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硼扩散硬化TC21-DT钛合金与陶瓷结合剂CBN砂轮在高速磨削下的磨削特性
摘要：一项寻求硼扩散硬化TC21-DT钛合金与陶瓷结合剂CBN砂轮在高速磨削下的磨削特性调查已经实施。测量磨削力和温度以及地面表面的形态特性检查。结果表明,常规磨削速度,材料去除主要是由耕作加上有些剪切决定的。对高速磨削过程中, 由于钛基体和硬质相颗粒之间不同的机械性能,在主要变形区(PDZ)应变梯度效应的似乎出现。此外,当磨削速度增加到120 m / s,芯片形成的剪切过程占了积极作用,导致相当大的改善地面表面粗糙度。此外，在磨削过程中，提供在PDZ的比磨削能的建模，并发现由模型预测出的一般趋势与实验调查结果是一样的。
关键词：TC21-DT钛合金 稀土渗硼 高速磨削 陶瓷CBN砂轮
1、介绍
由于低密度、高韧性、高强度重量比的优异性能，钛合金在许多工业部门中成为钢材的潜在替代品。特别是在航空发动机或赛车发动机，钛齿轮似乎是实现更高的性能的最成功的方法之一。然而，低的表面硬度和低的摩擦学行为限制了它的使用。幸运的是，表面强化技术，如渗硼、渗氮、或氧化性，可用于改善钛及其合金的摩擦学性能。这些表面强化技术中，固体渗硼是提高钛及其合金表面硬度和耐磨性能的有效途径。在我们最近的研究中，对稀土渗硼（简称RE-B）钛合金进行了进一步的研究和渗硼钛表面合金硬度增加到3200HV0.01，比接收的合金（370HV0.01）高出了9倍。同时，从改善接触疲劳性能的角度来看，表面硬化钛齿轮的最关键的问题是创建这样的表面特性，以确保高接触疲劳强度和高耐磨性。为了满足这些要求，磨削过程是必要的，它可以创建适当的微观结构和厚度的硬化层，以及最终的表面完整性。然而，钛合金由于导热系数低、弹性模量低、化学亲和性强等特点，使其难以磨削。此外，在磨削过程中，微小的芯片很容易转存到磨粒表面，导致减少砂轮切削的
性能，因此，磨削接触区的热量可以很容易地积累到更高的水平，这将对表面完整性和进一步的钛齿轮的接触疲劳性能的有负面影响的。
到现在为止，这些问题已经讨论和调查，分别。磨削过程的特点深受磨削速度的影响。相似的结果也由Kopac 和 Krajnik在高合金铬、钛钢的高速磨削中获得，表明高速磨削作为一个强大的技术，可以提供高的加工质量和生产效率。在随后的研究中，研究了高速钛合金TC4的高速磨削，与高速磨削相比，高速磨削能获得更高的表面质量。近年来，高速磨削（TiC TiBw）/钛复合材料是由赵等人研究，他发现的法向和切向高速磨削的磨削力（120米/秒）的（材料 TiBw）/钛是小于传统的车轮速度（20米/秒）。此外，由于基底合金和脆性增强体的应变率不同，应变率强化效应也同时发生发生在高速研磨过程。这一结果可能表明，在稀土硼渗硼钛合金的高速磨削中，由于硬质相颗粒和钛基体的力学性能的差异，应变强化效应的可能性会发生。因此，表面改性和最终磨削的联合优化钛齿轮的制造过程在很大程度上受到特定工艺相互作用的影响。尽管在先前的研究中，关联钛合金表面质量或钛基复合材料的磨削速度已经被尝试, 但是磨削表面硬化钛合金很少被报道。因此，在目前的研究中，稀土硼渗硼钛合金的磨削特性在齿轮的上应用已经进行了系统的调查。使用陶瓷CBN砂轮的研磨的特性，由磨削力比，表面形貌，和特定的研磨能量确定。这是有意要说明，如果高品质的硼弥散硬化钛合金磨削可以获得，预计这项工作将有利于探索砂轮速度和硬质相颗粒的尺寸在硬化钛合金表面磨削特点上的相关效果。
2、实验
2.1 试样与稀土硼处理
应用在目前的工作中的锻造钛合金（简称TC21-DT，化学成分重量百分比为：6铝、2锡、2锆、3钼、1铬、2 NB，和0.55最大的其他元素）的标本（10mmtimes;10mmtimes;5mm），是一个新的alpha; beta;损伤容限钛合金，具有比TC4钛合金更好的强度和断裂韧性。对TC21-DT和TC4钛合金力学性能的详细比较见表1。在稀土硼处理之前，所有标本抛光1200表面光洁度。稀土硼处理在炉内环境中进行，使用适量的粉末（平均粒径le;200目）碳化硼（B4C）和稀土氧化物（CeO2），在无水无定形硼（纯度为99.5%，大于90%重量）作为源硼（B）和稀土元素（99.5%纯度，小于10%重量）作为催化剂。在我们最近的研究中，发现稀土硼渗硼TC21-DT在1273 K下 5小时与6%重量的稀土进行，很多小的TiB晶生成，导致耐磨性显著提高。因此，在本研究中，1273 K，5小时保温时间，和6%重量的稀土作为稀土硼处理的特征参数。
双涂层的微观结构，通过扫描电子显微镜分析（SEM，日立S-4800型）和光学显微镜（OM, ZEISS-AXIO），如图1所示。从图1a、b，可以看到顶部薄而连续的TiB2层和由晶须渗入基材TiB子层。此外，在子层，TiB晶须可分为两种类型：细胡须和粗糙的胡须，细胡须约占80%（图1a）。涂层的平均厚度约为66.67mu;m，如图1b所示，它比传统没有添加稀土的厚约两倍（图1）。图1c显示了TiB晶须的详细结构；一个好的TiB晶须的直径大约是0.3mu;M.在图1e中，以硬度计测量范围3000–3100HV0.01的FM700E硬度测试实施，渗硼试样的表面硬度，大大高于前TC21-DT（370HV0.01）。此外，对稀土试样硬化层深度大于常规，这与显微组织相一致，添加稀土渗硼的导致更高的涂层。
图1 a在1273K为5 h显微镜下的渗硼试样的横截面（添加稀土）
b SEM (添加稀土)
c TiB晶须的详细结构
d OM（未添加稀土）
e 涂层显微硬度分布
TC21-DT的硬度显示供参考
2.2磨削装置
根据图2a观察 ，磨削实验用水基磨削液在公司BLOHM PROFIMAT MT-408磨床中进行的。图2b显示磨削实验装置原理，在磨削力和磨削温度分别由压电测力计测量（Kistler 9272）和半人工热电偶法检测（图2d），。砂轮是由80 / 100美国丝网CBN磨料颗粒，其平均尺寸约为140mu;m（图2c）。具体研磨条件见表2。
表1 TC21-DT和TC4钛合金力学性能比较
2.3地面特性
磨削过后的地面表面的表征经是由配有X射线能谱仪（EDS）扫描电镜（SEM, Hitachi S-4800）检测的。地面表面的表面粗糙度由NanoMap 500LS 3D Profilometer测量。
3 在PDZ中磨削能建模
3.1在PDZ应变梯度效应
图3显示了磨粒在磨削过程中的变形区示意图（PDZ）。在这项研究中，平行边的PDZ结构是用来定义结构的形状，如图3a所示，切割砂总是在切削刃和gamma;E前角（在研究中约-30°）处理镭RP（在研究中约30mu;M）。据了解，高比磨削能量主要是由于摩擦，犁削和剪切过程。此外，在高速TC21-DT稀土硼渗硼磨削，由于材料在非常高的应变率下迅速去除以及硬质相颗粒和TC21-DT矩阵之间的不同的力学性能，由图3b所示，当位错沿滑动面方向运动，沿边界的不均匀变形的TiB晶须可以带出。剪切和切屑流动方向与滑移方向一致，与滑移面垂直。在这种情况下，边界附近的TiB晶须生成非均匀应变（图3c），导致明显的应变梯度的新兴。根据应变梯度塑性理论，应变梯度的存在，由于非均匀变形，除了统计存储的位错还需要几何必要的位错，以适应他们。但两者对材料的强化效果相似。
如图a BLOHM PROFIMAT MT-408研磨机实验装置图，
b 研磨试验，
c CBN磨粒的Dinolite AM-413T数字显微镜详细检查。
d 半人工热电偶的详细说明
表2 磨削试验条件
3.2 在PDZ中的抗剪强度
总的位错密由密度rho;的统计存储位错和rho;g几何必需位错密度是由下列公式计算得出：
位错密度和PDZ长度之间的关系由方程表示（考虑刃型位错的几何必须位错的影响）, 在式中eta;是应变梯度，L是PDZ结构的长度，b是Burger的向量取为0.26 nm的大小。根据正交切削理论，L可以通过切削厚度T1表达和剪切角Oslash;。
此外，几何必要的位错不受边缘位错影响，但也受几何必要的位错的长度的两倍的螺旋位错影响。根据Eqs（2）和（3），在PZD中其几何必须位错密度rho;G受边缘位错和螺旋位错的影响可以写成
图3a 并联示意图边的PDZ结构域的一个整体的PDZ研磨磨料
b 随着TiB晶须表面变不均匀形
c TiB晶须的边界附近非均匀应变
根据泰勒模型，尽可能简化物料的剪切强度tau;Y之间的正确二维关系，并且总的位错密度rho;是
其中alpha;是一个经验系数采取0.3和G是剪切模量。方程（5）给出了特定形式的强度tau;Y、位错密度rho;G和rho;S之间的非线性相互作用关系。如果材料的剪切强度仅由统计存储的位错，剪切强度是
因此，抗剪强度tau;Y代入式（4）到式（5）并且重新排列
3.3 在PDZ中的磨削能
具体切割能量ey，是一个关键性的指标。根据正交加工理论，具体的磨削能量可以写成
Fs是PDZ的剪切力的大小，V是PDZ结构剪切速度，和W是磨削宽度（在此份调查中是15毫米）。重新排列式8，可以得到
式9中第一个括号代表了在PDZ中材料的剪切强度。如果这一项被由从式7中获得的剪切强度tau;y替换，式9可以写成
根据正交加工理论,剪切速度v可以由下面给出
将式11带入式10，这个特殊的剪切能能写成
此外，具体的剪切能量可以使用式8由实验磨削力日期计算出来。替代式11中的的v，实验特定的剪切能量可以写成
此外，陶瓷结合剂CBN砂轮的最大切削厚度（t1max）可由方程[ 12 ]计算出来：
其中ND是主动切割点密度（如图2C所示在，这项研究中，8毫米的负二次方），C = 4tgtheta;（theta;是对磨尖；角一半的价值约为50°）
4 结果与讨论4结果与讨论
4.1表面形貌
对渗硼试样的地面表面的显微照片如图4A–D所示；在这里，切削深度为0.01 mm和工件速度为0.7米/分钟。地面的EDS分析如图所示4e，F。在图4A中，少量的槽堆积证明了多桩的犁耕加一些剪切以20米/秒传统的速度磨削的地面表现出明显的迹象。这一结果表明，以传统的磨削速度，工件材料进行弹性变形和材料去除犁占主导地位。图4b显示在80 m/s磨削速度可以发现，产生的表面的显微照片。在高速磨削过程中，磨削表面似乎比20米/秒平滑；未发现多桩标志，取代槽与较低的桩，这是平行的磨削速度的方向。然而，存在的微裂纹和空隙被发现在磨削表面上，此外，裂纹的传播方向是大致平行的磨削速度的方向上。当磨削速度增加到100米/秒（图4C），地形的表面似乎是相对平滑和平坦比80米/秒，但一些孔和二次微裂纹的表面上占上风。同时，二次微裂纹的传播方向近似于磨削速度的方向。这些结果可能是由于这样的事实，随着磨削速度的增加，材料迅速消除由于应变速率的增加，从而降低了材料的塑性，并会造成磨粒与材料摩擦减少。因此，沿沟槽两侧的桩的高度变低。此外，磨削速度的增加，往往会产生高的磨削温度，这将导致基板材料软化。其结果是，可能发生从地面的硬相颗粒的脱粘，导致在一些空腔具有不同的尺寸和形状和一些微裂纹所产生的边界的空腔，如图4C所示。
值得注意的是，当磨削速度进一步提高到120米/秒（图4d），微裂纹和空洞的迹象发现在表面。对磨削表面能谱分析，在图4E，F所示，显示的内容钛元素和铝元素低于基体合金和不存在的氧元素。因此，当研磨速度增加到120米/秒时，磨削温度相对降低。这种现象可能是因为当磨削速度增加到120米/秒，高应变率的材料磨削表面的应变强化效果将变得明显。在这个阶段，磨削过程倾向于切屑形成，而塑性变形时的磨削能耗相对下降。因此，减少了颗粒和工件之间的摩擦和磨削温度可以有效地降低。因此，随着表面空隙，磨削烧伤和裂纹的现象很少发生。
图4 研磨表面的SEM照片为不同的研磨速度
a.20米/秒，
b.80米/秒
c.100米/秒，
d.120米/秒
e.EDX的地面120米/秒
f.B、C、Al、Ti的原子百分数
4.2磨削特定能量下的应变梯度效应
图5显示了比磨削能的材料在120米/秒的PDZ，假设值的剪切角Oslash;=10°。使用下列材料的机械性能：剪切模量，G = 43.51GPa，剪切屈服强度tau;0=480 MPa。实验数据集使用方程13评价具体的磨削能量和方程12给出的模型评价的相应的特定磨削能量都描绘。从图6，可以发现，切削深度为0.01 mm和工件时的速度是0.7米/分钟时，虽然未变形切屑厚度仅约0.23mu;M和材料去除显示最小的尺寸，相应的比磨削能最高（380J/立方毫米），这是约大于2.1米/分钟，切割深度为0.02 mm的工件进给速度的1.8倍。这一结果可以从硬相颗粒尺
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