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133机械装备研发Research & Development of Machinery and Equipment塑料模具表面冲蚀磨损失效分析及处理工艺陈弛文，陈金如，周先保（江西农业工程职业学院机电工程学院，江西 宜春 331200）摘 要：高温高压下的塑料颗粒对塑料模具表面的冲击腐蚀和磨损是造成塑模内腔尺寸精度及表面粗糙度下降的主要原因，会导致塑料模具失效。
针对原因，文章总结了造成塑模表面冲蚀和磨损的因素，主要包括温度，塑料颗粒的冲击速度、冲击角度，塑料颗粒形状与尺寸，指出了可以通过离子注入、钛-氮表面扩渗、碳氮共渗、激光熔覆、TD 覆层处理、PVD(或PCVD)气相沉积、激光淬火、电子束改性等技术增强塑模零件抵抗失效的能力，供参考。
关键词：塑模；冲蚀磨损；处理中图分类号：TQ320.52 文献标志码：A 文章编号：1672-3872（2019）12-0133-02——————————————作者简介： 陈弛文（1982—），男，江西九江人，讲师，研究方向：数控技术教学。
塑料模具在生产和使用过程中，往往在设计寿命内，在比较短的时间就出现了内腔尺寸变化和表面粗糙度的下降，造成所生产的塑胶产品质量达不到要求的现象，甚至导致塑模早期失效，造成了比较大的经济损失，尤其在大型的结构复杂的模具。
1 失效分析到底是什么原因造成塑料模具零件尺寸精度和表面粗糙度的下降呢?[1-2]。
2 影响因素有学者认为，造成塑料模具表面高温氧化-冲蚀和磨损现象的主要因素有温度，塑料颗粒的冲击速度、冲击角度，塑料颗粒形状与尺寸等。
他们对此已经有了比较详细的论述，笔者不再赘述，转而重点论述各种不同的抵抗塑模高温氧化-冲蚀及拉毛磨损的表面处理工艺。
3 处理工艺3.1 表面合金化1）离子注入Cr、Y 等元素。
塑具零件表面经离子注入Cr、Y 元素改性后，可在不改变基体性能的情况下使其耐磨、耐蚀和抗高温氧化性能提高1000倍，也可获得其他工艺不能得到的新化合物相且新化合物相与基体结合牢固，无其它涂层技术中脱落现象；其处理温度一般在室温附近且在真空中进行，不氧化不变形，因而可作为塑模零件精加工后的最终热处理工艺。
纳米氧化锆陶瓷材料摩擦磨损情况与机理研究青岛市技师学院王利利近些年，很多学者对纳米氧化锆陶瓷的制备研究比较多，但是对其性能的研究相对较少一些。
随着纳米材料的逐渐应用，尤其是医学应用领域，对其性能的要求越来越高，不仅要有良好的力学性能，还要有好的摩擦磨损性能。
本文主要研究润滑条件下，纳米氧化锆陶瓷材料的摩擦磨损情况与机理。
从而得出：在医学应用领域，纳米氧化锆陶瓷比其他金属材料或陶瓷材料具有优良的力学性能和耐磨损性能。
摩擦磨损实验用的试件是自制的3Y-TZP陶瓷块，纳米氧化锆复合粉体，在200Mpa的压力下，干压成型后再冷等静压成形，在1450ºC常压烧结制备。
经金刚石切割，精密磨床磨削加工后制成所需尺寸19mmx13mmx11.7mm。
润滑液为10号机油，对磨环块为GCr15钢环，GCr15钢环是经淬火和回火处理而制成的，摩擦表面也经过磨削加工并抛光处理。
与纳米氧化锆陶瓷块对比的试件是氧化铝陶瓷块，含95%的三氧化二铝，尺寸同3Y-TZP陶瓷块。
润滑条件下的主要参数为：转速变化范围是360转/分～840转/分，载荷（试验力）变化范围是100N～1000N，环境温度室温，相对湿度为60%，润滑介质为10号机油。
一、摩擦系数1.载荷对摩擦系数的影响在10机油润滑条件下，测得的摩擦系数随载荷和转速的变化如图1所示。
润滑条件下的摩擦系数明显比干摩擦时降低了很多，在0.05～0.14之间。
从图中，我们可以看出来，随着法向载荷由100N到600N的逐渐增加，纳米ZrO2陶瓷材料的摩擦系数成上升趋势。
因为加在试样上载荷增加了，两接触表面之间产生的摩擦力也大了，摩擦系数随着载荷的增加而上升，但是上升趋势越来越缓慢]。
在转速240r/min的时候，摩擦系数随载荷变化不大，比较平稳；但是在840r/min的时候，摩擦系数随着载荷的波动变化比较大，100N至400N之间摩擦系数迅速上升，由0.0561迅速上升到0.1121，然后逐步平稳，在0.12附近波动。
几类典型结构陶瓷材料的冲蚀磨损行为研究沈志坚;方中华;丁子上【期刊名称】《硅酸盐学报》【年(卷),期】1993(21)5【摘要】研究了几类典型结构陶瓷材料,如Al_2O_3,SiC,Si_3N_4陶瓷,Al_2O_3-ZrO_2系相变增韧陶瓷(ZTA,TZP)和SIC_w/Si_3N_4系晶须补强陶瓷(WRSN)在90m/s下的冲蚀窘损性能,以及其与材料性能(硬度,断裂韧性)和冲蚀条件(粒子硬度,冲击角度)之间的关系,分析了冲蚀磨损机制。
陶瓷材料的低角冲蚀磨损机制主要包括:研磨状损伤,犁沟状微切削损伤和晶粒剥落。
低角冲蚀窘损亭随材料硬度的增加而降低。
高角冲蚀窘损机制主要为Hertzian应力作用下的脆性断裂和由表面裂纹的扩展与贯穿而引起的群晶剥落。
高角冲蚀磨损率随材料韧性的提高而降低。
ZTA 和WRSN复合材料表现出较低的冲蚀磨损率,这是由于其中相变增韧机制和晶须补强机制耗散了裂纹扩展能,阻碍了裂纹扩展与贯穿,从而抑制晶粒群体剥落。
【总页数】8页(P385-392)【关键词】磨损;陶瓷复合材料;腐蚀【作者】沈志坚;方中华;丁子上【作者单位】浙江大学材料科学与工程系【正文语种】中文【中图分类】TQ174.66【相关文献】1.影响陶瓷材料冲蚀磨损行为的因素 [J], 宫涛;冯益华;吕锡尧2.喷射式冲蚀磨损实验系统及红外光学材料冲蚀行为研究 [J], 张凤雷;贺琦;郭会斌;魏俊俊;吕反修3.陶瓷材料冲蚀磨损的研究 [J], 冯益华;邓建新;史佩伟4.对称型叠层陶瓷喷嘴的结构设计及其冲蚀磨损行为研究员 [J], 员冬玲;邓建新;段振兴5.分级机结构陶瓷材料叶片的冲蚀磨损特性研究 [J], 李缨;陈家炎因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
陶瓷喷砂嘴应力的有限元分析
冯益华;王丽;姚来凤
【期刊名称】《机械工程师》
【年(卷),期】2007(000)003
【摘要】根据喷砂工作情况和一种具体陶瓷喷砂嘴结构,建立了单粒子冲蚀模型,利用有限元软件模拟陶瓷喷砂嘴冲蚀过程,研究了喷砂嘴材料在冲蚀过程中的破坏状态以及不同时刻的应力、能量分布情况,为进一步研究陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损的动态过程及冲蚀磨损机理提供了有力依据.
【总页数】3页(P66-68)
【作者】冯益华;王丽;姚来凤
【作者单位】山东轻工业学院,机械工程学院,济南,250353;山东轻工业学院,机械工程学院,济南,250353;山东轻工业学院,机械工程学院,济南,250353
【正文语种】中文
【中图分类】TP2
【相关文献】
1.陶瓷喷砂嘴流场的有限元分析 [J], 卯福生;冯益华;王丽
2.Al2O3-40%TiO2陶瓷涂层残余应力的有限元分析 [J], 刘前;王优强;苏新勇;黄兴保;董宁;刘基凯
3.Si3 N4基复合陶瓷刀具切削温度场及热应力的有限元分析∗ [J], 杨广安;吕志杰;程凯强
4.管道钢材与陶瓷涂层界面残余应力分布的有限元分析 [J], 王瑞英
5.不同形态的氧化锆陶瓷桩对牙本质应力的三维有限元分析 [J], 郭彬;谢伟丽;刘一志;孙亚杰;陈兰竹;李雅静;刘滋川;艾振龙
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影响水力喷砂压裂喷嘴磨损的因素分析与对策作者：张树志焦小波吴志刚沈勇来源：《中国科技博览》2018年第28期[摘要]水力喷砂压裂中的喷砂射流技术是在管柱中加入砂粒再经由喷嘴喷出形成喷砂射流，利用砂粒的冲击力以提高射流切割、破碎岩石的能力。
这是一项低渗油气储层改造技术，具有广阔前景。
在此技术中，喷嘴居于关键元件的地位，其执行效果对于整个射流工作效果至关重要。
然而由于喷砂射流对喷嘴的作用，致使喷嘴较易磨损破坏，寿命较短，这降低了水力喷砂射流技术在实际生产中的应用效果，影响了进一步推广使用。
因此，国内外针对喷嘴磨损都开展了一些相关研究。
[关键词]压裂；水力喷嘴；喷砂射流；磨损中图分类号：S211 文献标识码：A 文章编号：1009-914X（2018）28-0295-01水力喷砂射流对喷嘴的磨损主要是喷砂射流中砂粒对喷嘴内壁材料的冲蚀磨损。
喷嘴的磨损是喷砂射流对喷嘴内壁作用的结果。
一般认为喷嘴内表面因磨损而产生的宏观体积损失是由单个砂粒冲击所造成的材料微观体积损失累积形成。
砂粒对喷嘴内表面的冲蚀磨损主要包括微切削磨损、疲劳磨损、脆性断裂磨损三种形式。
三种磨损形式虽然同时发生但由于喷嘴材料的特性、砂粒的特性不同导致冲击后的应力状态不同，三种磨损形式所占的比例是不同的。
1.影响喷嘴磨损的因素1.1喷嘴本身材料的因素目前常用来制造射流喷嘴的材料主要有工具钢、陶瓷、硬质合金、人造宝石、金刚石等。
材料的微观组织结构以及硬度、韧度等物理力学性能都对其耐磨性有重要影响。
（1）微观组织结构。
喷嘴的微观组织与其耐磨性能紧密相关。
试验对比发现国产WC硬质合金喷嘴由于组织颗粒的边界分明因而粒子间结合强度不高，导致在射流所携带颗粒的冲击下，喷嘴流道中的粉末颗粒容易被剥落，通过冶金形核长大的粗大颗粒，在高压下形成的组织具有良好的耐磨性能。
（2）材料物理力学性能。
磨损体积与材料硬度为负相关，即喷嘴材料硬度愈高则材料的体积损失愈小。
高压气井节流油嘴硬质合金和陶瓷的冲蚀对比实验窦益华;王莎莎;王治国【摘要】Serious erosion of the choke is caused by high speed sand fluid during the production of high pressure gas wells.Ceramics and kentanium are usually used for downhole and surface choke due to its good erosion resist-ance.The effects of erosion angle and flow velocity on the erosion rate of kentanium and ceramics were investigated by the self-made jet erosion experiment device.The erosion fluid is the solid-liquid two-phase fluid composed of the guar fracturing fluid 0.3% and the quartz sand.The morphologies of surface on the erosion angle and jet velocity were investigated by SEM.The experimental results show that the erosion resistance of kentanium is lower than that of ceramics and the erosion rate increases with the impact angle increases.Furthermore, there is little difference between the erosion rate of kentanium and ceramic material while the impact angle is 30°.The erosion rate of ken-tanium and ceramic material simultaneously reaches the maximum and the former is twice as much as the latter while the impact angle is 90°.The erosion rate of the two materials increases with the increase of the flow velocity.As the flow velocity is greater than 16 m/s, the erosion rate increases exponentially with the increasing flow veloci-ty.SEM results show that kentanium and ceramics have obvious brittle erosion pared with ce-ramics, kentanium has lower hardness and higher toughness.Furthermore, the ability of resisting brittle fracture is stronger but the ability of resistingmicro cutting is weaker.The main damage mechanisms of kentanium are micro cutting action at small impact angles and brittle rupture at large impact angles.The main erosion mechanism of ce-ramics is brittle fracture.This work can provide a certain guiding significance for the prediction of choke material and life.%在高压气井试气和生产过程中,返排液或者生产流体会携带少量地层出砂,对节流油嘴产生非常严重的冲蚀.井下和地面节流油嘴通常选用耐冲蚀的陶瓷和硬质合金.通过自制的喷射式冲蚀装置,以压裂返排的0.3%的羟丙基瓜尔胶携砂液为介质,研究了冲击角度和流体流速对硬质合金和陶瓷两种材料冲蚀速率的影响规律.采用扫描电镜分析了冲击角度和流体流速对两种材料的微观形貌的影响.实验结果表明,硬质合金的抗冲蚀性能低于陶瓷,两者的冲蚀速率均随着冲击角度的增大而逐渐增大.在冲击角度为30°时,两者的冲蚀速率较为接近;在冲击角度为90°时,两者的冲蚀速率均达到最大值,并且,硬质合金的冲蚀速率约为陶瓷的2倍;两种材料的冲蚀速率随流速的增大而增加.当流速大于16m/s时,冲蚀速率随流速增大而呈幂函数形式增长.扫描电镜结果表明,硬质合金和陶瓷均表现为明显的脆性冲蚀特征.与陶瓷相比,硬质合金的硬度较低而韧性较高,抗脆性断裂的能力较强,而抗微切削的能力较弱.硬质合金在低角冲蚀下以微切削为主要冲蚀机制,在高角冲蚀下以脆性断裂为主要冲蚀机制;陶瓷主要以脆性断裂为主要冲蚀机制.实验结果对高压气井节流油嘴选材以及寿命预测具有一定指导.【期刊名称】《科学技术与工程》【年(卷),期】2018(018)015【总页数】7页(P81-87)【关键词】硬质合金;陶瓷;冲击角度;流速;冲蚀速率【作者】窦益华;王莎莎;王治国【作者单位】西安石油大学机械工程学院,西安710065;西安石油大学机械工程学院,西安710065;西安石油大学机械工程学院,西安710065【正文语种】中文【中图分类】TE357.1在高压气井试气和生产过程中，返排液或者生产流体会携带少量地层出砂，对节流油嘴产生严重的冲蚀。
第24卷 第4期摩擦学学报V o l24, N o4 2004年7月TRIBOLOGY July,2004 B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究冯益华1,邓建新2(1.山东轻工业学院机电工程系,山东济南 250100; 2.山东大学机械工程学院,山东济南 250061)摘要:采用热压烧结工艺制备了B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴;采用SiC、白刚玉和棕刚玉磨粒对所制备的喷砂嘴进行冲蚀试验,在应力分析基础上探讨了陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机理.结果表明:B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴的冲蚀率随着磨粒硬度和粒度的提高而增大;喷砂嘴入口磨损最严重,出口次之,而中间区域磨损相对较轻;相应的应力分析结果同试验结果相吻合;以棕刚玉作为冲蚀磨料时,B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征,而以白刚玉和SiC作为冲蚀磨料时,喷砂嘴入口处主要呈现脆性断裂冲蚀特征,中间区域则主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征.关键词:B4C/(W,T i)C陶瓷;喷砂嘴;冲蚀磨损性能;冲蚀磨损机理中图分类号:T B312;T H1117.3文献标识码:A文章编号:1004-0595(2004)04-0346-05 喷砂处理广泛应用于机械、石油、化工、汽车和船舶等行业[1,2].喷砂嘴是喷砂设备中的主要耐磨元件.金属喷砂嘴的磨损率通常较高;磨损导致喷砂嘴口径迅速增大、空气和磨料的速度降低,从而降低喷砂效率,增加出砂量及喷砂成本.而为了保证喷砂效率,就必须频繁更换喷砂嘴,从而大幅度增加劳动强度.为此,有必要采用具有很高硬度和优良耐磨性能的陶瓷材料来制备陶瓷喷砂嘴,以显著提高喷砂嘴寿命和喷砂加工效率.研究表明,影响喷砂嘴冲蚀磨损行为的因素很多,如喷砂嘴材料与结构、磨粒种类及性能、冲蚀角和冲蚀速度等[3～5].鉴于此,我们采用热压烧结工艺制备了B4C/(W,T i)C陶瓷喷砂嘴,并采用SiC、白刚玉和棕刚玉等3种磨粒对所制备的喷砂嘴进行了冲蚀试验,以考察不同磨料对陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损性能的影响;进而在应力分析基础上探讨了喷砂嘴的冲蚀磨损机理.1 实验部分1.1 B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴的制备所用B4C粉由牡丹江磨料二厂提供,其密度为2.52g/cm3,粒度为2.5～5.0 m;(W,T i)C固溶体由株洲硬质合金厂提供,平均粒径为1.5 m.以无水乙醇为介质,将混合料置于球磨罐内进行强化球磨,球磨后混合粉末的平均粒径在0.8 m以下.在流动氮气气氛中将干燥后的混合粉末过筛.采用热压烧结工艺制备出尺寸为 20mm× 8mm×30mm的B4C/(W,Ti)C陶瓷喷砂嘴,其密度为4.35g/cm3,硬度为23.5GPa,弯曲强度为693M Pa,断裂韧性为3.9M Pa・m1/2.1.2 喷砂试验采用GS-6型专用干式喷砂机进行喷砂试验,空气压力固定为0.4M Pa,气流喷射时在喷砂嘴入口处形成负压,从而吸入磨料;气流携带磨料通过喷砂嘴造成喷砂嘴的磨损.冲蚀试验前后,采用无水乙醇超声清洗喷砂嘴0.5h,然后用电吹风吹干.用精度为千分之一的分析天平称量测定喷砂嘴材料的冲蚀质量损失,进而经计算得到冲蚀率;冲蚀率E=m1/m2 [m1为喷砂嘴质量损失(mg),m2为磨料用量(g)]).用淄博四砂股份有限公司提供的粒度为0.18～0.43mm的多角形SiC、白刚玉及棕刚玉作为磨料,磨料组成及物理机械性能列于表1.采用H-800型扫描电子显微镜(SEM)观察和分析喷砂嘴冲蚀磨损表面形貌.2 结果与讨论2.1 喷砂嘴冲蚀磨损性能图1示出了喷砂嘴冲蚀质量损失随冲蚀时间变化的关系曲线.可以看出,喷砂嘴的冲蚀质量损失随冲蚀时间的延长而增大;磨料的冲蚀能力由强到弱依次为SiC、白刚玉和棕刚玉.这说明磨料硬度对陶瓷基金项目:高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20030422015).收稿日期:2003-12-09;修回日期:2004-04-20/联系人邓建新,e-m ail:jxd eng@s .作者简介:邓建新,男,1966年生,博士,教授,博士生导师,目前主要从事切削加工、陶瓷材料摩擦学以及陶瓷刀具的设计与开发等研究.表1 磨料性能Table 1 Characterization of erodent abrasivesAb ras ivePropertiesComposition /%Hardness /GPa Dens ity /g ・cm -3Grain s ize/ m A Al 2O 3≥98.522.0～23.0 3.95180～212B Al 2O 3≥94.520.0～22.0 3.90250～300C SiC ≥99.032.8～34.0 3.15180～212D SiC ≥99.032.8～34.0 3.15250～300ESiC ≥99.032.8～34.03.15355～425喷砂嘴的冲蚀磨损性能具有重要影响,磨料硬度越高,则陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损越严重.与此同时,就不同粒度的SiC 磨料而言,陶瓷喷砂嘴的冲蚀质量损失F ig 1 Cumula tiv e v ar iation of mass loss ofcer amic nozzle w ith er osio n time图1 喷砂嘴的冲蚀质量损失随冲蚀时间变化的关系曲线随磨料粒度增加而增大.这说明当磨料的硬度相同时,其粒度对陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损行为具有显著的影响.表2列出了喷砂嘴的冲蚀率随磨料硬度的变化 表2 喷砂嘴冲蚀率随磨料硬度的变化情况Table 2 Variation of nozzle erosion rate withthe hardness of the abrasive particlesHar dnes s of abras iveparticle/GPaErosion rate /10-3mg ・g -121.00.2622.5 1.3533.42.39情况.可见:喷砂嘴的冲蚀率随磨料硬度增加而显著增大;其中硬度最高的SiC 磨料导致的喷砂嘴冲蚀磨损最严重,硬度最低的棕刚玉磨料导致的喷砂嘴冲蚀磨损最轻微;前者对应的陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损率约为后者的9倍.表3列出了以SiC 作为磨料时喷砂嘴冲蚀率随 表3 喷砂嘴冲蚀率随SiC 磨料粒度的变化情况Table 3 Variation of nozzle erosion rate withthe grit size of SiC abrasive particlesGrain s ize /m mErosion rate /10-3mg ・g -10.20 2.390.28 3.740.394.57磨料粒度的变化情况.可见:陶瓷喷砂嘴的冲蚀率随磨料粒度增加而增大.其原因在于,随着磨料粒度的增加,磨料的冲击动能提高、动态载荷增大,从而导致喷砂嘴表面应力增加、裂纹的形成与扩展加速.图2示出了喷砂嘴入口和出口直径随冲蚀时间 Fig 2 V ariatio n o f entry and ex it bo re diamet erwith ero sion time (A brasive E)图2 喷砂嘴入口和出口直径随冲蚀时间的变化情况(磨料E)变化的关系曲线.可以看出,当冲蚀试验时间在4h以内时,喷砂嘴入口直径随试验时间延长而快速增大;当冲蚀试验时间超过4h 后,喷砂嘴入口直径随试验时间延长而缓慢增大;而喷砂嘴出口直径随冲蚀试验时间延长近似线性增大.我们推测其原因在于,陶瓷等脆性材料抵抗高角冲蚀的能力较弱,在冲蚀起347第4期冯益华等: B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究始阶段,磨料对喷砂嘴入口产生近似垂直的冲蚀作用,从而导致喷砂嘴入口处磨损严重.随着试验时间的延长,喷砂嘴入口处的冲蚀角逐渐减小,磨料对喷砂嘴的冲击由近似垂直的高冲蚀角逐渐向低冲蚀角冲击过渡,故相应的喷砂嘴磨损逐渐减缓.图3示出了喷砂嘴内径沿长度方向的变化情况.Fig 3 V ariatio n o f bor e diameter w it h no zzle leng th(A brasiv e E after 9h er osio n )图3 喷砂嘴内径沿长度方向的变化情况(磨料E,冲蚀9h)可以看出,从喷砂嘴入口截面开始沿喷砂嘴长度方向约10mm 区间内的冲蚀磨损最严重,中间区域(沿喷砂嘴长度方向10～25mm 区间)的冲蚀磨损不太明显,而出口截面处的磨损同中间区域相比略微加剧.图4示出了冲蚀前后喷砂嘴入口和出口处形状SEM 照片(磨料E ,冲蚀9.0h ).可以看出,喷砂嘴入口处磨损严重且形状不规则,出口处磨损则相对较轻微.这同图3所示结果相吻合.2.2 喷砂嘴应力有限元分析将喷砂嘴沿轴线纵剖,在喷砂嘴壁厚与长度所形成的矩形(6mm ×30mm )中划分6×5的网格;取边界条件为0.28mm SiC 磨料,对喷砂嘴应力进行有限元分析.喷砂嘴材料的弹性模量E t =410GPa ,泊松比v t =0.2;SiC 磨料的弹性模量E p =475GPa ,泊松比v p =0.142,密度为3150kg /m 3;喷砂嘴2个端面添加约束;在喷砂嘴入口端面施加均匀分布的压力载荷,内孔从入口到出口沿整个喷砂嘴长度施加坡度压力载荷.相应的有限元分析结果表明,从喷砂嘴入口截面开始沿喷砂嘴长度方向约10m m 区段内的应力从755M Pa 降至223M Pa,中间区域(沿喷砂嘴长度方向10～25m m)应力从223M Pa 升至375M Pa,出口区域(沿喷砂嘴长度方向25～30mm )应力从Fig 4 SEM photog raphs of nozzle entry and ex it bo re pr ofiles before and after erosion图4 冲蚀前后喷砂嘴入口和出口处形状375M Pa 提高到527M Pa.显然,喷砂嘴入口处所受的应力最大,出口处次之,而中间部分所受应力略小,这同喷砂嘴的实际磨损情况相吻合.在入口处,喷砂嘴端面受磨料颗粒近乎垂直的高角冲蚀,入口边缘的内孔部分受磨料颗粒的低角冲蚀,2种冲蚀作用叠加导致喷砂嘴入口处应力最大;而出口处磨料颗粒的冲蚀速度最高,喷砂嘴所受的冲击力同中间区域相比稍大,因此喷砂嘴出口处所受的应力居中.表4列出了对应于不同磨料的喷砂嘴入口处和中间区域应力分析结果.可以看出,在不同磨料冲蚀下的喷砂嘴所受的应力不同;其中SiC 磨料冲蚀下喷砂嘴所受应力最大,以白刚玉作为磨料时喷砂嘴所受应力次之,而以棕刚玉作为磨料时喷砂嘴所受的应力最小.2.3 喷砂嘴的冲蚀磨损机理陶瓷材料对应于不同磨料和冲蚀速度的冲蚀率不同,这同其冲蚀磨损机制转变有关[6].由于喷砂嘴冲蚀磨损的独特性,同一喷砂嘴可能同时兼具多种不同的冲蚀机理.当喷砂嘴所受的应力接近或超过喷砂嘴强度时,磨料颗粒对喷砂嘴进行一次或几次冲击即348摩 擦 学 学 报第24卷可造成材料的流失,相应的冲蚀机制以脆性断裂为主;当喷砂嘴所受的应力低于喷砂嘴强度时,磨料颗表4 不同磨料冲蚀下喷砂嘴所受应力对比Table 4 Stress of the nozzle with respect to diff erent abrasivesStress of the nozzle /M Pa (Abrasive D )Entry M id dle Stress of the nozzle /M Pa (Abrasive A )Entry M iddle Stres s of the noz zle /M Pa (Abrasive B )Entry M iddle 755223635192322125粒对喷砂嘴进行多次冲击才可能造成材料的流失,相应的冲蚀机制以应力疲劳断裂为主.就喷砂嘴内壁而言,由于其经受低角冲蚀,磨料颗粒在水平方向的速度分量较大,硬颗粒对喷砂嘴产生切削作用而造成材料流失,相应的冲蚀机制以微切削为主.硬度较高的陶瓷材料抵抗颗粒切入及其微切削作用的能力较强,故其冲蚀磨损行为主要呈现应力疲劳断裂和脆性断裂特征;硬度低而韧性高的材料抵抗脆性断裂的能力较强,但抵抗微切削作用的能力较弱,则其冲蚀磨损机制主要表现为微切削.当采用SiC 和白刚玉作为磨料时,B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴入口处所受的应力分别为755M Pa 和635M Pa ,已超过或接近喷砂嘴强度,此时喷砂嘴的冲蚀磨损机制以脆性断裂冲蚀为主;喷砂嘴中间区域所受的应力分别为233M Pa 和192M Pa ,远低于喷砂嘴强度,此时喷砂嘴的冲蚀机制主要表现为应力疲劳断裂冲蚀.而采用棕刚玉磨料时,B 4C/(W ,T i)C 陶瓷喷砂嘴入口处和中间区域所受的应力分别为322M Pa 和125M Pa,远低于喷砂嘴强度,因此此时喷砂嘴的主要冲蚀机制为应力疲劳断裂.图5示出了B 4C/(W,Ti)C 陶瓷喷砂嘴入口处和中间区域冲蚀表面形貌SEM 照片(SiC 磨料,冲蚀Fig 5 SEM microg raphs of the w orn bore surfaces of the nozzle (Abrasive D)图5 喷砂嘴入口处和中间区域冲蚀表面形貌SEM 照片(磨料D)试验时间为9.0h).可以看出,喷砂嘴入口处冲蚀表面存在大片颗粒脱落,表现出典型的脆性断裂冲蚀特征[见图5(a )];而喷砂嘴中间区域冲蚀表面存在晶粒脱落迹象以及大量微小裂纹,表现出应力疲劳断裂冲蚀特征[见5(b)].这说明在相同的冲蚀试验条件下,B 4C/(W,T i)C 陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机制因受冲蚀的位置不同而不同,应力疲劳断裂和脆性断裂冲蚀机制同时并存.3 结论a . B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀率随着磨料硬度和粒度的增加而增大;B 4C/(W,Ti)C 陶瓷喷砂嘴入口处所受应力最大,出口处次之,而中间区域所受应力较小,同相应的喷砂嘴冲蚀磨损特征相吻合.b . 不同磨料作用下B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴所受应力不同,相应的喷砂嘴冲蚀磨损机理亦不同;在硬度较低的棕刚玉磨料的冲蚀作用下,陶瓷喷砂嘴主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征,在硬度较高的白刚玉和SiC 磨料的冲蚀作用下,喷砂嘴入口处主要呈现脆性断裂冲蚀特征,而中间区域主要呈现应力疲劳断裂冲蚀特征.349第4期冯益华等: B 4C /(W ,T i )C 陶瓷喷砂嘴冲蚀磨损机理研究参考文献:[1] 丁泽良,李剑峰,邓建新.水煤浆喷嘴热冲蚀磨损机理研究[J].摩擦学学报,2003,23(5):441-443.Ding Z L,L i J F,Den g J X.T hermal er os ion w ear b ehavior ofnozzles in coal w ater slu rry burning[J].Tr ibology,2003,23(5):441-443.[2] Schw etz K A,Sigl L S,Greim J,et al.W ear of boron carbideceram ics b y abrasive w ater jets[J].W ear,1995,181-183:148-155.[3] 邓建新,冯益华,丁泽良.陶瓷喷砂嘴的冲蚀磨损机理研究[J].硅酸盐学报,2003,31(5):494-497.Deng J X,Feng Y H,Ding Z L.Er os ion w ear of ceram ic n oz-zles in sand b las ting treatments[J].Journal of th e C hinese Ce-ramic S ociety,2003,31(5):494-497.[4] Deng J X,Feng Y H,Ding Z L.Wear beh aviors of th e ceramicnozzles in sand blas tin g treatment[J].Jour nal of the EuropeanCeramic S ociety,2003,23(2):323-329.[5] Oka Y I,Ohnogi H.T he im pact angle dependence of erosiondamag e caused b y s olid particle impact[J].W ear,1997,203-204:573-579.[6] 薛群基,刘惠文.陶瓷摩擦学I.陶瓷的摩擦磨损[J].摩擦学学报,1995,15(4):376-384.Xue Q J,Liu H W.Tr ibology of ceramics I.Friction and w earof ceramics[J].T ribology,1995,15(4):376-384.Erosion Wear Mechanisms of B4C/(W,Ti)C Ceramic NozzlesFENG Yi-hua1,DENG Jian-xin2(1.M echanical and Electr ical D ep ar tment,S hand ong L ight I ndustry I nstitute,J inan250100,China;2.S chool of M echanical Engineer ing,Shandong Univ er sity,J inan250061,China)Abstract:B4C/(W,Ti)C ceramic nozzle w as prepar ed by ho t pressing.The er osion behaviors of the resulting ceramic nozzle abraded by SiC,w hite emery,and umber emery abrasives w ere investigated on a GS-6sand blast machine.The er osion-w ear m echanism s of the cer am ic nozzle w ere discussed based o n stress analysis at various locatio ns of the no zzle using finite element m ethod and mor pholog y observ ation of the entr y and mid-dle o f the nozzle using scanning electron micro scopy.It w as found that the erosio n-w ear behavio r o f the ce-ramic nozzle w as closely related w ith the types and grit sizes of the abrasiv e ly,the harder SiC abrasive led to a more sever e er osion-w ear of the nozzle,w hile the softer um ber em ery abrasive led to a minimized ero sion mass loss o f the tested nozzle.M oreover,the er osion-w ear mass loss of the ceramic nozzle increased w ith increasing grit size o f the same abrasiv e,which corresponded to the different stress levels,the sam e as that for different abrasives ty pes.At the sam e time,the ero sion-w ear m echanism s o f the ceramic nozzles also varied w ith the v ariation of the abrasiv e ty pes and the g rit size,and w ith the locations along the lateral dir ectio n of the no zzle as w ell.T herefo re,the nozzle w as dominated by brittle fracture at the entrance and by stress fatigue in the m iddle as it w as eroded by SiC and w hite emery abrasives,w hile it w as char acter-ized by stress fatig ue in the presence of the umber em er y abrasiv es.Key words:B4C/(W,T i)C ceramics;abrasive blasting no zzle;erosio n w ear behav io r;erosio n w ear mecha-nismsAuthor:Deng Jian-xin,m ale,born in1966,Ph. D.,Pr ofessor,e-mail:jxdeng@350摩 擦 学 学 报第24卷。
