范文一：超粗晶硬质合金的显微结构和力学性能_吴冲浒

第 18卷第 2期 粉末冶金材料科学与工程 2013年 4月 V ol.18No.2Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy Apr. 2013超粗晶硬质合金的显微结构和力学性能

吴冲浒 1,聂洪波 1,2,曾祺森 1,肖满斗 1

(1.国家钨材料工程技术研究中心 厦门钨业股份有限公司技术中心,厦门 361009;

2. 北京科技大学 冶金与生态工程学院,北京 100083)

摘 要:以超粗碳化钨粉和球形钴粉为原料, 通过真空液相烧结工艺制备钴含量分别为 7%和 10%(质量分数 ) 的超 粗晶硬质合金。利用光学显微镜和 SEM 观察并研究超粗晶硬质合金的显微结构;测定并计算材料力学性能与显 微组织参量间的关系。结果表明:超粗晶硬质合金中 WC 晶粒呈圆角形或等轴形,分布均匀;临界裂纹长度与 WC 平均晶粒度相近, 导致横向抗弯强度降低; 圆角形 WC 晶粒和较大粘结相平均自由程的存在使裂纹产生偏转、 分叉和不连续现象,提高了材料的断裂韧性。

关键词:硬质合金;超粗晶;显微结构;力学性能;临界裂纹

中图分类号:TB302.3文献标识码:A 文章编号:1673-0224(2013)2-198-7

Microstructure and mechanical properties of extra coarse grained cemented carbides

WU Chong-hu 1, NIE Hong-bo 1, 2, ZENG Qi-sen 1, XIAO Man-dou 1

(1.China National R&DCenter for Tungsten Technology, Xiamen Tungsten Co., Ltd. Technology Center,

Xiamen 361009, China;

2. School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing,

Beijing 100083, China)

Abstract:The extra coarse grained cemented carbides with Co contents of 7%and 10%(massfraction) were prepared by vacuum liquid phase sintering with extra coarse WC and spherical cobalt powders used as starting materials. The metallic phases and microstructure of these cemented carbides were observed by optical microscope (OM)and field-emission scanning electron microscope (FESEM),respectively. The mechanical properties of extra coarse grained cemented carbides and the correlations between mechanical properties and microstructure parameters were studied. The results show that most extra coarse WC grains are rounded or equiaxed, and the contiguity of WC decreases slightly with the WC grain size increasing. The calculated critical crack lengths are almost similar to extra coarse WC grain sizes, which leads to poor transverse rupture strengths (TRS)of the extra coarse grained cemented carbides. The extra coarse rounded WC grains and thick cobalt interlayers lead to the appearance of bifurcating, diverging and discontinuous cracks and contribute to the enhancement of rupture toughness of cemented carbides.

Key words:cemented carbide; extra coarse; microstructure; mechanical property; critical crack

超粗晶硬质合金是指 WC 平均截线晶粒度 (d WC ) 大于 6μm 的硬质合金 [1]。 这种合金具有优异的热传导 性、 抗热冲击性和抗热疲劳性 [2? 3], 是理想的矿用和工 程用材料,也是硬质合金的发展方向之一。超粗碳化 钨粉末在球磨过程中会发生破碎,粒度大幅减小,所 以制备超粗晶硬质合金比较困难。例如,在文献 [3? 4]中,即便采用大于 20μm 的碳化钨粉为原料,制备的 合金晶粒度也仅为 3~6μm ;文献 [5]采用“纳米粉末溶

基金项目:国家科技重大专项 (2009ZX04012-032);国家科技重大专项 (2012ZX04012021-01)收稿日期:2012-10-15; 修订日期:2012-12-20

通讯作者:吴冲浒,教授级高工。电话 :0592-5766508; E-mail:wu.chonghu@CXTC.com

第 18卷第 2期 吴冲浒,等:超粗晶硬质合金的显微结构和力学性能

199

解法”成功制备了超粗晶硬质合金。

应用超粗晶硬质合金需要对这种合金的显微结构 和力学性能有全面、深入的理解,但有关超粗晶硬质 合金力学性能的报道还比较少。文献 [6]曾报道过 WC 晶粒度分别为 20μm 和 30μm 的硬质合金的应力 ? 应 变行为,认为超粗晶硬质合金具有一定的塑性。为通 过测定超粗晶硬质合金的常规力学性能,确定这些性 能与组织结构之间的关系,本研究采用传统粉末冶金 和真空烧结的方法制备超粗晶硬质合金,测定超粗晶 硬质合金的硬度、抗弯强度和断裂韧性等力学性能, 研究其力学性能与显微结构之间的关系。

1实验

采用厦门金鹭特种合金有限公司生产的超粗碳化

钨 粉 (费 氏 粒 度 为 22.9μm) 和 高 纯 球 形 钴 粉 (Co≥ 99.5%)为主要原料,采用传统粉末冶金的方法制备超 粗晶硬质合金。经过混合、湿磨和真空干燥制粒后, 在 150MPa 下压制成形,经过 1500℃真空烧结制得 硬质合金。

利用 ZDHC 40矫顽磁力测试仪测定合金磁性能; 利用 WILSON RB2001洛氏硬度计和 TUKON2100维 氏硬度计测试合金的硬度;在新三思 CMT5305试验 机上,采用 B 型试样按照 ISO 3327-2009标准测试合 金的抗弯强度,并根据 ASTM E 1820-06标准用短杆 型试样测定合金的断裂韧性;用 Zeiss AXIO Imager.A Im 正立金相显微镜对合金进行金相观察;用 Hitachi S-4800Ⅱ冷场发射扫描电镜对试样的金相面和断口进 行研究;采用 PANalytical X 'pert PRO XRD 测试仪检 测试样的宏观应力, Cu 靶 (λ=0.154056nm) 。

WC 名义平均晶粒度 d n 通过随机测定合金截面上 若干 WC 晶粒度,然后取平均值获得; WC 平均截线 晶粒度 d WC 为硬质合金截面随机直线上 WC 晶粒截距 的算术平均值。

根据体视学计算硬质合金中 WC 平均截线晶粒度 d WC 、 Co 相平均自由程 λ和 WC 晶粒邻接度 C , 计算公 式如下 [7? 8]:

WC/WC

WC/CoWC

WC

22N N V d +=

(1)

WC/WCCo 2N V =

λ(2)

C/B

C/CC/C

22N N N C +=

(3)

式中, V WC 和 V Co 分别为 WC 和 Co 的体积分数; N WC/Co和 N WC/WC分 别 为 单 位 长 度 直 线 上 的 WC/Co和 WC/WC晶界个数; N C/C和 N C/B分别为测量长度直线 上的 WC/Co和 WC/WC晶界个数。

2实验结果

2.1显微结构

经过金相观察,本实验中采用 1500℃真空烧结 制备的超粗晶硬质合金孔隙度低,为 A02B00(孔径≤ 10μm 孔隙的体积分数不超过 0.02%,孔径为 10~25μm 孔隙的体积分数为 0) ,没有孔径大于 25μm 的 宏观孔洞。图 1所示为 2种超粗晶硬质合金的扫描电 镜 (SEM)照片,钴含量分别为 7%和 10%(质量分数 ) , 平均晶粒度 d n 均达到 12μm 。从图 1(a)和 (b)中可以看 出,该合金结构致密,没有明显的孔洞;绝大多 数 WC 晶粒呈等轴形或圆角形, WC 晶粒和 Co 相分布也

比较均匀。

图 1WC 晶粒度为 12μm 的硬质合金 SEM 照片

Fig.1SEM images of extra coarse cemented carbides with

grain size of 12μm and different Co contents

(a)— 7%;(b)— 10%

2.2力学性能

超粗晶硬质合金的硬度、 TRS 和断裂韧性测试值

粉末冶金材料科学与工程 2013年 4月 200

如表 1所列。可以看出,随 WC 晶粒度增大和钴含量

增加,合金的硬度下降,而断裂韧性上升。当 WC 晶

粒度为 12μm 时,钴含量为 7%和 10%的合金断裂韧

性分别可达 23.7MPa ?m 1/2和 27.7MPa ?m 1/2, 具有较高

的断裂韧性。在表 1中,超粗晶硬质合金强度均在

2560~2650MPa 之间,性能波动较小。

表 1超粗晶硬质合金的力学性能测试值

Table 1Mechanical experimental data of extra coarse

cemented carbides

Sample

Co/mass

fraction,%

d n /μm HV 30TRS/MPa

K 1C / (MPa?m 1/2)

11081010±162650±6023.8±0.5 2109980±182650±6024.4±0.5 31010950±182630±5026.2±0.6 41012920±202600±5027.7±0.8 5781140±162580±6020.8±0.5 6791100±182580±6021.4±0.5 77101060±182610±5022.1±0.6 87121030±202560±5023.7±0.8 Note:Every experimental datum is an average of ten tests, d n indicates average grain size.

3讨论

3.1硬质合金显微组织参量的测定

部分超粗晶硬质合金的 WC 名义平均晶粒度 d n 、 截线晶粒度 d WC 、 Co 相平均自由程 λ以及 WC 晶粒邻 接度 C 等如表 2所列。在表 2中, d n 和 d WC 之间存在 较大差异, d n 约是 d WC 的 1.42倍。 这 2种 WC 晶粒度 均是通过测量合金截面上 WC 晶粒的二维尺寸获得 的, 而合金截面上不可能显露每颗 WC 晶粒的直径 (最 大截距 ) ,因此这 2种测定尺寸均不是合金中 WC 晶 粒的真实三维尺寸,但前者更接近 WC 晶粒的真实平 均晶粒度 [9]。 d n 的测定效率较高并且测量值较大,所 以企业通常采用 d n 来表征合金 WC 的平均晶粒度; 而 在科学论文和 ISO 文件中,通常采用 d WC 表征硬质合 金 WC 的平均晶粒度。

按照 ISO 4499-2对合金的分类,只有 d WC >6μm 时才可称为超粗晶硬质合金。从这一点看,表 2中有 4种合金属于超粗晶硬质合金。当测试不确定度为 10%时, 另外 4种合金属于粗晶 /超粗晶或超粗晶 /粗晶 硬质合金。

另外在表 2中,相同钴含量下,矫顽磁力与 d n 、 d WC 以及 λ呈反比关系。但随 WC 粒度的增大,矫顽磁 力的减小幅度变小,所以用矫顽磁力的变化来评估超 粗晶硬质合金中 WC 的粒度变化,误差较大。

表 2超粗晶硬质合金的 d n 、 d WC 、 λ、 C 和矫顽磁力测试值 Table 2Measured d n , d WC , λ, C and Coercive forces of extra coarse cemented carbides samples

Sample

number

Co/

Mass

fraction,%

Coercive

force/

(kA·m? 1)

d n /

μm

d WC /

μm

d n /d WC

λ

/μm C 1104.188.05.71.402.40.54 2102.919.06.41.412.50.50 3102.86107.11.412.70.49 4102.6812.08.21.462.90.45 574.838.05.61.431.60.57 673.519.06.41.411.70.52 773.32107.11.411.80.49 873.0212.08.21.462.00.47 Note:λ— Average free distance of Co phase; C — Adjacent degree of WC.

从表 2和图 1中还可以看出,随超粗晶硬质合金 中 d WC 增大, WC 晶粒间的邻接度 C 有减小趋势,并 且 WC 晶粒逐渐变圆。原因可能是随平均晶粒度的增 加, Co 相平均自由程 λ快速增大,阻碍了 WC 晶粒之 间接触烧结,使 WC 间邻接度降低;加上 WC 在 Co 相中的溶解 ? 析出减弱, WC 晶粒呈现球化趋势。 与晶 界平整的尖角形晶粒相比,圆角形晶粒间的晶界接触 面积更小。 Luyckx [7]认为邻接度只是钴含量的函数, 而与 WC 晶粒度无关。 但硬质合金中 WC 的邻接度与 晶粒形貌有关系。

3.2不同晶粒度的合金力学性能比较

为了进一步说明超粗晶硬质合金的力学性能,将 这种合金的力学性能同其它粒度合金力学性能相比 较。图 2所示为钴含量为 10%的不同晶粒度硬质合金 的力学性能对比曲线。除超粗晶硬质合金外,其余合 金均为厦门金鹭特种合金有限公司的产品。由图 2可 知,随合金中 WC 晶粒度的增大,合金的强度和硬度 均逐渐降低,而断裂韧性大幅度提高;并且合金的断 裂韧性和硬度测试值上下浮动逐渐增大,而强度浮动 减小。

WC 晶粒度、钴含量以及碳含量大致可以决定硬 质合金的硬度和断裂韧性,而横向断裂强度与显微结 构的关系则比较复杂 [8,10]。在图 2(a)中,硬质合金的

第 18卷第 2期 吴冲浒,等:超粗晶硬质合金的显微结构和力学性能

201

图 210%Co硬质合金抗弯强度、硬度和断裂韧性与 WC 晶粒度的关系曲线

Fig.2Dependance of TRS and hardness (a)and fracture toughness K 1C (b)of WC-10%cemented carbides on various WC grain sizes

TRS 曲线可以分为 2部分, 当 d WC 小于 0.8μm 时, 随 WC 晶粒度的减小, TRS 变化不大; 而当 d WC 大于 0.8μm 时, 随 WC 晶粒度的减小, TRS 大幅提升。 当 WC 粒度和 Co 层厚度减小时,单位体积内的晶界数量增 加, 晶界限制了 WC 和 Co 的位错滑移, 使强度升高。 图 3所示为超粗晶和亚微晶硬质合金断口的 FESEM 照片, 合金中 WC 的 d WC 分别为 7.1μm 和 0.7μm 。 图 3(a)中存在大量裂开的 WC 晶粒, Co 相有明显的拉长 韧窝,说明超粗晶硬质合金在断裂时存在大量的穿晶 断裂和 Co 相塑性变形。在图 3(b)中,仅有个别 WC 晶粒断裂, Co 粘结相内存在浅坑形韧窝, 表明亚微晶 硬质合金在断裂时,穿晶断裂较少。超细晶硬质合金 断口中 WC 晶粒的穿晶断裂更少,但相对于亚微晶硬 质合金而言,超细晶硬质合金加入了更多的晶粒抑制 剂 Cr 3C 2和 /或 VC ,在 WC 晶粒表面形成了

(Cr,W)C

图 3超粗晶和亚微晶硬质合金断口 FESEM 照片 Fig.3FESEM images of (a)extra coarse and (b)submicron graded cemented carbides

或 (V,W)C ,影响了 TRS 的提高 [11? 12]。

3.3超粗晶硬质合金的临界裂纹

对于 d WC 为 0.7μm 的 WC-10%Co硬质合金而言, 其断裂强度和临界裂纹长度 (缺陷尺寸 ) 之间存在如公 式 (4)所示的关系 [13]:

σf =2969.5+4424.9a ? 1/2(4)

式中, σf 为断裂应力, a 为临界裂纹长度。

根据图 2, 0.7μm WC-10%Co硬质合金的 σf = 5110MPa ,代入公式 (4)中可计算得到这种合金的临 界裂纹长度为 2.1μm 。

对于准脆性材料, Irwin [14]证明存在公式 (5): a

E p

f π

γ

γ

σ

)

2(+

=(5)式中:E 为弹性模量; γ为表面能; γp 为单位面积上塑 性功, γp 比 γ大 2~3个数量级。

根据文献 [15], WC-10%Co(质量分数 ) 硬质合金的 弹性模量 E 为 580GPa , 则对于 0.7μm 硬质合金, γp ≈ 2γ+γp =292J/m2。塑性功 γp 主要是由于 Co 相塑性变形 引起的,对于 Co 含量相同的硬质合金,塑性功是相

粉末冶金材料科学与工程 2013年 4月

202

近似的 [16]。可以将 E =580GPa 、 2γ+γp =292J/m2代入 公式 (5),计算出其余 Co 含量相同、晶粒度不同的硬 质合金临界裂纹长度 a ,结果如表 3所列。随合金中 晶粒度的增大,临界裂纹长度 a 逐渐增大,而 a /d WC 逐渐减小。对于超粗晶硬质合金,临界裂纹长度 a >7μm ,说明孤立微孔 (孔径≤ 7μm) 对合金强度影响不 大。但另一方面,临界裂纹长度 a 和晶粒度 d WC 几乎 相等,所以任何一颗破裂或有缺陷的 WC 晶粒,都可 能成为断裂源。 因此, 要提高超粗晶硬质合金的强度, 必须使用结晶完整的碳化钨粉做原料,以减少合金中 WC 晶粒内部的结构缺陷。

表 3

WC-10%Co硬质合金的临界裂纹尺寸

Table 3Critical crack lengths of WC-10%Co(massfraction)

cemented carbides

d WC /μm σf /MPaa /μm a /d WC 0.3552602.05.60.52

50902.14.00.7051102.13.01.736204.12.43.231405.51.75.626507.71.47.126307.81.18.2

2600

8.0

1.0

Note:a — Critical crack length; σf — Fracture stress.

3.4显微结构与断裂韧性的关系

图 4所示为超粗晶硬质合金断裂韧性与硬度和 WC 平均晶粒度 d WC 的关系。可以看出随合金硬度降

图 4

超粗晶硬质合金的断裂韧性和硬度、

WC 平均晶粒度的关系

Fig.4Correlations of K 1C vs Vickers’ hardness (HV)and

WC

grain size (d WC )

低,韧性增加,这与文献 [8,10, 17]的结果相符。

通过维氏压痕尖角处裂纹的总长度可以计算和判 断硬质合金的巴氏断裂韧性。图 5所示为超粗晶硬质 合金 HV 50压痕尖角处裂纹的显微形貌,

合金中钴含量 分别为 7%和 10%, WC 晶粒度 d WC 为 8.2μm(d n 为 12μm) 。 在图 5中, 裂纹细小, 大部分存在于圆角形 WC 与 WC 晶界处,少量存在于 WC 晶粒内部;观察不到 Co 相内存在裂纹,表明这种合金具有良好的断裂韧 性。裂纹呈现分叉、偏转和不连续状,增加了裂纹扩 展的路径;圆角形 WC 晶粒减弱了裂纹尖端的应力集 中,有利于材料断裂韧性的提高。

图 5

HV 50Vickers 压痕尖角的显微结构照片,合金钴含量

分别为:(a)7%和 (b)10%

Fig.5HV 50Vickers indentation photes of extra coarse cemented carbides with different cobalt contents (massfraction)

(a)— 7%;(b)— 10%

HV 50压痕 4个对角处的裂纹形貌相近似, 均没有 出现文献 [18]的图 4(a)、图 6(f)和图 9(b)中的细长裂 纹,从侧面反应了本文的超粗晶硬质合金的断裂韧性 比较好。

宏观应力可以改变材料的测试断裂韧性值 [19]。采

用 ASTM E 1820-06标准测定超粗晶硬质合金的断裂 韧性后,试样的断口平整,用 XRD 测定这些平整断 口处的材料应力,发现 WC 相内的应力为 83±103MPa ,证明 WC 相内不存在明显的宏观应力,超粗晶

第 18卷第 2期 吴冲浒,等:超粗晶硬质合金的显微结构和力学性能 203合金良好的断裂韧性应该不是由于应力造成的。

Viswanadham [16]认为硬质合金的断裂韧性由 Co 相平

均自由程、 断口中 Co 相所占的面积分数和 Co 相的原

位屈服行为共同决定, Co 相平均自由程增加, 裂纹尖

端的应力集中减小,合金韧性提高。在超粗晶硬质合

金中, Co 相平均自由程甚至可达 2.9μm , 这是此类硬

质合金具有良好断裂韧性的原因之一。

3.5显微组织参数与硬度的关系

硬质合金由 WC 相和 Co 相组成,其理论硬度 H c

可以由 WC 相和 Co 相的硬度计算获得 [20],见式 (6):

H c =H WC V WC C +H Co (1? V WC C ) (6)

式中, H WC 和 H Co 分别为硬质合金中 WC 相和 Co 相

的硬度。这 2种硬度符合 Hall-Petch 关系,可由 WC

平均晶粒度 d WC 和 Co 相平均自由程 λ计算获得 [20-21],

见式 (7)和 (8):

H WC =13.5+7.2d WC -1/2(7)

H Co =2.98+3.9λ-1/2(8)

根据公式 (6)计算得到的硬质合金硬度值和实测

HV 30值、 HRa 值的结果列于表 4。可以看出,根据硬

质合金显微组织参量计算的结果与实测结果吻合较

好,尤其对于 WC-7%Co合金而言,最大误差不超过

2%,说明根据 d WC 和 λ可以较准确地计算出超粗晶硬

质合金的硬度。 硬质合金的计算硬度和实测 HV 30值均

随 WC 晶粒度增大而减小。

表 4超粗晶硬质合金的测试硬度和计算硬度

Table 4Comparison of calculated hardness and experimental

data for extra coarse cemented carbide

Sample

Co

wt.%

d WC /

μm

Measured

hardness

Calculated hardness

Error

1105.71010(86.0HRa)10685.8% 2106.4960(85.4HRa)10216.3% 3107.1950(85.3HRa)9995.2% 4108.2920(84.9HRa)9503.3% 575.61140(87.2HRa)11511.0% 676.41090(86.7HRa)10920.2% 777.11060(86.4HRa)10540.6% 878.21030(86.1HRa)10191.1%

5结论

1) 以超粗碳化钨粉和球形钴粉为主要原料, 通过 真空液相烧结工艺可制备孔隙率低 (A02B00)的超 粗晶硬质合金,其 WC 晶粒呈等轴状,分布均匀。 WC 截线晶粒度为 8.2μm 的 WC-7%Co超粗晶硬质合 金的抗弯强度、硬度和断裂韧性分别为 2560MPa 、

1030HV 30以及 23.7MPa ?m 1/2。

2) 当钴含量相同时, 随超粗晶硬质合金中 WC 晶 粒度的增加, Co 平均自由程增大, 邻接度减小, 晶粒 外形有球形化趋势。

3) 硬质合金的临界裂纹尺寸随 WC 晶粒的增大 而增大,超粗晶硬质合金的临界裂纹尺寸甚至与 WC 晶粒度相近。

4) 圆角形 WC 晶粒和较大 Co 平均自由程的存在 使裂纹产生偏转、分叉和不连续现象,使材料的韧性 得以提高。

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(编辑 高海燕 )

范文二：硬质合金类测试标准大全

硬质合金类测试

化学成分分析 OES/ICP 横向破断测试

ASTM B 406-10

GB/T 3851-1983

孔隙度测试

ASTM B 276-10

GB/T 3489-1983

硬度测试

ASTM B 294-10

GB/T 3849-1983

密度测试

ASTM B 311-08

GB/T 3850-1983

平均晶粒度测试

ASTM B 390-92(2000) 黑色金属常规元素

碳含量(%)

ASTM E415-08

硫含量(%)

ASTM E1086-08

JIS G1253-2002

硅含量(%)

GB/T 11170-2008

GB/T 4336-2002

磷含量(%)

GB/T 223.10-2000 锰含量(%)

GB/T 223.11-2008 GB/T 223.13-2008 镍含量(%)

GB/T 223.16-1991 GB/T 223.18-1994 铬含量(%)

GB/T 223.23-2008 GB/T 223.26-2008 钼含量(%)

GB/T 223.4-2008

GB/T 223.40-2007 铜含量(%)

GB/T 223.43-2008 钒含量(%)

GB/T 223.59-2008 GB/T 223.5-2008

钛含量（%）

GB/T 223.63-1988 ASTM E 350-95(2005) 铌含量（%）

ASTM E 352-93(2006) ASTM E 353-93(2006) 铝含量（%）

ISO 78-2 :1999

硼含量（%）

GB/T 20125-2006 钨含量（%）

JIS G1258-0~7-2007 碳当量(CE)

有色金属常规元素测试 铝及铝合金化学成分分析 ASTM E1251-07

JIS H1305-2005

GB/T 7999-2007

GB/T 20975.25-2008 YS/T 482-2005

铜合金化学成分分析 YS/T 586-2006

GB/T5121.1~23-2008 锌合金化学成分分析 DIN EN 12019-1998 GB/T12689.12-2004 JIS H 1322-1976

镁合金化学成分分析 GB/T 13748.20-2009 钛合金化学成分分析 GB/T4698.21-1996 HB 7716.13-2002

气体分析气体分析 碳含量(%)

ASTM E1019-08

JIS G1211-1995

GB/T 20123-2006 ASTM E1019-08

硫含量(%)

ISO 15350-2000

JIS G1215-4:2010 GB/T 20123-2006 ISO 10720-1997

氮含量(%)

GB/T 20124-2006 JIS G1228-1997

ASTM E1409-08(钛合金) GB/T223.82-2007 氢含量(%)

IS Z 2614-1990

ASTM E1019-08(钛合金) ASTM E1019-08

ASTM E1409-08(钛合金) 氧含量（%）

GB/T 11261-2006

GB/T 5121.8-2008(铜合金) JIS Z 2613-1992

贵重金属纯度分析

定性、定量分析(铁基，铝基) 纯度检测（金，银） 钨纯度

铝纯度

锌纯度

锡纯度

能做这些分析的检测机构：深圳SGS 材料实验室（可百度搜索），FAD 检测等等

范文三：力学性能测试

拉伸试验

金属材料是工程材料中的主体 ,其力学性能是工程应用中十分重要的性能。为保证材料构件的安全 ,通过材料的各种性能试验所得到的性能参数必须真实地描述由材料化学成分、 冶炼条件和热处理制度等一切冶金因素所决定的金属

[17]材料的材质特性,而不应该与试验因素有关。

1.试验样件

试验表明，试件的尺寸和形状对试验结果均有影响。为了便于比较各种材料的机械性能，对试样的尺寸和形状在国家标准(GB6397-86)《金属拉伸试验试样》中有统一规定。最常见的拉伸试样是圆形和矩形试样。由夹持，过渡和平行三部分组成。夹持部分稍大，过渡部分是圆弧，与平行部分光滑地连接，以保证试样破坏时端口在平行部分。

(a)圆截面标准试件: ll,,10d5d或

图1.1圆截面标准试件

lAlA,,35.11.或65(b) 矩形截面标准试件(截面积为A):

图1.2 矩形截面标准试件

2.抗拉强度σb(Mpa)=Fm/S0

屈服强度σs(MPa)=Fel/S0

22下屈服载Fel(kN)，最大载荷Fm(kN)，原始横截面S(mm)=?d/4 00

材料的塑性指标用延伸率和断面收缩率来表示。

,ll0,,，100%(1)延伸率 l0

l--试件拉断后的长度

,AA0(2)断面收缩率,100% ,，A0

A--试件拉断后断口处的最小横截面面积，?5%—塑性材料, ,5%—脆性材料

压缩实验

一、实验目的

1. 观察低碳钢，铸铁压缩时的变形和破坏现象。

,,sb2.测定压缩时低碳钢的流动极限和铸铁的强度极限。

二、实验设备

万能材料实验机 游标卡尺。

三、试件

低碳钢和铸铁等金属材料的压缩试件一般制成圆柱形，如图2—1 所示，并规

h0

d0定1??3。

四、实验步骤

1.低碳钢试件

(1)试件准备。用游标卡尺测量试件两端及中部三处截面的直径，取三处中最小

,s一处的平均直径来计算截面面积。根据低碳钢的屈服极限估算屈服载荷的大小。

(2)试验机准备。选择测力度盘。调整指针，对准零点，并调整自动绘图器。 (3)安装试件。将试件两端面涂以润滑剂，然后准确地放在试验机球形承垫的中心处。

(4)进行试验。缓慢均匀地加载，注意观察测力指针的转动情况和绘图纸上的压缩图。

在压缩图中，到达屈服载荷p时，并不象拉伸那样有明显的屈服阶段，这是因为s

过屈服阶段后，塑性变形迅速增长，试件横截面面积也随之增大，而增大的面积能承受更大的载荷。因此，在压缩试验中测定p时要仔细观察。如测力指针或自s

动绘图器上的笔尖停止或少许后退，此刻即试件到达屈服极限，应及时而正确地测定屈服载荷，并记录下来。

(5)超过屈服阶段后，继续加载。最后将试件压成鼓形或饼状而不破裂，所以无法求出最大载荷及其强度极限，即可停止加载。所加载荷不得超过测力度盘范围。 2.铸铁试件

实验步骤与低碳钢相同，但铸铁试件受压时产生的塑性变形很小，稍成鼓状即很快破裂。破裂时的裂纹与试件轴线大约成45?左右，这主要是由剪应力引起的。由从动指针可读出最大载荷p值。试验时，要在试件周围加防护罩，以免试b

件破裂时，碎片飞出伤人。

五、实验记录及结果的整理

Ps,,sA0低碳钢压缩时的强度指标:屈服极限 1.

Pb,,bA02.铸铁压缩时的强度指标:强度极限

冲击实验

1 冲击试验样品

冲击样坯的切取应按产品规范执行，如果产品规范无规定，对锻轧钢材，其取样部位应与拉伸试样相同，取样方向为锻轧方向(纵向取样)，试样缺口垂直于锻轧面。对产品检验，冲击试样一般取3只，对韧脆转变温度试验，冲击试样一般取 8到12只。标准夏比V型缺口冲击试样的形状和尺寸见图1，试样加工的允许公差见表 1 。

当钢板的厚度<1l mm，或钢管的直径和壁厚不足以加工出横向冲击试样，或所测钢材的冲击吸收功小于试验机最大打击能量的80,时，可采用宽度7.5="" mm，="" 6.7mm，5mm，3.3="" mm和2.5mm等小尺寸试样。小尺寸试样的其它尺寸及公差与相应缺口的标准试样基本相同，其v型缺口开在试样的窄面上。值得注意的是，不同尺寸的试样所得的结果不能进行直接比较。="">

标准或小尺寸钢管横向冲击试样也可保留部分原始表面，这时试样的形状如图2。图中A为加工表面长度，要求A?28 mm;B为原始表面长度，要求B?13.5 mm;T为样品宽度;t为两端宽度，要求t?1,2T。

为避免混淆， 试验前应对试样进行适当的标记，标记可作在试样的两端面即试样在支座时向上的一面或背向缺口的一面。但距缺口中心线15 mm 以内的任何一面都不得作标记。标记可用电子笔，但应避免过热。

范文四：三点弯曲法测试硬质合金弹性模量

第15卷第6期 Vol.15 No.6 粉末冶金材料科学与工程 2010年12月 Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy Dec. 2010

三点弯曲法测试硬质合金弹性模量

(1. 国家钨材料工程技术研究中心 厦门钨业股份有限公司技术中心，厦门 361009；

2. 厦门金鹭特种合金有限公司，厦门 361006)

聂洪波1, 2

摘 要：通过确定荷载范围和修正仪器变形引起的系统误差，用三点弯曲法在电子万能试验机上测定了硬质合金的弹性模量。结果表明：硬质合金弹性模量(y)与Co含量(x)存在稳定的线性关系，其关系式为y=0.13x2? 14.24x+708.41，即弹性模量随着Co含量的增加而减小。三点弯曲法测试的硬质合金弹性模量结果稳定、精确，与振动法测试的结果相吻合。这种测试方法简单易行，适合于硬质合金的力学性能表征。 关键词：硬质合金；弹性模量；三点弯曲法测试；振动法测试

中图分类号：TB302.3 文献标识码：A 文章编号：1673-0224(2010)6-606-05

Determination of elastic modulus of cemented carbides by

three-point bend tests

NIE Hong-bo1, 2

(1. China National R&D Center for Tungsten Technology, Xiamen Tungsten Co. Ltd. Technology Center,

Xiamen 361009, China;

2. Xiamen Golden Egret Special Alloy Co. Ltd. Xiamen 361006, China)

Abstract: By settling the scope of loads and amending system error caused by the elastic deformation of the instrument, the elastic modulus of cemented carbides were determined by means of three-point bend tests on electronic universal testing machine in the present paper. The results showed that the quantitative relationship between the measured elastic modulus (y) and Co content of cemented carbides (x) can be expressed as y=0.13x2?14.24x+708.41, which shows the elastic modulus decreases with Co content increasing. The measured values of the three-point bend method are reliable and accurate, and are consistent with the measured values of an impulse excitation/acoustic resonance technique. The above mentioned measure method of the elastic modulus of cemented carbides is simple, and can be generally used in mechanical property measurement for cemented carbide materials.

Key words: cemented carbide; modulus of elasticity; three-point bend test; acoustic resonance test

弹性模量是硬质合金的本征性能，除表征硬质合还是间接评估硬质合金硬度、耐磨金的刚度之外[1?2]，

同时也是精确测量硬质合金断性的重要物理参数[3?4]，

硬质合金的绝热弹性模裂韧性不可或缺的物理量[5?6]。

量可以通过纵向振动法和超声波声速度法测量。纵向振动法可以测得样品整体弹性性能数据，但是测量精度受声学振动探测器或压电探测器影响较大，例如GB/T 5166?1998《烧结金属材料和硬质合金弹性模量

基金项目：国家科技支撑计划资助项目(2007BAE05B02) 收稿日期：2010-09-06；修订日期：2010-10-18

通讯作者：聂洪波，工程师，博士。电话：0592-5766508; E-mail: nie.hongbo@CXTC.com

测定》这份标准文件对测量结果的精度要求只有5 GPa；超声波声速度法是通过测量超声波在样品中的传播速度来推算样品的弹性模量，其测试结果反映的以上2种方是样品上测试点附近区域的弹性性能[7?8]。

法均为无损测试，测试简单，但精度较差，成本较高，在工业生产中应用的可行性较小。

本文探索了一种用于测试硬质合金弹性模量的简便方法——三点弯曲法。通过此方法对硬质合金精磨

万方数据

第15卷第6期 聂洪波：三点弯曲法测试硬质合金弹性模量

607

圆棒试样弹性模量的测定，表明三点弯曲法测试结果与振动法测试结果相近，但与肖逸锋[9]的试验结果和理论计算有一定差距。研究结果表明硬质合金Co含量与弹性模量之间存在明显的线性关系。

1 实验

1.1 试样

选用由厦门金鹭特种合金股份有限公司生产的硬质合金做试样，具体牌号如表1所列，合金中Co含量以RTP配料中Co含量代替。

表1 试样的硬质合金牌号、

WC平均晶粒度和硬质合金中Co的名义含量 Table 1 Trade-name, average WC granularity and nominal

cobalt content of cemented carbides

Trade- WC average Nominal content Density/

name

granularity/μm of cobalt/%

(g·cm?3)

G0407 0.4 6.2 14.70～14.90G0409 0.4 8.5 14.42～14.62G0412 0.4 12.0 14.00～14.20G0606 0.6 6.0 14.70～14.90G0810 0.8 10.0 14.35～14.55G0811 0.8 10.3 14.30～14.50G1506 1.0 6.0 14.85～15.05G1006 1.5

6.0 15.00～14.80

硬质合金试样分为2种：(1)直径为3.0 mm、长为38～40 mm的精磨圆棒，用于三点弯曲法测试弹性模量；(2)直径为6.0 mm、长为50～70 mm的精磨圆棒，用于振动法测试弹性模量。

1.2 试验仪器

三点弯曲法试验在CMT5305电子万能试验机上进行，仪器精密度等级为0.5级，试验力示值误差在±0.5%以内，位移分辨率为0.015 μm。

振动法测试弹性模量试验在J. W. LEMMENS N. V. 公司生产的GrindoSonic MK5i动态弹性模量仪上进行，仪器精密度等级为0.005级。GrindoSonic MK5i弹性模量仪以一个高精度的参考振荡器做对比，在一个时域内记录测量试样的固有震动频率，然后通过计算获得试样的弹性模量[10?11]。

1.3 测试方法

万方数据

1.3.1 三点弯曲法

将试样自由地放置在2个平行的硬质合金圆棒支点上，并对试样与支点之间进行润滑。在试样中点用带有硬质合金圆棒的压头施加集中负荷使试样发生弯曲形变，试验中不将试样折断。当荷载为0～100 N时，压头加载速度为0.5 mm/min；当荷载≥100 N时，压头加载速度减小至0.25 mm/min。试样弹性模量的计算如下式所示[12]

： E=L3??ΔF??

48I?Δδ?

(1)

式中：L为支点跨距，试验中固定为30 mm；F为荷载；δ为试样挠度；I为试样弯矩，I=πD4/64，D为试样的直径。

1.3.2 振动法

振动法试验按照标准文件ASTM E1876-01规定要求执行[13]。测试时将硬质合金试样放置在不影响试样自由振动的支撑体上，敲击试样以激发振动，利用振动传感设备在试样的相应部位收集信号。在

GrindoSonic MK5i主机显示屏上可以直接读出振动频率的数据，将所得数据输入处理软件即可得出硬质合金弹性模量、泊松比等数据。

2 结果与讨论

2.1 三点弯曲法试验荷载取值范围

图1所示为牌号为G0407试样的挠度?荷载曲线。从图1中可以看出载荷在300 N以下时，由于接触变

图1 三点弯曲法测试的试样挠度与荷载曲线 Fig.1 Flexibility-load curve of three-point bend test

608 粉末冶金材料科学与工程 2010年12月

形的影响，仪器测量的试样挠度变形与载荷呈现明显的非比例关系，所以计算荷载初始值应≥300 N。测试系统接触变形的来源主要有：测试仪器受压部件之间的间隙弥合、试样与支撑圆棒之间的点接触变形和试样与压头之间的点接触变形。前者的变形量最大，但后两者的变形也不能忽略。

在挠度测量分辨率(位移分辨率)一定的情况下，增大挠度变形可以提高测试结果的精确度，所以理论上测试载荷的最大值应该是越大越好。但是，为了验证测定数据的重现性，在测试过程中不应该将试样折断，试样实际最大载荷不能过大。对于直径为3.0 mm的精磨硬质合金棒材而言，当载荷为900 N时，合金的强度应大于2 550 MPa才不至于被破坏。目前厦门金鹭特种合金股份有限公司生产的硬质合金平均强度

均大于此值，所以可以选择900N作为最大测试荷载。

采用式(1)计算硬质合金的弹性模量是将三点弯曲法测试简化为简支梁模型，沿试样轴向方向应不受外力干扰。但在实际测试中，试样和支撑点之间必然会存在摩擦力。图2为三点弯曲法测试中硬质合金试样的变形示意图，当合金试样中点受到压头的压力时，试样的下部为拉应力区，上部为压应力区，合金试样的下部有伸展的趋势，上部有收缩的趋势。硬质合金试样与支点之间的摩擦因数不为零，试样受到静摩擦力Fr＝0.5μF(F为压力，μ为静摩擦因数)的作用，力的方向为水平指向中部。

图2 三点弯曲(/振动)法测试时硬质合金试样的

变形示意图

Fig.2 A schematic diagram of three-point bend test

(/acoustic resonance test)

当硬质合金试样下部扩张变形产生的力足够大，超过静摩擦力Fr时，试样下部将会突然伸展。虽然此时试样和支点之间还存在动摩擦力，但动摩擦力小于最大静摩擦力这个阈值，这种现象表现在测试结果上就是：试样挠度测试值继续增加但载荷测试值维持不变，如图3所示。由于摩擦力的影响，三点弯曲法测定硬质合金弹性模量过程中，即使可确保试样不被折

万方数据

图3 具有挠度变形台阶的挠度?荷载曲线 Fig.3 Flexibility-load curve with a flexibility

deformation step

(The insert shows a flexibility step at load=738 N)

断，荷载也不能过大。

2.2 挠度的修正

由于硬质合金的弹性模量非常大，是钢材的2～3倍[14]，因而在测试过程中测试仪器本身的弹性变形也不容忽略，必须对测试结果进行修正，消除测试仪器弹性变形对测试结果的影响。修正方法是检测出测试仪器的弹性变形M(μm)与测试压力F(N)之间的关系：M＝kF+R(式中，R为常数，k是修正系数)。试验中采用的电子万能试验机k＝0.047。

2.3 硬质合金弹性模量与Co含量的关系

每个硬质合金试样用三点弯曲法测试5次，利用公式1计算硬质合金的弹性模量，具体计算过程为：

ΔF=Fmax?Fmin，Fmax=500 N，Fmin=350 N；Δδ=(δmax? kFmax)?(δmin?kFmin)。第1次测试结果通常偏差较大，试验只采信第2～5次试验结果并计算平均值和标准方差，具体试验结果如表2所列。为便于比较，用振动法测试的硬质合金弹性模量结果也列于表2。从表2中可以看出，用三点弯曲法测试同一个试样，第2～5次测试结果的标准方差较小，最大为3.5 GPa，测试结果比较稳定；同牌号不同试样的结果有区别，但最大偏差不大于1%。由表2还可看出通过三点弯曲法测试的硬质合金弹性模量结果与用振动法测试结果相近，说明三点弯曲法测试结果可信。

图4所示为硬质合金弹性模量随合金中Co含量变化曲线。从图4可以看出随着硬质合金中Co含量的增加，三点弯曲法测试的硬质合金弹性模量逐渐减

第15卷第6期 聂洪波：三点弯曲法测试硬质合金弹性模量

609

表2 三点弯曲法和振动法测试的硬质合金弹性模量结果 Table 2 Measured elastic modulus values of cemented carbides by three-point bend test and acoustic resonance test

Elastic modulus /GPa

Trade-

mane

Sample

Three-point bend test

Acoustic

Average Standard variance resonance test

1 623.0

1.3 G0407

2 629.1 1.4 3 623.0 1 596.9

1.2 G0409

2 595.7 2.5

3 597.2 1 557.2

1.4 G0412

2 553.9 1.9

3

556.7 G0606

1 626.6 1.2 2 630.7 1.9 1 576.5

1.3 G0810

2 576.2 1.7 3 579.6 3.5 4 576.9 1.8 1 584.3

2.3 G0811

2 583.0 0.9

3 580.2 4

582.9 G1006 1

634.1

G1506 1 626.9 1.9 2 625.3

1.6

图4 硬质合金弹性模量与Co含量的关系 Fig.4 Relationship between cobalt content and measured elastic modulus of cemented carbides

万方数据

小，弹性模量y(GPa)与合金中Co含量x(%)之间呈现出明显的线性关系，其拟合关系式为：y=0.13x2?

14.24x+708.41。从图4中还可以看出，用三点弯曲法测试的弹性模量结果与用振动法测试的结果十分接近，有些数值甚至完全一致，与文献[5]中的数值也相同。三点弯曲法测试结果与文献[15]和[16]差异较大，与肖逸锋[9]利用压缩应力－应变方法测试的结果也有一定差异，特别是当Co含量增大时更加明显。肖逸锋仅测试了含6% Co硬质合金的弹性模量，其他数据是用数学模型外推的方法获取的；而文献[16]的弹性模量结果是用有限元方法计算获得的，准确性均没有得到更多实验结果的验证。

3 结论

1) 通过确定荷载范围和修正仪器变形引起的系

统误差，用三点弯曲法可以准确测试硬质合金的弹性模量，测试结果稳定，并且与用振态法测试的结果相吻合。

2) 硬质合金弹性模量(y)随着Co含量(x)的增加而逐渐减小，二者具有y=0.13x2?14.24x+708.41的线性关系。

3) 本文提出的测试硬质合金弹性模量的三点弯曲法准确可靠、简单易行，适合硬质合金的力学性能

表征需要。 REFERENCES

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(编辑 高海燕)

三点弯曲法测试硬质合金弹性模量

作者：作者单位：刊名：英文刊名：年，卷(期)：

聂洪波， NIE Hong-bo

国家钨材料工程技术研究中心,厦门钨业股份有限公司技术中心,厦门,361009;厦门金鹭特种合金有限公司,厦门,361006

粉末冶金材料科学与工程

MATERIALS SCIENCE AND ENGINEERING OF POWDER METALLURGY2010,15(6)

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本文链接：http://d.g.wanfangdata.com.cn/Periodical_fmyjclkxygc201006012.aspx

范文五：硬质合金断裂韧度的测试研究现状

第 31卷第 3期 2013年 6月

粉末冶金技术

Powder Metallurgy Technology

Vol. 31, No. 3Jun. 2013

硬质合金断裂韧度的测试研究现状

*

陈 鼎

1) **

胡 山

1) ***

张 忠健

2)

徐 涛

2)

彭 文

2)

袁红 梅

2)

1) (湖南大学材料科学与工程学院 , 长沙 410082) 2) (硬质合金国家重点实验室 , 湖南株洲 412000)

摘

要 :

断裂韧度是用来衡量硬质合金在实际工况条件下使用寿命最为重要的力学性能指标之一 , 因而有

关硬质合金断裂韧度的研究一直备受硬质合金领域研究者和使用者的关注 。 评述了国内外有关硬质合金断

裂韧度测试方面的研究成果 , 重点介绍几种常用的硬质合金断裂韧度测试方法的特点及研究现状 , 同时对硬 质合金主要断裂力学模型的研究工作进行简要介绍 。 关键词 :硬质合金 ; 断裂韧度 ; 力学模型

Ｒesearchstatus of fracture toughness testing for cemented carbides

Chen Ding 1) , Hu Shan 1) , Zhang Zhongjian 2) , Xu Tao 2) , Peng Wen 2) , Yuan Hongmei 2) 1) (College of Materials Science and Engineering , Hu ’ nan University , Changsha 410082, China )

2) (State Key Laboratory of Cemented Carbide , Zhuzhou Hu ’ nan 412000, China )

Abstract :Fracture toughness is one of the most important mechanical properties to measure the service life of cemented carbides under actual working conditions．Ｒesearchon the fracture toughness of cemented carbides has been highly attracted by the researchers and users in the field of cemented carbide．In this paper , the research progress on fracture toughness testing for cemented carbides are summarized , several common fracture toughness testing methods of cemented carbides are particularly reviewed and the major fracture mechanics model of cemented carbides are also briefly introduced．

Key words :cemented carbides ; fracture toughness ; mechanical model

*教育部 “ 新世纪优秀人才资助计划 ” 项目 (NCET －10－0360)

**陈鼎 (1975－) , 男 , 博士 , 教授 。 E-mail :ma97chen@hotmail．com ***通讯作者 :胡山 (1988－) , 男 , 硕士研究生 。 E-mail :hus0509@163．com 收稿日期 :2013－01－29

硬质合金具有高硬度 、 高耐磨性 、 高红硬性等优

点 , 被誉为 “ 工业牙齿 ” , 成为石油钻探 、 矿山开采 、 工程掘 进 及 切 削 加 工 等 领 域 必 不 可 少 的 工 具 材

料 [1－2]

。 在实际工况中 , 硬质合金受不同类型加载 方式及环境等因素影响 , 服役条件复杂 ; 除保持优异 的强度和硬度外 , 硬质合金具备良好的韧性将大大

延长其寿命和减少过早被破坏 [3－4]

, 因此对合金韧

性的准确合理表征尤为关键 。 长久以来 , 较多地使

用抗弯强度和冲击韧度参数来评价合金的韧性 , 但

它们严重依赖于孔隙等粉末冶金缺陷 ; 而作为衡量 材料抵抗裂纹扩展能力且独立于试样几何尺寸 、 光

洁度等因素 , 断裂韧度 K IC 则几乎不受这一缺陷影

响 , 断裂韧度 K IC 可作为一个有效的工具用于硬质合 金质量控制 、 材料评估和比较

[5－6]

。 本文作者从硬

质合金断裂韧度测试方法及断裂韧度力学模型两个 方面来综合评述硬质合金断裂韧度评价的研究工

作 ,

以期对硬质合金性能准确评价及韧性测试后续 研究提供一定的参考价值 。

1硬质合金断裂韧度的主要测试方法

硬质合金脆性大 , 加工难度较高 , 材料造价昂

贵 , 常规断裂韧度试验不太容易进行 。

早期以楔形

加载法 、 二次静载预裂纹法 、 紧凑拉伸法等需特殊实 验装置和高成本费用支持的测试技术应用较多 。 后 来 , 较为简便经济的压痕法 、 未预制或预制裂纹的断 裂 －强度法 (如单边缺口梁法 、 山形缺口法 ) 、 压痕 与断裂强度结合法 (如桥压法 、 SCF ) 也陆续应用于 硬质合金断裂韧度测试研究中 , 取得了一定的成 果 [7－8]。 本文作者主要对几种常用的断裂韧度测试 方法的研究工作进行介绍 。

1. 1压痕法

压痕法通过金刚石尖压头 (如维氏 、 努氏硬度 计等 ) 对已精磨抛光后的材料表面施加不同载荷以 产生带对角裂纹的菱形压痕 , 精确测量裂纹长度并 据此计算材料的断裂韧度 (帕氏压痕断裂韧度 Pul-mqvist Toughness ) 。 压痕法操作简单快速 , 试样要 求较低 ; 在载荷和压痕小时 , 几乎可视其为一种无损 的检测方法 , 也是目前测试硬质材料 K IC 使用最广的 方法之一 。 压痕法已有较长历史 , 除常规硬质材料 外 , 已逐渐被用于各类不同情形的硬质合金韧性研 究之中 。 对于太阳能辐射加热技术烧结的 WC －10Co (质量分数 , %) 合金 , 经维氏压痕法测定的 K IC

值与同成分传统烧结态合金 K IC 值差异很小 , 其它力 学性能也吻合很好 , 客观反映出太阳能辐射加热烧 结制备硬质材质元件是具有前景的 [9]。 热喷涂于 AISI1020钢基体上的不同成分合金涂层经维氏压痕 法测试的 K IC 值将可作为评价该类涂层抗空蚀性的 重要参数 , 并提供建立相应关系式的可能性 [10]。 另 外 , 对于原位增韧硬质合金 , 利用压痕技术可很好地 研究晶粒异常长大对硬质合金 K IC 的影响程度 [11]。 张立等 [12]还对功能梯度硬质合金的帕氏压痕断裂 韧度进行了研究 , 结果表明 :尽管梯度合金表层区与 核心区硬度接近 , 但韧性存在较大差异 , 功能梯度硬 质合金整体韧性水平高于传统硬质合金 。

尽管压痕法使用便捷 、 应用广泛 , 但压痕技术对 于试样表面的光洁平整性及应力状态有很大敏感 性 ; 表面残余应力消除方法及程度不一致 , 金刚石压 头的载荷大小 、 加载速度及保压时间差异也会对试 验结果造成影响 。 另外 , 由于高 Co 、 粗晶 、 超粗晶硬 质合金具有良好的塑性和断裂韧度 , 测试条件下的 有限载荷功被塑性变形消耗 , 难以或不足以产生对 角裂纹 , 可能导致该方法失效 。 硬质合金中压痕裂 纹模型主要是形成径向的帕姆奎斯特型裂纹和中 间 /径向型裂纹 , 也就伴随产生了适用于上述裂纹模 型的断裂韧度 K IC 值计算式 , 有些 K IC 计算式甚至与 合金弹性系数 (弹性模量和泊松比 ) 密切相关 , 这些 因素也会影响合金韧性评价 。 Fjodor [13]对 4种不同 硬质合金 /金属陶瓷压痕断裂韧度对比研究发现 , 对 于 WC －10Co (质量分数 , %) 和 WC －15Co (质量分 数 , %) 合金 , 当加载力小于 300N 时 , 无法有效测量 对角裂纹长度 , 同时某些 K IC 计算公式的应用受到限 制 ; 另外 , 还采取三种不同方式来计算合金 K IC 值 , 一 是将裂纹考虑为半椭圆形的帕姆奎斯特裂纹或使用 二维贯穿模型 , 二是将裂纹考虑为以半便士外形裂 纹模型为基础的中间裂纹 , 最后则是采用曲线拟合 技术 。 结果表明 , 压痕断裂韧度明显依赖于压痕载 荷 , 同成分合金采取不同方式计算 K IC 值存在较大差 异 。 与传统合金典型 K IC 值相比 , 只有少数的 K IC 计 算式能给出合金韧性的可靠估计 。 同样 , Torres 及 Soleimanpour 等 [14－15]发现 , 由于 K

IC

计算式的不同 , 会产生 K IC 值差异较大的现象 。

尽管有压痕法 K IC 值较大幅度高于断裂 －强度 技术 K IC 值的现象存在 [6, 14], 但 Sergejev 等 [16]研究

TiC 基硬质合金疲劳机制时发现 , 压痕法 K

IC

值虽略 高于 SENB 法 K IC 值 , 但压痕法 K IC 值却与合金常规 本征断裂韧度吻合度好 , 数值偏差很小 。 Zhang Xi-aobo 等在研究 TiC-ZrC-WC-Mo-Ni 硬质合金微观结 构和断裂韧度值时指出 , 压痕法 K IC 值要低于带人工 缺口 SENB 法 K IC 值 , 而且压痕断裂韧度更能体现材 料的实际韧度及微观结构变 量 对 K IC 的 影 响 [17]。 Schubert 等的研究也表明 , 严格进行样品制备及表 面处理后 , 压痕法很好地表征了细晶合金硬度与韧 性的相关性 [18]。 因此 , 经济而可靠的压痕测试技术 正朝着普适性 、 准确性 、 国际化的方向发展 , 将成为 硬质材料断裂韧度的主流测试方法 。

1. 2断裂 －强度技术

断裂 －强度技术的核心是依据断裂力学理论 , 在一定形状的试件中引入初始裂纹 , 静态加载条件 下使裂纹扩展直至试件断裂并记录断裂载荷 , 然后 依据相应计算公式得出材料断裂韧度 K IC 值 。 硬质 合金 K IC 测试中较常见的断裂 －强度技术有山形缺 口 (CHV ) 法 、 单边切口梁 (SENB ) 法 、 单边 V 形缺 口梁 (SEVNB ) 法等 。

1) 山形缺口 (CHV ) 法

鉴于脆性材料预制裂纹的困难性与较低的成功 率 , 1966年 , Tattersall-Tappin [19]在半山形切口试样

的启发下 , 提出了山形缺口技术 (也称人字形裂纹 法 ) , 此后国内外部分学者对实验具体操作 、 数值计 算及试样设计进行了相关研究 [20－22]。 这是一种甚 至不必测量裂纹的最终长度 , 而从断裂载荷就能直 接求出 K IC 的简便方法 ; 并能在断裂过程中就可进行 裂纹的扩展和止裂行为的研究 。 由于在承载过程中 高度的应力集中 , 导致山形尖端处首先开裂 , 形成一 条尖锐裂纹 , 进而发生稳态扩展直至断裂 ; 这就相当 于在试样上预制了一条尖锐裂纹 , 避免了 “ 切口钝 化效应 ” 。 根据缺口具体位置和加载方式 , 试样形 式主要分为山形 -SENB 试样及山形 －短棒 (圆形 、 方形 ) 试样两种 。 短棒法已被个别国家作为测试标 准之一 , 利用该技术甚至还可以精确测定线弹性材 料和弹塑性材料在内的各类材料的断裂韧度 [23]。 具备上述优势的山形缺口技术被用于硬质合金韧性 测试 , 我国学者进行了相关研究工作 。 杜永深利用 山形缺口法一次测取了钢结 GT35合金的 K IC 值 , 为 了证实测试值的有效性 , 还成功校核了平面应变条 件 ; 进行了断裂比功 γF 、 断裂比表面能 γ1和裂纹扩 展阻力 Ｒ的对比 , 这就为脆性材料测试 K IC 提供了 简捷途径 [24]。 随后 , 采用山形 -SENB 试样测定 WC-10Co 硬质合金 K

IC

时 , 著名 Baker 理论的正确性被 成功验证 。

与压痕技术相比 , 山形缺口法具备重复性好的 优势 [25]。 除使用山形 -SENB 试样实测不同硬质合 金的 K IC 外 , 还可采用柔度近似计算更好地标定此法 中 K IC 计算式中的试样几何因子 Y [26]。 另外 , 对于 粗颗粒合金的 K IC 测定 , 该方法也表现出良好的实验 效果 [27]。 但由于山形缺口技术预制尖锐裂纹可控 制性不强 , 而且用这种试样来测定裂纹的稳态扩展 也存在一定难度 , K IC 测定值还会受切口宽度影响 , 误差随之增大 。 近些年 , 关于该方法用于硬质合金 断裂韧度测试研究报道较为有限 [28－30], 其可以作为 一种较可靠近似表征硬质材料韧性的手段还是显而 易见的 。

2) 单边切口梁 (SENB ) 法

单边切口梁 (SENB ) 法是测试硬质合金韧性较 普遍方法 , 其试验的几何尺寸符合于线弹性断裂力 学的要求 , 试样加工和实验程序比较简单 , 同时也适 用于在高温或其它气氛中测试 , 所得到的数据分散 性小 、 重现性较好 。 起初 , 由于初始裂纹预制难度和 低成功率客观现象的存在 , 有学者采用不预制裂纹 的电火花线形切口 SENB 试样直接测定合金韧性 , 也探讨过不同缺口根部曲率半径对试验值的影响程 度 ; 相比于楔形加载及静态加载预裂操作复杂性 , 线 切口法简便易行 , 测试数据也稳定可靠 [31－33]。 在测 试不同 Co 含量合金 K IC 时 , Bouaouadja 使用极细钨 丝在砂轮磨制的缺口底部 , 采用电火花加工出具有 20 60μm 左右裂纹尖端半径的 SENB 试样 , 试验测 试 K IC 值与文献值吻合度很好 ; 相比于桥压法预制裂 纹方式 , 该方法具备裂纹极细 、 长度可控 、 裂纹尖端 平直等优点 , 并适用于 6. 5% 25%Co 合金的韧性 测试 [34]。

有研究表明 , 电火花加工时线切口宽度对断裂 韧度值是有影响的 , 宽度增加则韧性测量值增加 , 这 对韧性评价是不利的 [5]。 因此 , 在试样缺口根部制 备尖锐的自然裂纹对于准确评价合金韧性是极为重 要的 , 采用疲劳加载是硬质合金较为常见的预裂方 法 。 James 等在研究不同制备工艺对 WC-10Co 合金 断裂韧度影响时 , 在 SENB 试样的基础上 , 采用三点 弯曲疲劳加载方式对线切口根部预制裂纹以测试其 K

IC

值 , 并与不预裂的山形短棒 K IC 测试值进行对比 , 发现短棒测试法可能对合金 K IC 值过高估计 7%左 右 , 其数据分散性也要高于前者 [35]。 日本秋田大学 IIZUKA 和 TANAKA 也利用四点弯曲压缩疲劳预裂 的 SENB 试样来测定 2. 1μm 晶粒度的 WC-8Co (质 量分数 , %) 合金 K IC 值 , 与压痕法相比 , 压痕法数值 明显 高 于 SENB 法 ; 特 别 是 当 缺 口 根 部 半 径 为 0. 14mm , 预制疲劳裂纹长度 ＞0. 09mm 时 , 可获得 合金可靠的断裂韧度值为 13. 3MPa ·m 1/2。 由于压 缩疲劳循环中可获得稳定的裂纹扩展 , 压缩疲劳预 裂技术是简便可行的 , 该技术甚至可用于测试多种 脆性材料 K IC 的预制裂纹过程 [36]。 但是压缩加载预 裂也会造成裂纹尖端处残余压缩应力的形成 , 为了 进一步消除该效应对 K IC 值影响 , 采用先压缩 －后拉 伸加载四点弯曲预裂方式的 SENB 法可成功评估各 种不同成分钨钴合金 K IC 值 , 并能对硬质合金疲劳机 制和疲劳裂纹扩展行为进行更为深入的研究 [37－39]。 湖南大学金属材料研究所的研究人员则采用三点弯 曲拉伸预裂的 SENB 试样 , 对不同成分及显微结构 硬质合金成功进行 K IC 测试 , 数据重复性好 , 偏差较 小 , 试验过程稳定可靠 。 由此可见 , 疲劳预裂是准确 测试硬质合金韧性较为行之有效的手段 。

3) 单边 V 形缺口梁 (SEVNB ) 法

可以说 , SEVNB 是在 SENB 的基础上建立起来 的 , 由于脆性材料预制初始裂纹的困难性 , 在已制备 缺口根部下方再增加一个更小的切口并控制其半径 范围 , 使其与自然裂纹更接近 , 从而使测得的断裂韧 度值更真实 。 该方法在陶瓷材料韧性测试中应用较 多 [40－42], 研究重点集中在缺口根部半径对 K IC 值的 影响上 。 鉴于此种方法的操作性和可控性 , 也被用 于硬质合金韧性测试 [43]。 Torres 在研究不同测试 方法对两种不同晶粒度的 10%Co 合金 K IC 值影响 时 , 将 V 形切口最终宽度控制在 70 15μm 范围内 , 在恒载压断 SEVNB 试样后得到稳定的 K IC 值 , 但发 现试验 K IC 值与所涉及缺口宽度成反比 。 试验数据 总是远高于 (超过 35%) SENB 及 SCF 法测定值 , 对 于细晶材料相对差异则更大 。 造成上述现象的主因 可能与缺口宽度的经验要求有关 。 通常认为 , 缺口 宽度应小于材料主要显微结构特征尺寸的两倍才便 于获取有效的 SEVNB 断裂韧度值 [14]。 而 Torres 可 获得的缺口宽度最小值只能为 15μm 左右 , 这个下 限值是其最小晶粒度的 6倍 。 上述情况不仅对测定 断裂韧度值可靠性提出质疑 , 也对此种方法评估硬 质材料韧性的适用性提出挑战 。 另一方面 , 在评价 缺口半径和 Ｒ曲线行为对 WC-Co 硬质合金断裂韧 度评估的影响时 , SEVNB 法对不同牌号的钨钴合金 表观断裂韧度评估之后 , 结合与粘结相平均自由程 和最大稳态裂纹屏蔽值相关的函数并引入一种假设 缺口尖端存在小裂纹的理论方法进行数据分析发 现 :由于缺口尖端有较大缺陷或 Ｒ曲线行为存在 , 如 果 要 得 到 钨 钴 硬 质 合 金 断 裂 韧 度 可 靠 评 估 , SEVNB 试 样 中 最 小 缺 口 半 径 反 而 需 要 更 大 的 值 [44]。

2硬质合金断裂力学模型

为获取材料可靠的断裂韧度值 , 除了通过不同 测试实验方法间的比较评估以外 , 对材料自身断裂 行为进行研究 , 引入断裂力学模型计算估计并结合 测试数据对比分析 , 也是从另一个角度评判断裂韧 度值的重要手段 , 在这些方面有学者作了相关工作 , 并尝试建立相关理论模型 。

早期的理论模型主要是将断裂韧度值与合金微 观结构参数进行相对简单关联 , 建立相应关系式以 评估韧性 。 类似 Bolton 等研究了粘结相体积分数 φ、 WC 晶粒尺寸 、 粘结相平均自由程 λ和 WC 邻接 度 C 等微观结构参数对合金 K IC 的影响 , 并建立如 下关系式 [6, 37]:

K

IC

=3. 907+0. 325φ+2. 389珔 d

C

－

0. 878λ+2. 065C (1) 随着硬质合金断裂力学研究的深入 , 这些较简 单的对应关系似乎并不能准确反映合金实际断裂情 况及韧性 。 在平面应变状态下 , 裂纹扩展时每单位 面积的具体所用功与应变能释放率 G IC 相同 , 联系杨 氏模量 E 和泊松比 γ, 合金 G IC 与 K IC 具有对应关 系 [45]。 硬质合金断裂过程中 , 裂纹路径上主要以四 种最基本的断裂方式呈现 [8, 46]。 依据能量平衡方法 的观点 , 就存在 G IC 主要由断裂路径产生表面能 S E 以及所有塑性变形能项的总和 P E 构成的模型尝试 , 即 :

G

IC

=S

E

+P

E

(2) 实际上 , 最实用的模型大多是以多韧带理论和 与沿晶或穿晶断裂模式有关的能量条件评估为基础 的 , 在此基础上逐步发展出更多较为复杂及新颖的 分析方法 [47－48]。 Sigl 等给出了这种模型较具代表 性的断裂韧度 Ｒ表达式 :

Ｒ=(r －

B

A B

A

+r

B /C

A B /C

A

) σ－

f

+(A C /C

A

+A C

A

) G a IC

(3) 式中 :σ－f 是断裂形成韧窝过程中起作用的有效 平均流变应力 , r －B 和 r B /C表示粘结相中塑性区域尺 寸 , A x A 表示各种断裂路径断裂面积分数 , G a IC 是常 数 。 该种模型不仅充分考虑到 WC 基体的恒能消耗 和大比重断面的 WC 穿晶断裂路径 C 和 WC 沿晶断 裂路径 C /C对断裂抗力的贡献外 , 较为突出的是对 粘结相断裂路径 B 和两相界面断裂路径 B /C中粘 结相韧带的韧窝断裂进行变形 、 结构及能量分析 , 进 行数学建模 , 描述韧窝消耗功表达式 。 此外 , 还合理 描述断裂路径 B 的塑性区尺寸分布和大小 r y 表达 式 。 同时 , 山形缺口法测试 K IC 值与该模型计算值也 达到了良好的吻合 [49]。 由此可见 , 硬质合金微观结 构的细节和相变形特征等因素被详细地纳入到断裂 韧度计算模型内 , 这一点是值得肯定的 。

Almond 也指出 , 粘结相变形的塑性区尺寸宽度

r

y

有时往往大于钴相自由程 λ(Co ) , 而且 r y 值对流 变应力 σy 值的选择也很敏感 。 由于硬质材料没有 一个良好定义的屈服点 , r y 值的范围主要是由参考 多种硬质合金在约 0. 05% 0. 1%塑性应变的压缩

流变应力计算而得来的 。 此外 , 有些模型所需的较 高应力值通过引入霍尔佩奇依赖性而进行合理解 释 , 其中的流变应力随着紧密隔开障碍的滑移的存 在而增加 ; 但是 , 这个机制给予的确切流变应力增量 没有明确的解释 [50]。

在研究 WC-Co 硬质合金的断裂韧度时 , 第二种 思想认为断裂抗力主要来自 Co 相的塑性变形 , 并 将分布在刚性 WC 晶粒间的受约束韧性 Co 相的变 形行为形象地描述为韧性 Co 相薄层夹在刚性压板 间的理想塑性流动行为 (如图 1所示 ) 。 据此建立 的相关模型也对 Co 相中的原位流动和 Co 相断裂 行为作出了相关的估计 。 在模型中 , 合金临界应变 能释放率 G c 与 WC 的临界应变能释放率 G m , Co 体 积分数 V f , 有效流变应力 σeff , 尺寸 h , 常数 β存在如 下关系式 [51]:

G c =(1－V

f

) G

m

+V

f

σeff h β(4)

图 1韧性层位于两刚性板间的示意图

Fig. 1Schematic diagram of toughness

layer in between rigid slabs

图 1中 , 受约束 Co 的有效流变应力 σeff 也可由 如下关系式给出 :

σeff σ0 =[1+

2k

3

d

2h

) ](5)

式中 :σ0是无约束下 Co 的体积流变应力 , d 为 碳化钨粒度 , k 为常数 。 相比较 Sigl 等将断裂韧度 主要与断裂变形过程中 Co 粘结相消耗的总体塑性 功相关联 , 此模型通过引入关系式 (6) 将周围刚性 WC 晶粒对韧性 Co 粘结相施加的约束影响纳入计 算过程中 , 弥补了前者的不足 , 同时也充分考虑了碳 化物与粘结剂相尺寸对于流变应力的影响 。 另外 , 预测和实验数据之间良好的吻合度也表明 , 碳化物 和韧性粘结相的大小在提高断裂韧度方面是很重要 的 。

有别于上述学者从断裂能量消耗角度的思路 , 将材料的断裂行为简化为断裂力学模型 , 材料的断 裂起源于材料中存在的缺陷这一事实早已得到线弹 性力学为基础的断裂韧度计算方法的支持 ; 因而 , 材 料抵抗裂纹扩展的能力 K IC 可表示为 [45]:

K

IC

=Y σ

r

(πa ) 1/2(6) 式中 :σ为外加名义应力 ; Y 是几何形状因子 , 是裂纹形状和加载模式的函数 ; a 是已存在裂纹 (缺 陷 ) 的尺寸 。 在此基础上 , 通过建立在不同裂纹组 态基础上的预测断裂力学模型来估计硬质合金断裂 临界裂纹尺寸大小 , 并且将抗弯强度 、 断裂韧度实验 值和断口显微表征的临界裂纹 (局部缺陷 ) 尺寸实 际值纳入到预测断裂力学模型校准中 , 可以用来客 观评估合金断裂韧度 K IC 的可靠性 。 这种将断裂韧 度评估 、 抗弯强度测定 、 断口观察和裂纹模型组合的 分析方法已能将硬质合金断裂行为合理化 ; 有研究 表明 , 将临界裂纹预测为局部缺陷 (如孔隙和 WC 团聚物 ) 加围绕着它的环形裂纹的组合模型相较于 简单圆形裂纹的临界裂纹组合 , 估计值和实验值达 到很好的吻合程度 [14, 52]。 这对于韧性评价可靠性 提供了有利的支持 , 此种分析思想用于硬质合金评 价是有前途的 。

3结语

随着科技不断发展 , 韧性对工程材料预防及抵 抗失效所起的作用越来越突出 ; 特别是 , 对于硬质合 金这类工具材料的韧性测试与评价显得尤为重要 。 目前 , 硬质合金断裂韧度测试方法多样 , 各自独具特 点 , 测试设计及要求不同 , 测试准确性及可靠性效应 评价好坏说法不同 , 未形成统一的测试标准 , 使得硬 质合金断裂韧度研究工作更加复杂 。 为促进广泛应 用的硬质合金材料及制品的高可靠应用及寿命保 障 , 应注重合金的断裂韧度评价及断裂机理的研究 。 寻求具有普遍适用的科学性 , 准确 、 可靠的独立或组 合方式的研究手段来评价不同显微结构参数及成分 硬质合金的断裂韧度 , 以及更具实用性的断裂韧度 理论研究与应用等方面的工作将是硬质合金领域的 一个重要研究方向 , 这将有助于高品质硬质合金产 品核心竞争力的提升 。

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