大型硬质合金顶锤裂纹萌生及断裂行为研究

2023-05-11高文博谢敬佩石玉斌张宝林毛志平

河南科技大学学报(自然科学版) 2023年4期

张伟,高文博,谢敬佩,石玉斌,张宝林,毛志平

(1.河南科技大学a.土木工程学院;b.材料科学与工程学院,河南洛阳 471023;2.洛阳金鹭硬质合金工具有限公司,河南洛阳 471023)

0 引言

六面顶压机是中国生产金刚石的主流设备[1],顶锤是该设备的重要部件,其长期在高温高压环境中工作容易局部或整体被压裂导致结构失效[2],对企业效益和工人生命安全造成威胁。

由于液压机和顶锤结构设计独特以及工作环境复杂,很难直接获得顶锤在液压机中工作时的应力分布等重要信息,因此借助理论手段对硬质合金顶锤的应力进行理论计算显得尤为重要[3]。对硬质合金顶锤进行应力分析和强度分析,目的在于阐明锤体的应力分规律,探究顶锤的破损机理,优化结构参数,从而降低应力峰值,进而达到延长顶锤寿命与降低合成金刚石成本的目的[4]。随着计算机仿真技术的进步,中国学者用有限元法对合成金刚石所需设备的不同部件和不同工作场进行了模拟分析,并取得了重大进展[5]。然而不管对顶锤进行单一场还是耦合场分析[6-7],其研究对象都为小型顶锤,随着腔体大型化的发展,顶锤直径由原来的136 mm、142 mm到160 mm、185 mm,直到现在最大的240 mm。文献[8]提出直径大于160 mm的顶锤存在结构均匀性、缺陷控制、加工精度等一系列问题,但缺少大型顶锤易于破损的相关研究;文献[9]研究了WC-12Co涂层的干滑动摩擦磨损行为,缺少WC-8Co硬质合金的组织性能研究。综上所述,目前对硬质合金疲劳失效等原因分析大多为单一载荷,与顶锤低循环高温高压载荷工况不符,缺少硬质合金耦合场作用下的失效分析。

本文首先对顶锤应力进行理论分析,对比分析了顶锤小斜面常用应力函数和改进应力函数的差异,对顶锤保压阶段进行耦合场分析,分析其破损机理。然后在同样的边界下对小型顶锤进行仿真分析,对比两种型号顶锤在同种合成工艺下两者的应力分布状况,找出大型顶锤更易破损的原因;接着对大型破损顶锤不同部位进行断口形貌和微观组织的分析表征,研究大尺寸顶锤易于破损的主要因素。

1 计算分析

1.1 顶锤结构及尺寸参数

六面顶压机和合成腔体图解如图1所示。六面顶压机机械结构主要由液压系统和电控系统组成(见图1a),六面顶压机工作时,电控系统控制液压系统同步推进6个顶锤形成密封的高压腔体(见图1b),接着保压一段时间,直到石墨生长成金刚石晶体再卸压。6个顶锤通常由3个定锤和3个动锤组成,定锤分别为下、后、左锤,并由限位钢环固定位置构成高压腔体的3个面,有利于放置以叶蜡石为传压介质的试样腔体,动锤没有限位钢环限位[10]。顶锤组件由预紧环、活塞和垫块组成(见图1c)。所选顶锤的直径为240 mm,高为172 mm,顶部砧面边长为87 mm,小斜边沿45°方向长度为18 mm,大斜边角度为46°(见图1d)。

(a) 铰链式六面顶压机

1.2 材料参数

顶锤和预紧环的材料参数如表1所示。

表1 顶锤和预紧环的材料参数

1.3 建立模型

顶锤和预紧环结构模型示意图如图2所示。运用有限元分析软件ANSYS布尔运算构建顶锤和预紧环物理模型(见图2a)。结构单元选用Solid185,单元尺寸设置为3 mm,用扫略方法使结构生成精度高的六面体单元,并对小斜面进行网格加密处理(见图2b),设置顶锤外圆柱面为目标面并附上target170单元,预紧环内孔面为接触面附上contect174单元[11],预紧环单边过盈量取0.3 mm。

1.4 应力分析

保压阶段顶锤上的荷载分布如图3所示。顶锤砧面上作用压力7 GPa和温度276 ℃,小斜面上作用摩擦力和挤压力,柱面上作用预紧力(见图3a);顶锤大斜面和预紧环斜面施加空气的对流系数为20 W/(m2·℃),冷却装置对流水温度为38 ℃,室温取24 ℃(见图3b)。

(a) 压力荷载

(Ⅰ)所选顶锤对应的高压合成腔给予正方形砧面的均布压力为P0,工程上常用合成工艺对应压力为7 GPa。

(Ⅱ)预紧环与顶锤之间为过盈配合,圆柱侧面受到的预紧力通过有限元接触分析求得。

(Ⅲ)叶蜡石等传压介质给予小斜面的正压力为P1,P1服从指数衰减的变化规律[12],如式(1);f为密封块给予小斜面的摩擦力,如式(2)：

(1)

f=ξ·P1,

(2)

其中：v为叶蜡石合成块在塑性变形过程中,其材料内部摩擦因数,取0.443 139;t为合成块塑性变形后在小斜面形成密封垫的厚度,mm;s为沿着41.5°小斜面局部坐标向下长度(如图3a所示),mm;ξ为顶锤小斜面与密封垫间的外摩擦因数,取0.3。

随着腔体大型化以及结构优化设计的发展,顶锤的小斜边倾斜角度稳定于41.5°,其长度也逐渐变长,并且密封边厚度是变化的,常用的受力函数没有给出密封边厚度的函数表达式。文献[13]基于主应力法对密封边进行受力分析,修正了密封边的受力函数,并验证了其正确性,指出有限元分析常用的密封边受力函数为该修正函数在小斜边倾角为45°时的一种特殊形式。本文对顶锤进行仿真分析时采用修正的应力函数,其表达式为：

(3)

其中：σu为密封边对顶锤的侧压,Pa;α为45°的斜面与小斜边角度差,(°),Φ240型号顶锤相差为3.5°;μ为顶锤小斜面与密封垫间的外摩擦因数,取0.3;H为小顶面密封边厚度,mm;h为合成块塑性变形后形成密封垫的厚度,mm;x为小斜边在水平方向的长度,mm。

修正应力函数表示密封边的侧压,而常用受力函数表示密封边的法向正应力。以图3a中小斜边顶点O为坐标轴原点,以沿小斜面向下为X轴正方向建立局部坐标系。常用应力函数与修正应力函数对比如图4所示。由图4可知：顶锤小斜边侧压力略大于正应力,且越靠近小斜边下边缘,大的越多,表明当小斜面为41.5°时,常用应力函数所表达压力值偏小。

图4 应力函数对比

六面顶压机的合成工艺为阶段式升压合成工艺曲线,所选型号顶锤常用的工艺曲线如图5示。合成金刚石的过程要经过加压、保压、卸压3个阶段,合成腔在不同阶段的合成压力不同,在合成前期通过监控合成腔体内部晶体生长的晶型和颜色来调控腔体压力和合成功率,使得腔体内工业金刚石始终处于最优的合成条件[14]。

图5 工艺曲线

对最大荷载保压阶段进行仿真分析,对模型施加边界条件并求解后得到应力云图,如图6所示。等效应力是基于剪应变能的等效应力,其云图使用应力等值线来表示模型内的应力分布情况,用不同颜色变化来描述模型中的应力变化规律(见图6a),可以据此精准确定模型中的最危险位置。

由图6a可以发现：等效应力峰值位于小斜面与砧面交界棱上,整体应力分布呈较为规律的对称性。砧面边缘应力值较大,小斜面和大斜面上应力沿着斜面中心线向下递减,递减梯度较大,且在大斜面上呈现中间高两侧低的分布规律,依据第四强度理论可得砧面的4个角和边缘位置以及大斜面的中间位置为裂纹高发区。剪切应力峰值位于顶锤高压面的4个顶点上,呈中心对称分布(见图6b)。而WC-8%Co硬质合金属于硬度高、抗剪性能弱的脆性材料,根据第三强度理论,脆性材料的裂纹通常是由于结构所受剪切应力超过材料的剪切强度而引起的,因此易在高压砧面的4个顶点位置发生破裂。在合成过程中,由于叶蜡石在荷载作用下向小斜面延伸形成密封边,其会给小斜面提供侧向支撑压力,提高了小斜边强度,因此顶锤易在小斜边下边缘位置和大斜面中间位置发生破裂。从第一主应力云图可以看出,最大应力位置位于大斜面下边缘位置(见图6c),表明此处拉应力最大,而WC-Co硬质合金抗拉强度低,因此顶锤在大斜面下边缘易破裂。顶锤温度分布为芯部最高,向下依次递减(见图6d)。以上分析可判断顶锤的高压砧面、小斜面边缘和大斜面下边缘位置极易受到剪切破坏,这与试验室顶锤常见的破裂位置相同,并且与文献[15]的计算结果一致,验证了仿真分析的正确性。

(a) 等效应力云图

根据小型Ф160顶锤参数建立有限元模型,其网格划分和边界条件添加同上,求解后发现小型顶锤的应力分布规律与Ф240顶锤一致,而应力峰值要小于大型号顶锤。提取两型号顶锤5个关键点应力值(见图2a),大型号顶锤应力减去小型号顶锤得到两型号顶锤的应力差变化曲线,如图7所示。AB段表征砧面,BC段表征小斜面,CD段表征大斜面。由图7可以看出：随着顶锤型号变大,其砧面所受等效应力变大,斜面上第一主应力和剪切应力变大,而顶锤材料性能保持不变,因此大型号顶锤在同样合成工艺下更易破损。

图7 两型号顶锤应力差

2 断口形貌及微观组织分析

硬质合金疲劳断口保留了结构在疲劳断裂过程中的所有痕迹,记载了大量断裂信息。通过分析顶锤断口形貌可以分析其断裂机制,了解微观组织结构对裂纹萌生和扩展的影响,断口形貌分析是研究结构疲劳过程和分析疲劳失效原因的重要方法[16]。裂纹在WC-Co硬质合金中扩展途径一般有4种类型,按照优先扩展顺序义依次为：(Ⅰ)裂纹沿WC/WC晶界的沿晶断裂;(Ⅱ)裂纹穿过WC晶粒内部的穿晶断裂;(Ⅲ)沿WC/Co晶界的沿晶断裂;(Ⅳ)在Co相内部扩展的韧性断裂[17]。

顶锤破损特征为低循环疲劳破损[18-19],图8为实验室常见的2种破损顶锤类型,第1种为实验室顶锤锤面发现微裂纹情况(见图8a),第2种为顶锤预紧环间隙过大或超压合成造成的塌锤情况(见图8b)。由损坏部位可以发现顶锤破损位置大多在高压砧面四边和斜面棱上,以及小斜面下边缘和大斜面位置,这与仿真计算结果分析一致。

(a) 微裂纹锤

2.1 斜面组织与断口分析

对完好顶锤的斜面取样,经打磨、抛光后利用扫描电子显微镜对组织进行观察,并进行了元素面分布扫描分析。图9为斜面试样微观组织以及元素面分布扫描图。图9a中,黑色组织为Co基体,浅色组织为WC颗粒。试样中有微量Cr元素(见图9b),Cr元素扫描分析结果表明Cr元素布满在整个试样表面(见图9c)。通过对C和W元素扫描分析结果发现有局部区域C和W元素缺失(见图9d、图9e),表明WC颗粒在该区域分布不均,伴随有Co聚集现象(见图9f),这种现象由顶锤制备工艺决定。顶锤中各组成相不均匀易引起整个顶锤性能的不均匀,从而出现低次顶锤。

(a) 试样微观组织

对破损顶锤斜面取样,通过扫描电镜观察顶锤断口试样微观组织,并对特殊点和区域进行能谱分析,结果如图10所示。由图10a可知：顶锤疲劳断口存在3个典型部位,裂纹萌生区(Ⅰ区域),主要表现为裂纹稳定生长;裂纹扩展区(Ⅱ区域),呈现出放射线状,裂纹会快速向四周扩展;瞬断区(Ⅲ区域),结构断裂区带有撕裂棱和撕裂脊[20],如图10a中箭头所示。图10b中白色为硬质相WC,黑色为粘结相Co,这是因为粘接相在循环载荷作用下Co基析出形成Co池,遇空气后氧化后变黑,而顶锤卸压时又会受到合成腔高温影响,加速其氧化进程。在斜面Ⅰ区域和Ⅱ区域交界处高倍照片中可以看到白色的硬质相WC颗粒,黑色为析出聚集的Co池,还可以看到图中圆圈所示微裂纹以及箭头所示光滑的WC颗粒断口(见图10b),对白色圆球进行点扫描能谱分析得出其主要成分为WC(见图10c),呈圆球状是因为WC颗粒堆积后其受氧化的缘故。

(a) 斜面宏观断口

图11为斜面断口裂纹形貌图像。裂纹呈凹凸不平状,而每个WC晶粒表面光滑(见图11a),表明顶锤疲劳裂纹主要沿着WC/WC界面扩展,沿晶断裂方式的典型特征为多面体“冰糖状”形貌[21]。在高倍扫描电镜照片中可以看到WC颗粒的该特征,并且有WC颗粒剥落形成的孔洞(见图11b)。

(a) 斜面裂纹

2.2 芯部组织与断口分析

对完好顶锤的芯部取样,经打磨、抛光后利用扫描电子显微镜对组织进行观察,并进行了元素面分布扫描分析,结果如图12所示。图12a中黑色组织为粘接相Co,浅色组织为硬质相WC颗粒,两相分布不均匀。试样中夹杂有Si元素和微量Cr元素(见图12b),Cr元素布满整个试样表面(见图12c),Si元素夹杂量更高且分布不均(见图12d),芯部C元素和W元素同样分布不均,有局部缺失(见图12e、图12f)和Co聚集现象(见图12g),Co含量和聚集程度低于斜面试样。这种现象可能是由于顶锤烧结工艺存在夹杂和成分梯度引起,易导致顶锤使用寿命降低。

对破损顶锤芯部取样,通过扫描电镜观察顶锤断口试样微观组织,并对特殊点和区域进行能谱分析,结果如图13所示。断口较斜面平整且无明显分区界限,表面有大量粘接相析出形成黑色氧化带(见图13a)。由图13b可知：芯部试样已形成黑色氧化带,这是由于顶锤砧面受温度影响程度大于斜面,因此顶锤芯部粘接相氧化物堆积更多,且白色区域为WC颗粒,黑色区域存在微裂纹。分别对白色区和黑色区进行区域能谱分析,结果如图13c和图13d所示。由图13c和图13d可以看到：白色区主要为硬质相WC,黑色区主要为粘接相Co,都有不同程度的氧化,Co和O元素含量高于斜面断口,这是因为芯部温度较斜面高,高温会加速Co粘接相相变、裂缝氧化和硬质相由脆性转化为韧性,提高硬质合金疲劳敏感性[22]。

(a) 试样微观组织

通过对比发现斜面和芯部WC颗粒都比较均匀,晶粒尺寸为0.8～3 μm,没有发现晶体异常长大的WC颗粒。寿命短的顶锤其裂纹源位于顶锤内部,一般为组织缺陷引起的;寿命长的顶锤失效后碎成多块,一般有多个裂纹源,断口有明显疲劳断裂特征[23]。顶锤在长期循环载荷作用下其疲劳裂纹源大多位于斜面表面,然后向顶锤内部扩展,在合成过程中裂纹起源于顶锤所受最大拉应力处,应力集中导致裂纹萌生,产生微裂纹[24];微裂纹若未被及时发现会向上和内部继续扩展,继而导致结构断裂[25]。

2.3 裂纹萌生及断裂行为分析

顶锤长期在温度和压力作用下,其表面或亚表面缺陷部位受拉应力作用会产生拉应力集中,裂纹在该处萌生,萌生之后该处应力集中得到释放,但在外荷载作用下应力集中转移至裂纹尖端位置,使裂纹更快扩展。此后裂纹萌生和扩展同步进行,裂纹在扩展过程中和微裂纹、孔洞等缺陷不断交接结合,导致主裂纹迅速形成并不断扩大,继而主裂纹失稳扩展造成顶锤结构失效。顶锤在循环载荷作用下导致Co相对WC颗粒的粘接作用减弱或遭到破坏,而硬质相因缺少粘接相作用不断剥落,使硬质合金产生微孔洞;随着孔洞不断变大并互连接发展成为微裂纹,微裂纹继续长大到临界裂纹长度,导致材料断裂。