高溫高壓合成可電火花加工的立方氮化硼燒結(jié)體

姜 偉

（上海恒硬材料科技有限公司，上海 201612）

1 前言

1957年，GE公司在觸媒的作用下通過高壓高溫由六方氮化硼合成了立方氮化硼（cBN）。cBN作為一種超硬材料，具有優(yōu)越的物理化學(xué)性能，如高的紅硬性、對鐵族元素的化學(xué)惰性，因而被廣泛地應(yīng)用于加工黑色金屬（淬火鋼、鑄鐵、合金等）［1－4］。

立方氮化硼復(fù)合片是由cBN微粉、粘接劑和硬質(zhì)合金基體在高溫高壓下燒結(jié)而成的［5］。目前其粘接劑主要有：化學(xué)周期表中IVB、VB、VIB族的金屬以及他們的氮化物、碳化物或碳氮化物；鋁、鈷、鎳或它們的合金［6－8］。

立方氮化硼復(fù)合片的合成方式?jīng)Q定了其內(nèi)部必然存在殘余應(yīng)力。從整體上看，cBN層和基體硬質(zhì)合金膨脹系數(shù)的失配會產(chǎn)生宏觀殘余熱應(yīng)力。而在cBN層和硬質(zhì)合金基體之間是依靠粘結(jié)劑Co粘結(jié)的，因為粘結(jié)劑Co的熱膨脹系數(shù)遠(yuǎn)大于基體，所以在冷卻到室溫的過程中，Co收縮得更快，就會產(chǎn)生一個張應(yīng)力，而在基體上就產(chǎn)生了一個壓應(yīng)力［9］。Weisbrook［10－11］認(rèn)為此處的應(yīng)力值與陶瓷微粒和粘結(jié)劑兩相的接觸角和相交的邊緣有關(guān)。Krawitz認(rèn)為在合金基體和cBN層交接處產(chǎn)生的殘余應(yīng)力是重要的，這必將影響復(fù)合片的粘結(jié)強度，從而影響其使用壽命。

為了減少這種宏觀殘余應(yīng)力的存在，提高立方氮化硼刀具的壽命，本文合成了無硬質(zhì)合金襯底的1～5mm的立方氮化硼聚晶，其具有良好的電火花可加工性，可完全取代傳統(tǒng)的帶硬質(zhì)合金襯底的立方氮化硼復(fù)合片。

2 試驗過程

選取粉末：10微米cBN粉末、2微米碳氮化鈦，其立方氮化硼含量為90vol%，其余為粘接劑和混料引入的雜質(zhì)。組裝按圖1－a合成立方氮化硼復(fù)合片（標(biāo)記樣品1）；圖1－b合成立方氮化硼聚晶（1．9mm厚度標(biāo)記樣品2，4．8mm厚度標(biāo)記樣品3，如圖2）。合成后通過電火花對樣品進(jìn)行切割，樣品1制成常規(guī)CNGA120408刀具1；樣品2制成CNGA120408刀具2（如圖3）；樣品3制成CNGA120408刀具3，如（圖4）和SCGN090408刀具4（如圖5）。并與國內(nèi)某廠家刀具產(chǎn)品A（如圖4）以及國外某廠家產(chǎn)品B（如圖5）按表1參數(shù)進(jìn)行灰鐵剎車盤切削對比測試，加工對象剎車盤如圖6所示。通過掃描電子顯微電鏡（JEOL公司，型號JSM－5910LV）觀察PcBN的形貌如圖7所示；

圖1 合成組裝圖Fig．1 Synthesis assembly（a）立方氮化硼復(fù)合片燒結(jié)組裝圖；（b）立方氮化硼聚晶燒結(jié)組裝圖1－葉蠟石 2－導(dǎo)電圈 3－金屬片 4－cBN層 5－鹽管 6－石墨發(fā)熱體 7－硬質(zhì)合金

圖2 PcBN聚晶樣品Fig．2 PcBN samples（a－1．2mm厚度cBN聚晶，b－4．8mm聚晶）

圖3 CNGA120408－樣品2制作Fig．3 CNGA120408CBN insert withFig．2 －a sample

圖4 CNGA120408樣品3制作Fig．4 CNGA120408CBN insert with Fig．2－b sample

圖5 SCGN090408－樣品2－b制作Fig．5 SCGN090408insert with Fig．2－b sample

圖6 圖5樣品刀具加工材質(zhì)為剎車盤Fig．6 Cast iron brake disc by Fig．5insert cutting

3 試驗結(jié)果與討論

圖7 樣品1－傳統(tǒng)PcBN復(fù)合片SEM圖，樣品2－無硬質(zhì)合金襯底PcBN聚晶SEM圖Fig．7 SEM image of the sample 1－PCBN compact with WC substrate and sample 2－PCBN without WC substrate

在圖8中，制成的CNGA120408刀具與客戶原來的切削參數(shù)對比，其切削壽命明顯高于國內(nèi)某公司產(chǎn)品A，國內(nèi)某產(chǎn)品A單刃平均加工30件，而試驗產(chǎn)品刀具2和3加工60件左右，是其產(chǎn)品A的2倍壽命。合成的復(fù)合片制造的刀具1單刃加工壽命也在50件左右。從圖8可以看出聚晶制成的刀具比國內(nèi)某公司的復(fù)合片壽命可以提高10%～20%左右。刀具3在提高車床轉(zhuǎn)速至500r／min的情況下每個刃仍能加工60件左右，說明cBN聚晶樣品3具有良好的紅硬性，這可以為客戶提高近50%的生產(chǎn)效率。從圖9可以看出用樣品3制造的SCGN090408型刀具4與國外某同型號刀具產(chǎn)品進(jìn)行高速加工剎車盤的對比，其壽命與國外產(chǎn)品相近。

表1 用樣品1和2制作刀具的切削參數(shù)Table 1 Cutting parameters for sample one insert and sample two insert

圖8 CNGA120408型刀具切削壽命對比圖Fig．8 CNGA120408type CBN insert cutting life comparison（刀具1－樣品1制成刀具，刀具2和3－樣品2制成刀具，刀具3－H－樣品2制成刀具，提高轉(zhuǎn)速）

圖9 SCGN090408型刀具切削結(jié)果對比圖Fig．9 SCGN090408type CBN insert cutting life comparison（樣品2－b制作刀具）

從圖7樣品1的SEM可以看出樣品上層是cBN層，下層是硬質(zhì)合金層，在其中間由于硬質(zhì)合金層鈷的擴(kuò)散形成了鈷的富集區(qū)，是過渡層。由于金屬鈷的熱膨脹系數(shù)（12×10－6／℃）遠(yuǎn)高于碳化鎢（3．84×10－6／℃）和cBN（4．9×10－6／℃），在刀具焊接時經(jīng)過了800℃左右的高溫，而在切削時，刀尖處的溫度在1000℃左右，這增加了PcBN復(fù)合片交界處的殘余熱應(yīng)力，降低了cBN材料的紅硬性，從而降低了刀具的使用壽命，更嚴(yán)重的會造成分層。但是樣品2和樣品3的cBN聚晶只有cBN和粘接劑一層，不存在硬質(zhì)合金層和中間的過渡層。這樣的cBN聚晶避免了金屬鈷從硬質(zhì)合金層滲透到cBN層，可以有效地控制產(chǎn)品的成分比例，并可以避免由于中間過渡層的存在而產(chǎn)生的熱殘余應(yīng)力。從圖8的對比也可以看出可有效地提高刀具壽命10%～20%。

4 結(jié)論

該試驗合成的PcBN聚晶與傳統(tǒng)cBN聚晶對比具有導(dǎo)電性，可以通過簡單的電火花切割加工成任意的形狀。試驗合成的1～5mm厚度的PcBN聚晶由于免除了硬質(zhì)合金層的復(fù)合，避免了中間過渡層產(chǎn)生的熱殘余應(yīng)力，可以有效提高其紅硬性，其使用壽命可提高10%～20%。

參考文獻(xiàn)：

［1］ Zhao YuCheng，WANG MingZhi．cBN Sintered with Al under High Temperature and High Pressure［J］．China Physics Letter，2007，24（8）：2412－2414．

［2］ 李海波，董海，張曼．PcBN刀片的研究現(xiàn)狀和發(fā)展［J］．工具技術(shù)，2007，41（10）：10－13．

［3］ Bindal M M，Nayar R K，Singhal S K，et al．High－pressure sintering of cubic boron nitride［J］．Journal of Materials Science，1986，21：4347－4351．

［4］ 佟艷嬌，李嫚．PcBN刀具干車淬硬鋼時倒棱前角對切削力和刀具磨損的影響［J］．金剛石與磨料磨具工程，2007，158（2）：6－71．

［5］ 劉一波，屠厚澤，彭先奇，等．聚晶立方氮化硼（PcBN）性能與平均自由程關(guān)系的研究［J］．地質(zhì)與勘探，1998，34（3）：29－57．

［6］ Benko E，Klinczyk P，Mackiew S，et al．cBN－Ti3SiS2composites［J］．Diamond and Related Materials，2004，13：521－525．

［7］ Beno E，Morgiel J and Czeppe T．cBN sintered with Al Microstructure and Hardness［J］．Ceramics International，1997，23：89－91．

［8］ Angseryd j，Elfwing M，Olsson E，et al．Detailed microstructure of a cBN based cutting tool material［J］．Journal of Refractory Metals and Hard Materials，2009，27：249－255．

［9］ Larsson C，Odén M X－ray diffraction determination of residual stresses in functionally graded WC－Co composites．International Journal of Refractoy Metals and Hard Materials，2004，22：177－184．

［10］ Weisbrook CM，Gopalaratnam VS，Krawitz AD．Use of finite element modeling to interpret diffraction peak broadening from elastic strain distributions［J］．Material Science and Engineering，1995A201：134－142．

［11］ Weisbrook CM，Krawitz AD．Thermal residual stress distribution in WC－Ni composites［J］．Material Science and Engineering，1996，A209：318－328．