后碎成多塊,一般有多個(gè)裂紋源,斷口有明顯疲勞斷裂特征[23]。頂錘在長(zhǎng)期循環(huán)載荷作用下其疲勞裂紋源大多位于斜面表面,然后向頂錘內(nèi)部擴(kuò)展,在合成過程中裂紋起源于頂錘所受最大拉應(yīng)力處,應(yīng)力集中導(dǎo)致裂紋萌生,產(chǎn)生微裂紋[24];微裂紋若未被及時(shí)發(fā)現(xiàn)會(huì)向上和內(nèi)部繼續(xù)擴(kuò)展,繼而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂[25]。

2.3 裂紋萌生及斷裂行為分析

頂錘長(zhǎng)期在溫度和壓力作用下,其表面或亞表面缺陷部位受拉應(yīng)力作用會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力集中,裂紋在該處萌生,萌生之后該處應(yīng)力集中得到釋放,但在外荷載作用下應(yīng)力集中轉(zhuǎn)移至裂紋尖端位置,使裂紋更快擴(kuò)展。此后裂紋萌生和擴(kuò)展同步進(jìn)行,裂紋在擴(kuò)展過程中和微裂紋、孔洞等缺陷不斷交接結(jié)合,導(dǎo)致主裂紋迅速形成并不斷擴(kuò)大,繼而主裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展造成頂錘結(jié)構(gòu)失效。頂錘在循環(huán)載荷作用下導(dǎo)致Co相對(duì)WC顆粒的粘接作用減弱或遭到破壞,而硬質(zhì)相因缺少粘接相作用不斷剝落,使硬質(zhì)合金產(chǎn)生微孔洞;隨著孔洞不斷變大并互連接發(fā)展成為微裂紋,微裂紋繼續(xù)長(zhǎng)大到臨界裂紋長(zhǎng)度,導(dǎo)致材料斷裂。

(a) 芯部宏觀斷口

3 結(jié)論

(1)在同樣合成工藝、同等腔內(nèi)壓力條件下大型頂錘的等效應(yīng)力、剪切應(yīng)力、第一主應(yīng)力和溫度場(chǎng)分布規(guī)律與小型頂錘一致,但應(yīng)力值要高于小型頂錘。

(2)忽略內(nèi)部缺陷等因素影響時(shí),大型頂錘和小型頂錘的破損機(jī)理一致,均為結(jié)構(gòu)的高應(yīng)力區(qū)反復(fù)承受循環(huán)載荷導(dǎo)致其最終斷裂。

(3)破損頂錘微觀組織分析得出由于斜面承受拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力大于芯部,因此裂紋源更易在斜面產(chǎn)生向內(nèi)部和四周擴(kuò)展,裂紋主要沿著WC/WC界面擴(kuò)展,高壓砧面由于溫度高于斜面,其斷口氧化和Co相析出堆積程度更高。