摘 要:通过气压烧结制备添加质量分数5% TiO2 的Si3N4 陶瓷并制成刀具,研究了 TiO2 对 其显微组织、力学性能和切削性能的影响,并与未添加 TiO2 烧结 Si3N4 陶瓷作对比。结果表明: 添加 TiO2 烧结Si3N4 陶瓷主要由长棒状与等轴状的β-Si3N4 晶粒组成,并伴有均匀分布的 TiN 相,与未添加 TiO2 烧结Si3N4 陶瓷相比,晶粒得到细化,硬度上升而断裂韧度略有下降;在连续切 削灰铸铁过程中,添加 TiO2 的Si3N4 陶瓷刀具具有更长的切削寿命(有效切削长度为2410m), 并且保持了刃口的完整性,切削后黏着磨损碎片较小。

关键词:Si3N4 陶瓷刀具;TiO2;显微组织;力学性能;切削性能

中图分类号:TB32 文献标志码:A 文章编号:1000-3738(2022)05-0064-06

0 引 言

氮化硅(Si3N4)陶瓷具有优异的综合力学性能 和化学稳定性,是高速切削灰铸铁、镍基高温合金等 难加工材料用切削刀具的首选材料之一[1-4]。Si3N4 陶瓷主要通过气压烧结或热压烧结工艺制备,然而 因其强共价键与低扩散系数,较难实现烧结致密,而 加 入 MgO-RE2O3[5-6]、Al2O3-RE2O3[7](RE 为 稀 土元素)等烧结助剂可借助反应生成的玻璃液相,促 进陶瓷 烧 结 致 密。在 较 高 的 烧 结 温 度 下 (不 低 于 1500 ℃),Si3N4 陶瓷烧结致密后的物相主要为β- Si3N4 相,显微组织呈晶粒粗大的双峰分布结构(等 轴和长柱状晶粒共存)。烧结 Si3N4 陶瓷具有较高 的断裂韧度和抗弯强度,但硬度较低,所制成的陶瓷 刀具不太适合用于硬度较高的冷硬铸铁或含铬量较 高铸铁的快速切削[2,6]。

为解决以上问题,立足于 Si3N4 陶瓷作为切削 刀具的 应 用,不 少 学 者 通 过 引 入 第 二 相 来 增 强 Si3N4 基陶瓷材料的各项性能,以期在提高硬度的 同时维持陶瓷基体较高的韧性。目前常用的增强相 主要包括 WC[8]、(W,Ti)C[9]、TiC[10]与 TiN[11-13]等 碳、氮化物。其中,TiN 因具有耐高温、耐磨损、高硬 度等优良的性能,尤其受到研究者的青睐[13]。引入 TiN 的方法有两种:一种是在陶瓷原料粉体中直接 加入 TiN 粉体颗粒;另一种是在陶瓷原料粉体中加 入 TiO2 粉体颗粒,在氮气气氛下进行原位烧结反 应生成 TiN 增强相。DUAN 等[11]通过热压烧结制 备了不同 TiO2 添加量的Si3N4 陶瓷,研究了生成的 TiN 第二相对陶瓷性能的影响,发现当 TiO2 添加 量(质量分数)为 20% 时,生成的 TiN 明显提高了 Si3N4 陶瓷的硬度与韧性。ZOU 等[12]通过热压烧 结制备了不同 TiN 含量的 Si3N4 陶瓷刀具,发现加 入的纳米级 TiN 通过提高β-Si3N4 晶粒的长径比, 实现了Si3N4 陶瓷的增强增韧;TiN 加入量(体积分 数)为1% 时,陶瓷刀具的力 学 性 能 最 佳。魏 万 鑫 等[13]研究了 TiN 的引入方式对 Si3N4 陶瓷显微组 织与力学性能的影响,发现以 TiO2 的形式引入时, 可获得更加 均 匀 细 小 的 显 微 组 织,能 得 到 更 好 的 力学性能,与直接加入 TiN 粉体制得的陶瓷相比, 硬度从(15.6±0.3)GPa上升至(16.7±0.4)GPa, 断裂 韧 度 从 (11.2±0.6)MPa·m1/2 略 微 上 升 至 (11.3±0.4)MPa·m1/2。目前,有关 Si3N4 基陶瓷 刀具材料的研究大多集中在引入 TiN 等第二相对 组织与性能的影响及其增强增韧机理上,缺少结合 切削数据来验证 TiN 第二相对 Si3N4 陶瓷刀具切 削性能提高效果的相关研究。为此,作者参考已有 的可 获 得 致 密 Si3N4 陶 瓷 的 试 验 配 方[2,13-14],以 Si3N4 粉为原料、质 量 分 数 2%Al2O3 和 5%Y2O3 为烧结助剂,并加入质量分数5%的 TiO2,通过气 压烧结(GPS)工艺制备 Si3N4 陶瓷,研究了原位反 应生成的 TiN 对 Si3N4 陶瓷微观结构与力学性能 的影响;并将制备得到的陶瓷加工成刀片对灰铸铁 进行连续切削,研究了陶瓷刀片的切削寿命、磨损形 貌与磨损机理。 1 试样制备与试验方法

1.1 试样制备

试验原料包括 Si3N4 粉(平均粒径0.3μm,纯 度99.99%,α-Si3N4 相体积分数大于95%)、Al2O3 粉(平均粒径0.3μm,纯度99.99%,α-Al2O3 相体积 分数大 于 95%)、Y2O3 粉 (平 均 粒 径 4μm,纯 度 99.999%)、TiO2 粉 (平 均 粒 径 0.02 μm,纯 度 99.99%)。按照 Al2O3 粉、Y2O3 粉、TiO2 粉质量分 数分别为2%,5%,5%,余为 Si3N4 粉进行配料,在 聚乙烯球磨罐中以高纯度 Si3N4 球为磨球、无水乙醇为 球 磨 介 质 进 行 研 磨 混 料 8 h,球 磨 转 速 为 300r·min-1。参考目前可获得致密 Si3N4 基体陶 瓷的烧结工艺[13,15]制备Si3N4 陶瓷。将球磨浆料在 RE-52AA 型旋转蒸发仪中进行旋转蒸发,烘干,放 入直径为30mm 的圆形金属模具中干压成型得到 生 坯;将 生 坯 进 行 冷 等 静 压 成 型,成 型 压 力 为 200MPa,保压时间为300s,然后放入 FCT-FP-H- 6型气压烧结(GPS)炉中进行高温烧结。在烧结过 程中,在温度升1200 ℃时保持真空状态,排出杂质 成分,升温速率为15 ℃·min-1;充入 N2 至气压为 0.1MPa以抑制Si3N4 的分解,并以10℃·min-1的 速率升温至1500 ℃,再以5 ℃·min-1的速率升温 至1750 ℃,将 N2 气压升至5 MPa,继续以5 ℃· min-1的速率升温至1930 ℃,保温120min烧结。 烧结结束后对称降压至大气压,并对称冷却至室温。 为了进行对比,在相同工艺下制备了未添加 TiO2 的Si3N4 陶瓷。

1.2 试验方法

使用阿基米德排水法测定烧结陶瓷的密度,并 计算相对密度。将烧结陶瓷表面打磨、抛光至镜面, 并使用酒精超声清洗后,采用 HXD-2000TM/LCD 型维氏硬度计测试维氏硬度,载荷为9.8N,保载时 间为10s。采用 HVS-30Z/LCD型维氏硬度计测试 并计算断裂韧度,载荷为98N,保载时间为10s,断 裂韧度计算公式[16]为 KIC =PπC1 +C2 4 -32 (tgβ)-1 (1) 式中:KIC 为陶瓷试样的断裂韧度,MPa·m1/2;P 为 金刚石压头加载载荷,N;C1 和C2 为金刚石压头在 Si3N4 陶瓷试样表面形成的压痕裂纹对角线半长, mm;β为金刚石压头的角度,68°。

采用 BrukerD8型 X 射线衍射仪(XRD)进行 物相分析,采用铜靶,Kα 射线。采用 PPPIII型等 离子刻蚀机对磨抛后的烧结陶瓷进行等离子刻蚀, 去除晶界相,以便于观察晶粒尺寸与形貌,刻蚀气体 为 体 积 比 1∶9的 O2 和 CF4 混 合 气 体;采 用 NovaNanoSEM430型扫描电子显微镜(SEM)观察 刻蚀后的微观形貌,并用 Nano Measurer1.2晶粒 测量软件统计约300个以上晶粒的尺寸,绘制频率 统计图。

将未添加 TiO2 和添加 TiO2 的烧结陶瓷加工 成ISOSNGN120408T02020标准型号刀片,分别记 为SN 与SN-T,并在 ETC3650h型数控车床上进行连续切削测试,切削工件材料为 HT250灰铸铁,硬 度为2.21GPa,切削速度为300 m·min-1,进给量 为 0.1 mm·r-1,切 削 深 度 为 0.3 mm。 按 照 ISO3685-1993(E)评定刀具的切削寿命:在切削过 程中以每切削500m 为固定的切削磨损测量点,采 用 OLYMPUSSZ61型光学显微镜测定后刀面半切 深位置的竖直划痕长度,记为磨损量,如图1所示, 以磨损量达到300μm 时刀具切削的长度为刀具的 切削寿命。在相同条件下,采用 GSN100型 Si3N4 商业刀 具 进 行 切 削 试 验,该 商 业 刀 具 试 样 记 为 GSN100。

使用 NovaNanoSEM430型扫描电子显微镜观 察陶瓷刀具的原始磨损形貌,然后用3 mol·L-1 的 稀盐酸对刀具磨损表面进行清洗,并观察清洗后的 磨损表面形貌。

2 试验结果与讨论

2.1 物相组成

由图2可以看出,添加和未添加 TiO2 烧结陶 瓷均主要由β-Si3N4 相组成,添加 TiO2 后陶瓷中还 出现了 TiN 相。烧结助剂 Al2O3 和 Y2O3 在高温 下与Si3N4 表面的 SiO2 反应生成了无定型的玻璃 相[17],无固定对应的特征峰。研究表明,在 Al2O3- Y2O3 体 系 烧 结 助 剂 的 作 用 下 ,当 烧 结 温 度 接 近 1600 ℃ 时,陶 瓷 中 将 同 时 存 在 α-Si3N4 相 和 β- Si3N4 相,而 在 接 近 1700 ℃ 时,α-Si3N4 相 向 β- Si3N4 相的转变已接近完成[18-21]。在1930 ℃烧结 温度下,α-Si3N4 相 已 完 全 转 变 为 β-Si3N4 相;TiN 则是由 TiO2 与Si3N4 在高温下反应形成的[11]。

2.2 微观形貌及晶粒尺寸

由图3可以看出:未添加和添加 TiO2 烧结陶 瓷均主要由黑色的 β-Si3N4 相和无定型 的 白 色 含 钇、铝、硅、氧元素的晶间相组成[17],β-Si3N4 晶粒呈 等轴状和长棒状两种形态,未添加 TiO2 烧结陶瓷 中的长棒状晶粒较粗大;添加 TiO2 烧结陶瓷中原位 反应生成了形状较规整的块状 TiN 相,其分布于β- Si3N4 相之间,如图中白色粗箭头所示;与添加 TiO2 烧结陶瓷相比,未添加 TiO2 烧结陶瓷中存在较多的 细小孔隙。试验测得未添加和添加 TiO2 烧结陶瓷的 相对密度分别为98.0%,99.2%,说明经过1930℃气 压烧结后,陶瓷试样均实现了致密化。

由图4可以看出:与未添加 TiO2 烧结陶瓷相 比,添加 TiO2 烧结陶瓷中长棒状晶粒直径分布范 围较窄,即 晶 粒 的 平 均 直 径 较 小。这 是 由 于 添 加 TiO2 烧结后陶瓷中形成了第二相 TiN,产生的晶界 钉扎效应抑制了Si3N4 晶粒的生长。

2.3 力学性能

试验测得未添加和添加 TiO2 烧结陶瓷的维氏 硬度分别为(16.8±0.2),(17.2±0.1)GPa,断裂韧度 分别为(6.4±0.6),(5.8±0.3)MPa·m1/2,均高于商 业刀具的维氏硬度和断裂韧度,即(15.3±0.1)GPa, (5.2±0.4)MPa·m1/2。TiO2 的加入促进了 Si3N4 陶瓷中棒状β-Si3N4 晶粒的细化,并生成了硬质相 TiN,因此相比于未添加 TiO2 陶瓷,其硬度略高而 断裂韧度较低。

2.4 切削性能

由图5可以看出:商业刀具(GSN100)、未添加 TiO2 烧结陶瓷刀具(SN)、添加 TiO2 烧结陶瓷刀具 (SN-T)等3种陶瓷刀具在达到切削寿命(刀具磨损 量为300μm 对应的刀具切削长度)前,前期磨损均 较快,在 切 削 的 前 500 m,刀 具 的 磨 损 量 即 超 过 200μm,而当切削长度大于500m 后,刀具磨损量 的增长较平缓,切削后期磨损又变得较剧烈;3种陶 瓷刀具中,GSN100 刀具的磨损增速最快,其次为 SN刀 具 ,SN-T刀 具 的 磨 损 增 速 最 慢 ;SN刀 具 和SN-T 刀具的切削寿命分别为1580,2410m,均高 于 GSN100刀具(约为1250m),SN-T 刀具的切削 寿命最长。

由图6可以看出:两种陶瓷刀具在切削灰铸铁 后其刀尖出现了不同程度的磨损,其中 SN 刀具的 刀尖磨损更为严重,且其上有较为明显的金属黏附, 呈现出金属光泽。

由图7可见:两种 Si3N4 陶瓷刀具刀尖处均未 出现明显的崩刃现象,在后刀面均存在明显的月牙 洼磨损,且月牙洼磨损尺寸差别不大;稀盐酸清洗 前,两种刀具均存在较为明显的工件碎屑黏附现象, 而SN-T 刀具的黏附碎片较少,这可能是由于添加 TiO2 烧结陶瓷中反应生成的 TiN 对刀具具有润滑作用,改善了 SN-T 刀具的摩擦磨损性能[22];经过 稀盐酸清洗去除黏附碎片后,两种刀具后刀面均存 在典型的平行脊状磨粒磨损划痕,划痕方向如图中 白色箭头所示,且两种刀具后刀面均存在因磨损而 剥落的 不 与 稀 盐 酸 反 应 的 碎 片。 以 上 现 象 说 明 Si3N4 陶瓷刀具切削灰铸铁时表现为典型的磨粒磨 损与黏着磨损[24],其中 SN-T 刀具磨损区域的黏着 碎片较为细小,而 SN 刀具磨损区域呈较大的层状 碎片。由图8可知,黏附碎片主要由金属氧化物和 氧化硅组成,清洗后后刀面上存在的碎片主要由含 硅化合物组成。黏附碎片的出现是由于Si3N4 陶瓷 刀具 在 高 速 切 削 灰 铸 铁 材 料 时,产 生 了 800~ 1000 ℃的高温,高温下刀具材料与工件均会发生 氧化,经切削后形成黏附 碎 片[23]。添 加 TiO2 后, Si3N4 陶瓷晶粒得到细化,且 TiO2 在高温下原位反 应生成的 TiN 第二硬质相具有较高的硬度与耐磨 性,使得SN-T 刀具的硬度更高,因磨损而剥落的碎 片较小。与未添加 TiO2 的SN 刀具相比,在相同的 切削时间下 SN-T 刀具的磨损较小,说明 SN-T 刀 具的切削寿命更长。

3 结 论

(1)以Si3N4 粉为原料,Al2O3、Y2O3 为烧结助 剂,采用气压烧结工艺制备未添加和添加质量分数 5% TiO2 的 Si3N4 陶瓷,两种陶瓷均主要由等轴状 和长棒状β-Si3N4 晶粒组成,添加 TiO2 后陶瓷中生 成 TiN 硬质相,且长棒状β-Si3N4 晶粒得到细化。 (2)与未添加 TiO2 烧结陶瓷相比,添加 TiO2 烧 结陶瓷的硬度较高,断裂韧度较低,但均高于GSN100 商业刀具;两种烧结Si3N4 陶瓷制成的刀具在连续切 削灰铸铁后,切削性能均优于 GSN100商业刀具,其 中添加 TiO2 烧结陶瓷刀具的切削寿命(2410m)高于未添加 TiO2 烧结陶瓷刀具(1580m),且刃口的完 整性更高,后刀面磨损区域的剥落碎片较小。

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