雙重潤(rùn)滑條件下的刀具切削特性研究

衣明東 王建平 李傳浩 許崇海

1.齊魯工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院(山東省科學(xué)院)，濟(jì)南，2503532.山東省機(jī)械設(shè)計(jì)研究院，濟(jì)南，250031

0 引言

當(dāng)前，環(huán)境保護(hù)要求越來(lái)越嚴(yán)格，各制造公司不斷探索新的解決方案，以減少甚至完全消除傳統(tǒng)切削液的使用，轉(zhuǎn)而采取更加有效和污染更少的潤(rùn)滑或冷卻策略[1]。干式加工是一種已被接受的替代解決方案，能夠保證制造過(guò)程更高的可持續(xù)性和更低的經(jīng)濟(jì)影響，但也導(dǎo)致了加工表面質(zhì)量的降低和刀具磨損的加劇[2]。

微量潤(rùn)滑(minimal quantity lubrication,MQL)輔助加工被越來(lái)越多地用于工業(yè)生產(chǎn)，由于所用切削油很少(約為0.2 L/h)，因此被歸類(lèi)為亞干加工[3]。SIRIN等[4]研究了鎳基合金X-750在干切削與MQL條件下的切削性能，結(jié)果表明，與干切削相比，使用MQL技術(shù)使工件表面粗糙度降低了39%，工件表面形貌、切削溫度、切削力都得到了顯著改善。SZCZOTKARZ等[5]研究了MQL潤(rùn)滑方式與干切削加工對(duì)刀具磨損的影響，結(jié)果表明，與干加工相比，使用MQL方式的刀具磨損減少了約21%。覃孟揚(yáng)等[6]研究了低溫微量潤(rùn)滑(cold minimal quantity lubrication,CMQL)對(duì)難加工材料切削的刀具耐用度的影響，并對(duì)鎳基高溫合金GH4169進(jìn)行了粗/精車(chē)削試驗(yàn)，結(jié)果表明，CMQL可以改善鎳基高溫合金的切削性能。

但是，現(xiàn)有MQL技術(shù)并不能完全滿(mǎn)足現(xiàn)代加工要求，因此國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者開(kāi)始研究雙重潤(rùn)滑方式加工。WIKA等[7]研究了超臨界二氧化碳+微量潤(rùn)滑冷卻對(duì)AISI 304L奧氏體不銹鋼銑削加工中刀具磨損和表面完整性的影響，結(jié)果表明，刀具壽命延長(zhǎng)了324%，表面粗糙度低至0.78 μm。BERTOLINI等[8]研究了添加石墨烯納米碎片(graphene nanoplatelets,GNPs)結(jié)合MQL切削Inconel 718的磨損機(jī)理，結(jié)果表明，GNPs與MQL結(jié)合比添加純油時(shí)刀具磨損更小。SHARMA等[9]研究了納米流體+MQL加工AISI 1040鋼的切削性能，結(jié)果表明，納米流體+MQL在表面粗糙度、刀具磨損、切削力和切屑形態(tài)方面的性能優(yōu)于干加工、使用常規(guī)切削液的濕加工和使用常規(guī)切削液的MQL。MARQUES等[10]研究了使用晶須增強(qiáng)陶瓷刀具(Al2O3+SiCw)車(chē)削Inconel 718時(shí)在MQL中添加固體潤(rùn)滑劑的效果，結(jié)果表明，固體潤(rùn)滑劑的加入延長(zhǎng)了刀具壽命，MQL的使用提高了表面質(zhì)量。程銳等[11]研究了MQL條件下微織構(gòu)刀具對(duì)金屬切削性能的影響，結(jié)果表明,MQL條件下可提高加工表面質(zhì)量，同時(shí)降低刀具磨損。

自潤(rùn)滑刀具是將固體潤(rùn)滑劑引入刀具中，切削時(shí)利用固體潤(rùn)滑劑在刀具表面拖覆形成一層固體潤(rùn)滑膜，起到潤(rùn)滑和降低刀具磨損的目的[12]。DENG等[13]通過(guò)熱壓燒結(jié)法制備了一種添加了CaF2固體潤(rùn)滑劑的Al2O3/TiC陶瓷切削刀具，并在硬化鋼和鑄鐵上進(jìn)行了干式加工試驗(yàn)，結(jié)果表明，使用Al2O3/TiC/CaF2陶瓷刀具對(duì)淬硬鋼和鑄鐵進(jìn)行干式切削時(shí)表面會(huì)形成潤(rùn)滑膜，與Al2O3/TiC刀具相比，刀-工界面的摩擦因數(shù)會(huì)降低。JI等[14]采用真空熱壓法制備了Al2O3/Ti(C,N)/CaF2@Al(OH)3，并對(duì)40Cr進(jìn)行了切削實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，固體潤(rùn)滑劑的加入可以有效降低刀具切削過(guò)程中的溫度、切削力和摩擦因數(shù)，從而提高刀具材料的切削性能。KISHOR等[15]制備了三種無(wú)涂層耙面機(jī)械微紋理(MμT)刀具和三種MoS2涂層耙面MμT刀具，并將上述兩類(lèi)MμT刀具的硬加工性能進(jìn)行了比較，結(jié)果表明，與無(wú)涂層的MμT刀具相比，MoS2涂層的MμT刀具的主切削力和進(jìn)給力分別減小了5.69%～17.41%和22.31%～33.91%。

本研究采用真空熱壓燒結(jié)技術(shù)制備了一種自潤(rùn)滑金屬陶瓷刀具，并在微量潤(rùn)滑作用下對(duì)300M鋼進(jìn)行了切削實(shí)驗(yàn)，研究了固體潤(rùn)滑和微量潤(rùn)滑雙重作用機(jī)理。

1 試驗(yàn)方法

1.1 刀具的制備與表征

采用Ti(C,N)作為基體材料，平均粒徑為0.5 μm。鈷、鉬和鎳作為黏結(jié)相，平均粒徑尺寸在1～3 μm之間。氧化鎂作為燒結(jié)助劑，平均粒徑尺寸為1 μm左右。CaF2@Al2O3粉體為實(shí)驗(yàn)室自制，首先利用非均勻成核法在CaF2表面形成一層Al(OH)3，制得CaF2@Al(OH)3包覆粉體(圖1)，然后在箱式電阻爐中經(jīng)1000 ℃煅燒得到CaF2@Al2O3粉體。

圖1 CaF2@Al(OH)3包覆粉體TEM照片F(xiàn)ig.1 TEM photo of CaF2@Al(OH)3 coated powder

按照表1各組成材料的體積比進(jìn)行混合，將混合物采用濕法球磨，經(jīng)超聲分散混合均勻，真空干燥，120目過(guò)篩。將混合粉末裝入石墨模具中，進(jìn)行真空熱壓燒結(jié)，燒結(jié)溫度為1450 ℃，燒結(jié)壓力為30 MPa，保溫時(shí)間為30 min。表1中，TMC刀具是指Ti(C,N)基自潤(rùn)滑金屬陶瓷刀具，TM刀具是指不添加CaF2的Ti(C,N)基金屬陶瓷刀具。

表1 Ti(C,N)基金屬陶瓷刀具的材料組分配比

將制備的金屬陶瓷材料經(jīng)切割和研磨制成3 mm×4 mm×30 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣，運(yùn)用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(AGS-X5KN)采用三點(diǎn)彎曲法測(cè)定試樣的抗彎強(qiáng)度。利用HV-120型維氏硬度計(jì)測(cè)試樣品的硬度，載荷為196 N，加壓時(shí)間為15 s。使用壓痕法測(cè)量斷裂韌性。采用阿基米德排水法測(cè)量試樣的相對(duì)密度。

采用掃描電鏡(SEM，Hitachi Regulus8220)觀察所獲得的金屬陶瓷材料斷面微觀結(jié)構(gòu)，采用X射線衍射(XRD-6100)和能量色散譜(EDS，Hitachi S4800)分析金屬陶瓷材料的相組成，采用透射電子顯微鏡(TEM，JEM 2100)、SEM(Hitachi Regulus8220)和高分辨率透射電子顯微鏡(HRTEM，F(xiàn)EI TecnaiG2F20)分析復(fù)合粉體和刀具材料的微觀形貌。

1.2 切削性能

刀柄型號(hào)為肯納CSSNR2525M12-MN7，切削刃長(zhǎng)度為12 mm，刀片厚度為7.94 mm。刀具幾何參數(shù)主要包括：后角α0=5°，刃傾角λS=0°，前角γ0=-5°，倒棱角度γo1=-10°，刀尖圓弧半徑r=0.2 mm，主偏角κr=45°，倒棱寬度br1=0.1 mm。在CA6140機(jī)床上進(jìn)行切削實(shí)驗(yàn)，采用118S型微量潤(rùn)滑裝置，壓力為0.6 MPa，噴油量為10 mL/h，噴嘴距刀尖20 mm，角度為20°。切削用刀具為T(mén)M刀具和TMC刀具，潤(rùn)滑方式為干切削和微量潤(rùn)滑，如表2所示。工件材料選取300M超高強(qiáng)度鋼，屈服強(qiáng)度大于1500 MPa。根據(jù)本課題組前期研究結(jié)果，切削300M鋼時(shí)切削用量選取切削速度vc=200 m/min、進(jìn)給量=0.102 mm/r和背吃刀量ap=0.2 mm[16]。切削現(xiàn)場(chǎng)照片以及實(shí)驗(yàn)裝置見(jiàn)圖2。

表2 切削加工300M超高強(qiáng)度鋼的潤(rùn)滑方式

圖2 切削現(xiàn)場(chǎng)圖片以及實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2 Cutting scene pictures and experimental equipment

分別采用Kistler 9129AA型測(cè)力儀、FLAR-A320型紅外熱像儀、TR200型粗糙度儀、朗微PXS-1020型工具顯微鏡測(cè)量切削力、切削溫度、已加工表面粗糙度和刀具后刀面磨損量。采用Hitachi SU3500掃描電鏡觀察刀具和切屑形貌，并使用其附帶的能譜儀分析元素分布。

2 結(jié)果與討論

2.1 刀具力學(xué)性能和微觀結(jié)構(gòu)

Ti(C,N)基金屬陶瓷刀具的力學(xué)性能如表3所示。研究結(jié)果表明，與TM刀具相比，添加CaF2@Al2O3包覆粉體使TMC刀具的硬度和斷裂韌性分別提高了24%和32%。

表3 Ti(C,N)基金屬陶瓷刀具的力學(xué)性能

圖3a和圖3b所示分別為T(mén)M刀具和TMC刀具的斷口微觀形貌，可以看出，CaF2@Al2O3包覆粉體在燒結(jié)后仍然保持了完整的核殼結(jié)構(gòu)，且穿晶斷裂后可以觀察到納米CaF2顆粒。圖4為T(mén)MC刀具的HRTEM照片，從圖中可以清晰地觀察到，在Al2O3晶粒內(nèi)部包覆納米CaF2顆粒形成了典型的核殼結(jié)構(gòu)。晶內(nèi)納米顆粒的粒徑為10 nm左右，這與制備的包覆型納米粉體的粒徑基本相符。

(a)TM刀具

(b)TMC刀具圖3 TM與TMC刀具斷口微觀結(jié)構(gòu)的SEM照片F(xiàn)ig.3 SEM photos of fracture microstructuresfor TM and TMC tool

圖4 TMC金屬陶瓷刀具HRTEM照片F(xiàn)ig.4 HRTEM photo of TMC cermet tool

2.2 不同潤(rùn)滑方式下的切削性能

圖5所示為不同潤(rùn)滑方式下金屬陶瓷刀具在切削正常磨損階段時(shí)測(cè)量得到的切削溫度，其中各分圖右側(cè)顏色條上下的數(shù)據(jù)代表溫度變化區(qū)間的上下限，是指測(cè)量溫度值上下浮動(dòng)的溫度。圖6所示為采用四種潤(rùn)滑方式時(shí)的切削力和切削溫度對(duì)比。與DS方式相比，采用MS方式時(shí)，其三向切削力FX、FY、FZ分別減小了11.7%、4.8%和13.68%，切削溫度下降了10.8%；與M方式相比，采用MS方式時(shí)，其三向切削力FX、FY、FZ分別減小了14.2%、9.1%和17.2%，切削溫度下降了23.9%；與D方式相比，采用MS方式時(shí)，其三向切削力FX、FY、FZ分別減小了36.8%、13.1%和32.2%，切削溫度下降了44.3%。由此可見(jiàn)，在雙重潤(rùn)滑條件下，切削力和切削溫度均得到了明顯改善。

(a)D方式

(b)M方式

(c)DS方式

(d)MS方式圖5 不同潤(rùn)滑方式下金屬陶瓷刀具的切削溫度Fig.5 Cutting temperature of cermet tools underdifferent lubrication methods

圖6 不同潤(rùn)滑方式下TM與TMC刀具的切削力與切削溫度對(duì)比Fig.6 Comparison of cutting forces and cuttingtemperature of TM and TMC tools under differentlubrication methods

如圖7a所示，采用MS方式時(shí)，刀具磨損較慢，當(dāng)切削距離S=750 m時(shí)，后刀面磨損量VB= 0.308 mm，其有效切削距離比D方式下的S增大50%，比M方式下的S增大23.7%，比DS方式下的S增大7%。如圖7b所示，采用MS方式時(shí)，切削距離300 m后Ra值開(kāi)始小于DS方式下的Ra值，當(dāng)切削距離S=700 m時(shí)，MS方式下的Ra值為1.987 μm，此時(shí)的Ra值與D、S、DS方式下的Ra值相比分別減小了43.3%、27.5%和10.3%。由此可見(jiàn)，在雙重潤(rùn)滑條件下，由于切削力的減小和切削溫度的下降，緩解了刀-工之間的劇烈摩擦作用，改善了工件已加工表面粗糙度。

2.3 雙重潤(rùn)滑方式的減摩耐磨機(jī)理

圖8a所示為采用MS方式時(shí)TMC刀具前刀面磨損形貌及元素分析，可以看出，測(cè)試點(diǎn)的位置位于前刀面表面亮白色區(qū)域。EDS分析結(jié)果表明，刀具內(nèi)部的納米CaF2顆粒在切削時(shí)會(huì)析出并拖覆，最終在刀屑接觸區(qū)形成了固體潤(rùn)滑膜。與圖8b所示的切屑分析結(jié)果對(duì)比可知，固體潤(rùn)滑膜上Ca元素的原子比是切屑上Ca元素原子比的11倍。同時(shí)根據(jù)EDS分析結(jié)果，在刀具前刀面存在Fe元素，在切屑中存在Ca元素，表明在切削過(guò)程中存在黏結(jié)磨損。

(a)刀具后刀面磨損量變化

(b)工件表面粗糙度變化

(a)TMC刀具前刀面磨損形貌及元素分析

(b)300M鋼切屑表面形貌及元素分析

對(duì)圖8a中選框區(qū)域進(jìn)行EDS面掃描分析，結(jié)果如圖9所示。研究結(jié)果表明，F(xiàn)元素與Ca元素基本保持相同分布，CaF2拖覆形成的固體潤(rùn)滑膜覆蓋在前刀面上，降低了該處基體元素(如Ti)的相對(duì)含量；CaF2的均勻分布狀態(tài)表明切削時(shí)固體潤(rùn)滑膜未發(fā)生嚴(yán)重破壞；亮白色區(qū)域與O元素較少的區(qū)域相吻合，表明固體潤(rùn)滑膜的形成降低了刀具的氧化磨損。

(a)Ca元素 (b)F元素 (c)O元素 (d)Ti元素圖9 TMC刀具前刀面磨損形貌面掃EDS分析Fig.9 Surface scanning EDS analysis of the rake face of TMC tool

如圖10a所示，由于采用D方式時(shí)切削力較大以及切削溫度較高，TM刀具的前刀面形成了明顯的月牙洼磨損，且粘屑較多，形成了嚴(yán)重的黏結(jié)磨損。如圖10b所示，采用DS方式時(shí)，刀具前刀面已可以觀察到亮白色的固體潤(rùn)滑膜，但有少量切屑黏附在刀具表面形成了黏結(jié)磨損。

(a)D方式 (b)DS方式圖10 不同潤(rùn)滑條件下金屬陶瓷刀具前刀面磨損形貌Fig.10 Rake face wear morphology of cermet toolunder different lubrication conditions

(a)D方式 (b)M方式

因缺少潤(rùn)滑導(dǎo)致采用D方式時(shí)切削力較大以及切削溫度較高，且TM刀具的韌性不足使其后刀面磨損以微崩刃為主，伴隨發(fā)生切屑黏著導(dǎo)致的黏結(jié)磨損，如圖11a所示；引入微量潤(rùn)滑后，TM刀具后刀面的磨損得到改善，MQL的排屑作用也降低了黏結(jié)磨損，如圖11b所示；盡管沒(méi)有微量潤(rùn)滑作用，TMC刀具內(nèi)部的固體潤(rùn)滑劑在內(nèi)摩擦區(qū)形成的固體潤(rùn)滑膜也可有效降低刀具的磨損，但對(duì)排屑改善效果不明顯，如圖11c所示；在MS條件下，固體潤(rùn)滑膜對(duì)內(nèi)摩擦區(qū)和MQL對(duì)外摩擦區(qū)的共同減摩與潤(rùn)滑作用，使TMC刀具的后刀面磨損大幅降低，且基本沒(méi)有黏結(jié)磨損，如圖11d所示。由此可見(jiàn)，采用MS方式所形成的雙重潤(rùn)滑可明顯降低刀具的黏結(jié)磨損。

(c)DS方式 (d)MS方式圖11 不同潤(rùn)滑方式下刀具后刀面磨損形貌Fig.11 Flank face wear morphology of cermet toolwith different lubrication methods

圖12所示為雙重潤(rùn)滑條件下TMC刀具后刀面元素分析。由圖可知，固體潤(rùn)滑劑的析出發(fā)生在后刀面刀-屑接觸區(qū)，離刀尖有一段距離，且形成的固體潤(rùn)滑膜覆蓋在刀-屑接觸區(qū)上，降低了Ti、Al等元素在該區(qū)域的相對(duì)分布含量。此外，刀具表面滯留的少量Fe元素也主要分布在刀-屑接觸區(qū)。

(a)Ti元素 (b)Al元素

(c)Ca元素 (d)Fe元素圖12 雙重潤(rùn)滑條件下TMC刀具后刀面元素分析Fig.12 Elemental analysis of the flank surface of TMCtool under dual lubrication effect

圖13為在雙重潤(rùn)滑條件下的刀-屑與刀-工接觸區(qū)示意圖。刀具內(nèi)固體潤(rùn)滑劑的減摩作用主要表現(xiàn)在內(nèi)摩擦區(qū)，具有低剪切強(qiáng)度的固體潤(rùn)滑膜的形成減小了切削力以及刀-屑之間的摩擦，這有利于減少切削熱的產(chǎn)生，并降低切削區(qū)的溫度梯度；微量潤(rùn)滑作用主要表現(xiàn)在外摩擦區(qū)，壓縮空氣帶動(dòng)潤(rùn)滑液油霧進(jìn)入切削區(qū)，潤(rùn)滑液滴更為細(xì)小、均勻，使切削區(qū)的潤(rùn)滑更為均勻，相對(duì)降溫面積增大。另外，高速氣液兩相流體的噴射作用還可沖走外摩擦區(qū)的細(xì)屑，加快切削熱的排出。

圖13 雙重潤(rùn)滑效應(yīng)示意圖Fig.13 Schematic diagram of dual lubrication effect

如圖14所示，雙重潤(rùn)滑條件下，切削力保持在較為穩(wěn)定的狀態(tài)，短時(shí)發(fā)生波動(dòng)(圖中箭頭處)后很快恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)，這是具有均勻潤(rùn)滑狀態(tài)的表現(xiàn)。

圖14 TMC刀具在MQL條件下的切削力Fig.14 Cutting force of TMC tool under MQL condition

(a)DS方式 (b)MS方式圖15 300M鋼在不同潤(rùn)滑方式下切削過(guò)程加工表面形貌Fig.15 Surface profile of 300M steel during cuttingwith different lubrication methods

圖15所示為不同潤(rùn)滑方式下工件剖面形貌，圖15a是在自潤(rùn)滑條件下工件表面的變化，圖15b是在雙重潤(rùn)滑條件下工件表面的變化。從圖15中可以看出，在雙重潤(rùn)滑作用下,工件表面變質(zhì)層厚度比自潤(rùn)滑作用下工件表面變質(zhì)層厚度要小，表明在雙重潤(rùn)滑作用下，切削力的減小和切削溫度的降低抑制了熱變形和工件材料的氧化。

3 結(jié)論

(1)采用真空熱壓燒結(jié)工藝研制了一種自潤(rùn)滑金屬陶瓷刀具(TMC刀具)，與TM刀具相比，添加CaF2@Al2O3包覆粉體使TMC刀具的硬度和斷裂韌性分別提高了24%和32%。

(2)在不同潤(rùn)滑條件下加工300M高強(qiáng)度鋼的切削實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，采用TMC刀具和微量潤(rùn)滑系統(tǒng)進(jìn)行雙重潤(rùn)滑條件下切削加工時(shí)，切削力明顯增大、切削溫度明顯降低，刀具磨損和工件表面粗糙度均有改善。

(3)采用雙重潤(rùn)滑方式有效降低了黏結(jié)磨損和氧化磨損。能譜分析結(jié)果表明，在刀具前后刀面的刀-屑與刀-工接觸區(qū)域均形成了固體潤(rùn)滑膜，起到了減摩作用。