高壓低溫CO2射流冷卻條件下高速車削淬硬軸承鋼的試驗(yàn)研究

李小睿 趙 威 李 浩 史衛(wèi)奇 何 寧

南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院,南京,210016

0 引言

淬硬軸承鋼性價(jià)比高、耐磨性好且強(qiáng)度高,能充分滿足高性能軸承的需求,被廣泛應(yīng)用于機(jī)械設(shè)備、精密儀器以及航空航天的機(jī)械旋轉(zhuǎn)部件中[1]。然而,淬硬軸承套圈存在強(qiáng)度大、硬度高以及壁薄等難加工特點(diǎn)[2],常用加工方法主要為磨削和硬車削。雖然磨削后的淬硬軸承外圓表面精度較高,但磨削加工工序復(fù)雜、加工效率低且成本高,加工表面容易出現(xiàn)燒傷和裂紋,且大量使用磨削液會(huì)增加排放成本并污染環(huán)境[3]。高速硬車削技術(shù)以加工效率高、成本較低、裝卸過程簡(jiǎn)便、加工質(zhì)量較好且表面易形成殘余壓應(yīng)力等優(yōu)勢(shì)[4-6],在車削淬硬鋼材料時(shí)具有良好的經(jīng)濟(jì)效益[7]。隨著超硬刀具技術(shù)的發(fā)展,聚晶立方氮化硼(PCBN)刀具因具有耐熱性好、化學(xué)穩(wěn)定性高且摩擦因數(shù)小的特點(diǎn),目前被視為最適用于高速硬車削淬硬軸承鋼的刀具之一[8]。但由于淬硬軸承套圈具有難加工特性,在使用PCBN刀具硬車削加工過程中會(huì)發(fā)生復(fù)雜的物理變化與化學(xué)反應(yīng),容易導(dǎo)致出現(xiàn)工件加工表面質(zhì)量較差、刀具失效快等問題[9]。此外,由于高速車削時(shí)產(chǎn)生的連續(xù)切屑易纏繞在刀具上,切屑的堆積會(huì)導(dǎo)致刀具磨損加劇并會(huì)使已加工表面產(chǎn)生劃傷,從而加劇了表面質(zhì)量的惡化[10],這些問題均在一定程度上限制了PCBN刀具高速硬車削淬硬軸承鋼及相關(guān)技術(shù)的推廣應(yīng)用。

高壓射流冷卻技術(shù)通過將3 MPa以上的冷卻介質(zhì)噴射至刀具與切屑之間,憑借高效的強(qiáng)制對(duì)流換熱作用以及對(duì)切削區(qū)域的精確冷卻效果,可以及時(shí)帶走切削區(qū)域大部分的切削熱,使切屑發(fā)生冷脆效應(yīng),同時(shí)高壓流束的集中壓力能使切屑所受彎矩增大,切屑截面所受應(yīng)力增大,能夠更好地控制切屑以及促進(jìn)連續(xù)切屑折斷,從而延長刀具壽命與提高工件表面質(zhì)量[11]。當(dāng)高壓射流的冷卻介質(zhì)為液態(tài)CO2(-76 ℃)時(shí),它不僅具有高壓射流優(yōu)秀的斷屑性能,且對(duì)環(huán)境幾乎沒有污染,還可以通過低溫CO2的相變吸熱過程進(jìn)一步降低切削溫度,實(shí)現(xiàn)低溫切削加工,是綠色環(huán)保高效的加工方式[12]。

目前,國內(nèi)外針對(duì)高壓低溫射流輔助切削難加工材料展開了大量研究。肖虎等[13]搭建了高壓低溫CO2供給系統(tǒng),并進(jìn)行了低溫CO2射流下高速切削TC4鈦合金的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,與干切削相比,低溫CO2射流可有效降低切削溫度,減小切削力,減輕切屑纏繞,抑制刀具磨損,并降低表面粗糙度約50%。趙香港等[14]搭建了低溫CO2射流冷卻裝置,并進(jìn)行了不同入口壓力參數(shù)(0.8～1.4 MPa)下的聚晶金剛石(PCD)刀具硬車削軸承套圈試驗(yàn)研究,結(jié)果發(fā)現(xiàn)入口壓力為0.8 MPa和1 MPa時(shí),低溫CO2輔助切削后的效果較好,使切削溫度、已加工表面粗糙度和刀具磨損都處于較低水平,表明低溫CO2射流輔助PCD刀具硬車削軸承套圈時(shí)可有效降低刀具磨損。吳茂寧等[15]研究了低溫CO2射流輔助化學(xué)氣相沉積法(CVD)金剛石刀具硬車削GCr15軸承鋼后的表面殘余應(yīng)力分布規(guī)律,發(fā)現(xiàn)加工表面殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力,最大殘余應(yīng)力幅值主要出現(xiàn)在表面層下5～10 μm處。ANKENER等[16]進(jìn)行了不同冷卻條件下硬車削AISI 52100的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明低溫CO2射流有效增大了工件軸向殘余壓應(yīng)力。URRESTI等[17]建立了低溫CO2射流輔助硬車削AISI 52100的刀具磨損模型并開展了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明低溫CO2射流冷卻下的平均刀具壽命延長了約20%,原因是低溫CO2使得后刀面溫度明顯降低,抑制了熱累積導(dǎo)致的磨損。

上述研究表明,在高速硬車削過程中輔以高壓低溫射流,通過精準(zhǔn)冷卻潤滑、促進(jìn)排屑斷屑等優(yōu)勢(shì),能夠有效改善高速車削時(shí)存在的連續(xù)切屑纏繞、刀具失效快以及已加工表面質(zhì)量差等問題。然而,有關(guān)高壓低溫射流下PCBN刀具硬車削GCr15軸承鋼的研究報(bào)道仍相對(duì)較少,因此,本文以高壓低溫CO2射流為冷卻介質(zhì),進(jìn)行了PCBN刀具高速硬車削GCr15軸承鋼試驗(yàn)研究,并與高壓乳化液冷卻和高速干切削進(jìn)行對(duì)比,分析了切削參數(shù)與冷卻條件對(duì)切削力、切削溫度、刀具切削性能、斷屑性以及已加工表面質(zhì)量的影響,探討了高壓低溫CO2射流在輔助PCBN刀具高速硬車削GCr15軸承鋼時(shí)的可行性與實(shí)用性。

1 試驗(yàn)條件和試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)條件

本試驗(yàn)使用EMAG VL2立式數(shù)控車床與MANDO T211膨脹芯軸夾具。工件為圓柱滾子軸承內(nèi)圈,材料為GCr15軸承鋼,內(nèi)外圓直徑依次為55 mm、66 mm,壁厚為5.5 mm,環(huán)寬為21 mm,表面硬度約為60HRC。刀柄使用DDJCR2525X11-P內(nèi)冷刀柄,包含兩個(gè)直徑為1.2 mm的前刀面冷卻噴孔,一個(gè)直徑為1.5 mm的后刀面冷卻噴孔。刀具使用PCBN刀片,幾何參數(shù)如下:前角γ0=0°,后角α0=7°,刃傾角λs=-6°,主偏角κr=95°,副偏角κ′r=5°,刀尖圓弧半徑rε=1.2 mm、0.8 mm,研磨鈍化半徑rn=0.01 mm。此外,選用負(fù)倒棱角度γn=10°,倒棱寬度bn=0.2 mm和修光刃寬度D=0.8 mm,目的是增大刀具的刃口強(qiáng)度[18-19]。

試驗(yàn)所使用的高壓射流介質(zhì)分別為液態(tài)CO2和乳化液。高壓乳化液由機(jī)床供給,高壓低溫CO2射流冷卻裝置由4個(gè)裝有液態(tài)CO2的鋼瓶并聯(lián)組成,通過減壓閥與微量調(diào)節(jié)閥精確控制管路輸送壓力,較好地解決了單瓶持續(xù)輸送時(shí)流量不足的問題,當(dāng)入口壓力為3 MPa時(shí),液態(tài)CO2的質(zhì)量流量約為1500 g/min,實(shí)現(xiàn)了高壓低溫CO2射流的穩(wěn)流穩(wěn)壓控制,整體試驗(yàn)布局如圖1所示。

圖1 高壓低溫CO2射流輔助切削及布局示意圖Fig.1 Schematic diagram of high-pressure cryogenic CO2 jet assisted cutting and layout

通過人工熱電偶法測(cè)量切削溫度,預(yù)先在PCBN刀具靠近刀尖處打微孔以放置熱電偶,從而獲得最接近切削區(qū)域溫度的測(cè)量數(shù)據(jù)作為參考,使用的K型熱電偶型號(hào)為XS-K-20-IB。切削力使用Kistler 9257B多分量測(cè)力儀測(cè)量,測(cè)力儀臺(tái)面上覆有隔熱保護(hù)層,以減小測(cè)力儀受低溫影響帶來的測(cè)量誤差。每次切削一定長度后取下刀片,使用高清工業(yè)CCD相機(jī)對(duì)后刀面磨損情況進(jìn)行測(cè)量。表面殘余應(yīng)力使用μ-X360 X射線分析儀測(cè)量,檢測(cè)采用的測(cè)試靶材料為Cr,采用Phi方式進(jìn)行,在軸承套圈的環(huán)寬中點(diǎn)沿切向每隔60°選取檢測(cè)點(diǎn),并分別對(duì)軸承套圈的軸向(進(jìn)給方向)和周向(切削速度方向)的殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測(cè),取測(cè)量平均值。工件表面粗糙度和表面形貌通過將加工完成的軸承套圈切割成尺寸約為14 mm×21 mm的塊狀后,采用S neox Sensofar 3D光學(xué)輪廓儀進(jìn)行測(cè)量。表層顯微硬度同樣使用上述切割后的樣塊,并通過HXS-1000AK硬度儀進(jìn)行測(cè)量。

1.2 試驗(yàn)方案

PCBN刀具高速硬車削GCr15軸承鋼的試驗(yàn)參數(shù)如表1所示,取切削深度ap=0.1 mm。其中,根據(jù)前期刀/工組配初選試驗(yàn),選擇了兩種刀尖圓弧半徑,分別與切削速度和進(jìn)給量相匹配,以保證不同切削參數(shù)范圍時(shí)的斷屑性。在此基礎(chǔ)上,分別在高壓低溫CO2射流和高壓乳化液射流下,使用表1中的試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行加工試驗(yàn),并與干切削(常溫20 ℃)下的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

表1 試驗(yàn)參數(shù)表Tab.1 Experimental parameters

此外,本試驗(yàn)選擇在切削長度約500 m后再向切削區(qū)域供高壓射流。這是由于在新PCBN刀具的初期磨損階段,切削力和切削溫度迅速上升,而如果此時(shí)刀具處于高壓射流的沖擊下,會(huì)使得切削溫度迅速降低,刀具溫度上升下降過于頻繁和劇烈,導(dǎo)致新刀具在磨損初期就容易發(fā)生崩刃而失效。

2 刀具切削性能分析

2.1 切削力和切削溫度分析

圖2所示為四組切削參數(shù)下測(cè)得的三向切削力。由圖2a和圖2b可知,在使用高壓低溫CO2射流后,主切削力和進(jìn)給抗力均有不同程度的增大,相比于干切削時(shí)最大值分別增大了34.7%和43.1%,這是因?yàn)楫?dāng)高壓低溫CO2射流施加到切削區(qū)域后,低溫介質(zhì)相變吸熱帶來的低溫硬化效應(yīng)使工件硬度提高,當(dāng)切削速度較高時(shí),還會(huì)抑制切削溫度升高帶來的工件熱軟化效應(yīng),導(dǎo)致切削刃切入工件材料的阻力增大。在使用高壓乳化液射流后,切削速度vc=120,200 m/min時(shí)的切削力相比于干切削時(shí)明顯降低,且降低幅度大于vc=360,480 m/min時(shí)切削力的降低幅度。這主要是因?yàn)楫?dāng)切削速度相對(duì)較低時(shí),高壓乳化液射流更容易滲透到刀具-工件之間,帶來的高效潤滑作用可以更有效地降低刀具-工件之間的摩擦因數(shù),減緩刀具磨損[20],進(jìn)而有效降低切削力。由圖2c可知,高壓低溫CO2射流對(duì)切深抗力的影響很小,不會(huì)導(dǎo)致切深抗力明顯增大。

(a)主切削力

圖2 冷卻條件對(duì)切削力的影響Fig.2 Influence of cooling conditions on cutting force

此外,射流壓力對(duì)高速硬車削GCr15軸承套圈時(shí)切削力的影響程度相對(duì)較小,僅當(dāng)vc=120 m/min時(shí),相比于3 MPa低溫CO2射流,5 MPa低溫CO2射流下的切削力明顯降低,這是由于切削速度較低時(shí),高壓低溫CO2介質(zhì)更容易滲透進(jìn)入切削區(qū)域,產(chǎn)生較強(qiáng)的冷卻潤滑效果[21],從而降低刀具-工件間的摩擦因數(shù)。

高速硬車削過程中切削區(qū)域的溫度對(duì)工件表面質(zhì)量和刀具磨損的影響巨大,本試驗(yàn)取每次切削過程中記錄的最高溫度作為切削溫度測(cè)量結(jié)果,得到四組切削參數(shù)下的切削溫度如圖3所示,由該圖可知干切削時(shí)的切削溫度最高。使用高壓低溫CO2射流輔助切削時(shí),得到的最高切削溫度在四組切削參數(shù)下均低于使用高壓乳化液射流時(shí)的測(cè)量結(jié)果,相比于干切削,切削溫度降低幅度為10.5%～26.1%,這是因?yàn)楦邏旱蜏谻O2介質(zhì)噴出后可以迅速相變吸熱并強(qiáng)化對(duì)流換熱[22],有效抑制了切削區(qū)域的溫升。

此外,增大射流壓力也有助于降低高速硬車削過程中的切削溫度,這是因?yàn)樵诟咚偾邢鲿r(shí),壓力更高的射流介質(zhì)更容易滲透到切削區(qū)域以發(fā)揮冷卻作用,并且增大射流壓力后有效減小了切屑卷曲半徑,更有助于斷屑,從而減少了由于切屑堆積而導(dǎo)致的熱累積。

2.2 刀具壽命分析

后刀面磨損量與切削力、切削溫度以及已加工表面質(zhì)量息息相關(guān),也直接決定了刀具的使用壽命,PCBN刀具切削黑色金屬一般取后刀面最大磨損量VBmax作為磨鈍標(biāo)準(zhǔn)。圖4所示為vc=200 m/min時(shí)干切削試驗(yàn)中刀具后刀面的磨損形貌變化,其中切削長度1480 m到3340 m為穩(wěn)定磨損階段,而當(dāng)VBmax接近0.2 mm時(shí),切削長度僅增大170 m,刀具后刀面磨損量就增加了0.025 mm,接近失效狀態(tài),因此,本研究選擇后刀面磨損量VBmax=0.2 mm作為PCBN刀具硬車削GCr15軸承套圈時(shí)的磨鈍標(biāo)準(zhǔn)。

圖4 刀具后刀面磨損形貌變化Fig.4 Changes of wear morphology for tool flank surface

圖5為四組切削參數(shù)下使用不同冷卻條件后得到的刀具磨損變化曲線。由圖5a和圖5b可知,當(dāng)vc=120,200 m/min時(shí)使用不同高壓射流后,均緩解了后刀面磨損程度,并且分別在使用5 MPa乳化液和5 MPa低溫CO2射流后達(dá)到最大切削長度5000 m和4600 m,相比于干切削時(shí)分別增大了17.5%和14.6%。相比于高壓乳化液射流,高壓低溫CO2射流對(duì)刀具磨損的抑制效果更好,且增大射流壓力進(jìn)一步增強(qiáng)了對(duì)后刀面磨損的抑制效果,這是因?yàn)樵龃髩毫κ沟蒙淞鳑_擊力更強(qiáng),促進(jìn)了CO2介質(zhì)更好地滲透進(jìn)切削區(qū)域,實(shí)現(xiàn)了高效的冷卻作用和部分的潤滑作用,降低了刀具受到的機(jī)械荷載及熱載荷。但當(dāng)vc=120 m/min時(shí),使用兩種高壓低溫CO2射流后,雖然對(duì)后刀面磨損的抑制效果優(yōu)于其他冷卻條件,但卻均在刀具達(dá)到磨鈍標(biāo)準(zhǔn)之前便發(fā)生了刀具局部崩碎,導(dǎo)致其刀具壽命雖然長于干切削時(shí),但難以穩(wěn)定切削至磨鈍后失效。

(a)vc=120 m/min,f=0.05 mm/r,ap=0.1 mm

vc=360 m/min時(shí)的刀具磨損變化曲線見圖5c,干切削時(shí)刀具到達(dá)磨鈍失效的切削長度約2000 m。在切削長度約1100 m后,5 MPa乳化液射流與兩種高壓低溫CO2射流均起到了較好的刀具磨損抑制作用,但在這三種高壓射流輔助下的PCBN刀具均在未達(dá)磨鈍標(biāo)準(zhǔn)之前便產(chǎn)生了崩刃并失效,其中刀具磨損抑制效果最好的是5 MPa低溫CO2射流,總切削長度達(dá)到了約2500 m,其刀具壽命相比于干切削時(shí)延長了約25%。圖5d為vc=480 m/min時(shí)的刀具磨損變化曲線,干切削至切削長度約1750 m時(shí)PCBN刀具便破損失效。相比于干切削和高壓乳化液射流,使用高壓低溫CO2射流雖然在穩(wěn)定磨損階段有效減緩了后刀面磨損,但由于高切削速度下較高的切削溫度和高壓低溫CO2射流沖擊后帶來的驟冷交替作用,導(dǎo)致刀具在切削長度約1600 m后就崩刃失效,其實(shí)際刀具壽命甚至短于干切削時(shí)刀具壽命。相比之下,高壓乳化液射流對(duì)刀具磨損的抑制效果雖然不如高壓低溫CO2射流,但卻能更加穩(wěn)定地延長刀具壽命,在使用3 MPa乳化液射流后,切削長度達(dá)到了約1900 m,刀具壽命相比于干切削時(shí)延長了9.5%。

綜上所述,高壓低溫CO2射流在中等切削速度下可以有效抑制PCBN刀具磨損,且效果優(yōu)于高壓乳化液射流和干切削時(shí)的效果。但隨著切削速度增大至vc=360,480 m/min時(shí),高壓低溫CO2的低溫冷卻作用促使PCBN刀具在劇烈磨損階段承受的熱載荷更加不均勻,切削刃在切削力沖擊、切削熱量不斷產(chǎn)生與低溫射流持續(xù)沖擊的惡劣工況下強(qiáng)度迅速降低,因此更容易產(chǎn)生崩刃失效,導(dǎo)致雖然其使用壽命仍長于干切削時(shí)的使用壽命,但難以穩(wěn)定切削至磨鈍后失效。

2.3 刀具磨損分析

高速硬車削軸承鋼時(shí)PCBN刀具的主要磨損類型包括后刀面磨損、微崩刃和月牙洼磨損。后刀面磨損也是高壓射流輔助切削時(shí)刀具的主要磨損形式,如圖6a所示,從切削刃頂部沿著切削速度方向出現(xiàn)的均勻梳狀紋理,這是由工件與刀具之間不斷摩擦,并且后刀面的黏結(jié)劑被不斷劃開,CBN顆粒在高負(fù)載下脫落而形成硬質(zhì)顆粒參與并劃傷刀具表面所導(dǎo)致的。由圖5可知,在相同切削參數(shù)下,高壓低溫CO2射流冷卻下的刀具后刀面磨損量更少,這是因?yàn)楦邏旱蜏谻O2介質(zhì)穩(wěn)定的持續(xù)換熱能力降低了高速切削時(shí)的切削溫度,有效保證了高速切削過程中的刀具強(qiáng)度,并延緩了后刀面磨損的速率[23]。

(a)后刀面磨損 (b)微崩刃 (c)月牙洼磨損圖6 PCBN刀具主要磨損形貌Fig.6 Main wear morphology of the PCBN tools

圖6b所示為刀具微崩刃后的形貌,產(chǎn)生原因?yàn)?當(dāng)?shù)毒咛幱诔跗谀p階段(后刀面沒有明顯磨損)時(shí),新刀具較為鋒利,硬度高但韌性較差,短時(shí)間內(nèi)受到高切削力和高切削溫度的沖擊后產(chǎn)生了部分崩碎;其次,在刃口本身存在微觀缺陷的地方,切削過程中容易產(chǎn)生應(yīng)力集中,也會(huì)造成刀具微崩刃。圖6c所示為前刀面月牙洼磨損形貌,產(chǎn)生原因?yàn)?切屑連續(xù)堆積后,積累了切削過程中的較多熱量,在流經(jīng)前刀面時(shí)與前刀面相互作用,劃擦帶走了刀具材料,最終在靠近刃口處形成月牙洼形貌。隨著月牙洼磨損的擴(kuò)大,容易誘發(fā)刃口斷裂和破損失效,對(duì)刀具壽命造成嚴(yán)重的影響。

如圖7所示,干切削時(shí)PCBN刀具前刀面產(chǎn)生了嚴(yán)重的相變磨損。這主要是由于高速硬車削GCr15軸承套圈的過程中,切削溫度極高,導(dǎo)致PCBN刀具中的部分立方氮化硼(CBN)單晶會(huì)轉(zhuǎn)化為低密度的同素異形體--六方氮化硼(HBN),從而降低了前刀面材料硬度,更容易在摩擦中被切屑帶走,然后表現(xiàn)為出現(xiàn)許多細(xì)小且凹凸不平的坑洼[24],使刀具的切削性能嚴(yán)重下降。在使用3 MPa低溫CO2射流輔助切削后,可以明顯看出,低溫CO2射流顯著抑制了前刀面產(chǎn)生的相變磨損。這是因?yàn)榈蜏谻O2射流以其高效的低溫冷卻性能對(duì)切削區(qū)域進(jìn)行了強(qiáng)制熱交換,有效抑制了前刀面CBN晶粒的逆轉(zhuǎn)化速率,使得PCBN刀具在切削至月牙洼磨損寬度與干切削下的月牙洼磨損寬度一致時(shí),相變磨損程度明顯下降。

圖7 干切削與低溫CO2輔助切削后的前刀面磨損Fig.7 Rake face wear after dry cutting and cryogenic CO2 assist cutting

圖8為vc=480 m/min時(shí)干切削和3 MPa乳化液射流輔助切削后的刀具磨損電鏡圖及EDS能譜分析圖,可以看出,在使用高壓乳化液后,前刀面CBN材料脫落量及磨損程度明顯減小。挑選磨損最為明顯的區(qū)域B進(jìn)行能譜分析發(fā)現(xiàn),Fe元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯減小,從干切削后的53.93%減小為22.50%,Cr元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)極低,Ti、N元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高,這表明在刀具磨損最嚴(yán)重的區(qū)域,CBN材料及TiN黏結(jié)劑仍未完全脫落。以上現(xiàn)象說明高壓乳化液射流抑制了擴(kuò)散磨損速率,從而減緩了前刀面磨損。

圖8 月牙洼磨損中區(qū)域A和B的元素含量Fig.8 Element content in area A and B in crescent wear

區(qū)域A和B中O元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為33.65%和45.73%,說明發(fā)生了氧化磨損。由于機(jī)械磨損占據(jù)主要地位,此時(shí)PCBN刀具切削性能不高并處于亞穩(wěn)定狀態(tài),并且此時(shí)切削速度較高,加工時(shí)間短,刀具工件相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度快,高壓乳化液難以有效滲入切削區(qū)域。所以相比于對(duì)擴(kuò)散磨損的顯著抑制作用,使用高壓乳化液射流對(duì)氧化反應(yīng)的抑制效果并不理想。

CBN顆粒具有極好的化學(xué)惰性,而PCBN刀具中TiN黏結(jié)劑會(huì)降低刀具的化學(xué)惰性。GCr15軸承套圈中Fe元素較多,在高速車削過程中切削力大、切削溫度極高,會(huì)導(dǎo)致工件材料軟化并在前刀面上粘黏,黏結(jié)磨損形貌如圖9所示。

圖9 前刀面黏結(jié)磨損形貌Fig.9 Adhesion wear morphology of rake face

2.4 斷屑性分析

在高速硬車削GCr15軸承套圈過程中,切屑容易纏繞并堆積在加工區(qū)域,而排屑不及時(shí)會(huì)使切削區(qū)域散熱困難,切削溫度升高,導(dǎo)致工件表面更容易產(chǎn)生熱損傷,嚴(yán)重縮短刀具壽命和降低已加工表面質(zhì)量。如圖10所示,通過試驗(yàn)觀察發(fā)現(xiàn),當(dāng)vc=360 m/min時(shí),切屑纏繞工況最惡劣,切屑不斷纏繞,嚴(yán)重影響了切削過程。圖11所示為在四組切削參數(shù)下干切削后收集到的切屑形貌,由圖11c可見,當(dāng)vc=360 m/min時(shí),切屑平均長度最大,斷屑性最差,因此,選擇性收集了該切削參數(shù)下使用高壓低溫CO2射流后的切屑,并分析了高壓低溫CO2射流對(duì)高速硬車削時(shí)斷屑性的影響。

圖10 干切削時(shí)的切屑纏繞工況Fig.10 Chip winding condition in dry cutting

(a)vc=120 m/min,f=0.05 mm/r,ap=0.1 mm(b)vc=200 m/min,f=0.05 mm/r,ap=0.1 mm

圖12所示為vc=360 m/min、f=0.05 mm/r、ap=0.1 mm時(shí),分別使用3 MPa和5 MPa低溫CO2射流輔助切削后收集的切屑形貌,可見切屑平均長度顯著減小。在使用3 MPa低溫CO2射流后,能使易纏繞的長螺旋切屑被沖斷,當(dāng)射流壓力提高至5 MPa后,斷屑效果進(jìn)一步增強(qiáng)。這是因?yàn)榈蜏谻O2可以更快地使切屑降溫,產(chǎn)生冷脆效應(yīng),韌性和塑性均明顯降低,且切屑在CO2射流的高壓沖擊下均承受了額外的彎矩,使之承受的應(yīng)變?cè)龃骩10],切屑折斷難度顯著降低。

3 已加工表面質(zhì)量分析

3.1 工件表面粗糙度分析

圖13所示為在四組切削參數(shù)下,使用不同冷卻條件后測(cè)得的工件表面粗糙度值Sa,發(fā)現(xiàn)切削速度增大后,不同冷卻條件下的工件表面粗糙度先減小后增大。當(dāng)vc=120 m/min時(shí),相比于干切削,使用3 MPa和5 MPa乳化液射流分別使工件表面粗糙度降低7%和18.1%。但當(dāng)切削速度vc=360,480 m/min時(shí),高壓乳化液射流對(duì)工件表面粗糙度的影響明顯減小,而使用高壓低溫CO2射流后則顯著降低了工件表面粗糙度。此外,增大低溫CO2的射流壓力會(huì)導(dǎo)致工件表面粗糙度有所增大,這一結(jié)論與文獻(xiàn)[14]中使用PCD刀具低溫硬車削GCr15軸承套圈后的結(jié)論一致,這主要是因?yàn)樵龃蟮蜏谻O2的射流壓力更容易使軸承套圈表面變得冷硬,進(jìn)一步抑制了高切削速度下材料的熱軟化,提高了切削難度[25]。

圖13 不同冷卻條件對(duì)工件表面粗糙度值Sa的影響與部分表面形貌Fig.13 Influence of different cooling conditions on the surface roughness Sa of workpiece and some surface topography

當(dāng)vc=120 m/min時(shí),使用高壓乳化液射流可使工件表面粗糙度降低,如使用5 MPa乳化液射流得到了最低的工件表面粗糙度值0.221 μm。這是因?yàn)樵谳^低的切削速度下,高壓乳化液高效發(fā)揮了減摩潤滑性,使硬車削過程中的切削力波動(dòng)減小,且射流的沖擊性規(guī)避了切屑對(duì)工件已加工表面的劃傷。當(dāng)vc=200 m/min時(shí),發(fā)現(xiàn)工件表面粗糙度受冷卻條件的影響不顯著,結(jié)合前文在該切削速度下的刀具磨損情況和切屑形貌分析,主要原因是刀具磨損狀態(tài)不嚴(yán)重,且不易發(fā)生刀具崩刃失效,切屑也沒有產(chǎn)生嚴(yán)重纏繞,因此整體加工工況較適合PCBN刀具干切削GCr15軸承鋼的過程,施加高壓射流并不能更加有效地改善工件表面質(zhì)量。

當(dāng)vc=360 m/min時(shí),使用3 MPa低溫CO2射流得到了最低的工件表面粗糙度值0.159 μm,且相比于干切削時(shí)降低幅度為27.7%,vc=480 m/min時(shí),使用高壓低溫CO2射流后的工件表面粗糙度相比干切削和高壓乳化液射流時(shí)顯著降低,在3 MPa低溫CO2射流后的工件表面粗糙度值為0.171 μm,相比于干切削時(shí)降低了28.1%,效果遠(yuǎn)優(yōu)于使用高壓乳化液射流。這主要是因?yàn)殡S著切削速度和進(jìn)給量的增大,高壓乳化液射流已經(jīng)很難有效滲入切削區(qū)域,發(fā)揮的潤滑效果減弱,無法再有效抑制刀具的磨損過程,并且當(dāng)切削速度較高時(shí),高壓乳化液射流的冷卻降溫作用也不足以進(jìn)一步抑制切削溫度的上升。而高壓低溫CO2射流顯著降低了刀具和工件接觸區(qū)域的整體溫度,通過相變吸熱降溫和持續(xù)換熱作用有效緩解了切削區(qū)域熱量累積造成的負(fù)面影響,抑制了刀具的后刀面磨損,有效保持了刀具強(qiáng)度和刃口鋒利度,實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)定的切削過程,進(jìn)而顯著降低了工件表面粗糙度。因此,在較高的切削參數(shù)值下,相比于高壓乳化液射流,使用高壓低溫CO2射流輔助切削可以更加有效地降低工件表面粗糙度,提高工件已加工表面質(zhì)量。

3.2 工件表層顯微硬度分析

圖14所示為各切削參數(shù)下的工件表層顯微硬度值,由該圖可知,使用5 MPa乳化液射流和高壓低溫CO2射流均有效增大了工件表層顯微硬度,提升幅值最大分別為59HV、77HV、76HV、74HV,相比于干切削時(shí)分別提高7.4%、9.8%、9.9%、9.6%。工件表層顯微硬度增大的主要原因是高壓低溫CO2介質(zhì)和5 MPa乳化液的冷卻作用都能使工件表面溫度和切削溫度降低,因此有效抑制了高速切削時(shí)工件材料的熱軟化效應(yīng),使材料表面由刀具擠壓引起的塑性變形強(qiáng)化作用更加明顯。高壓低溫CO2射流可以更有效地提高工件表層顯微硬度,是因?yàn)楫?dāng)高壓低溫CO2的冷卻作用使工件材料溫度保持在再結(jié)晶溫度以下時(shí),表層晶粒尺寸更小,金屬晶體內(nèi)位錯(cuò)滑移更難,使得工件表層顯微硬度增大[26]。此外,當(dāng)增大射流壓力后,工件表層顯微硬度隨之增大,這是因?yàn)楦邏毫Φ纳淞鲗⒏咚俚睦鋮s介質(zhì)噴射至切削區(qū)域,顯著提高了強(qiáng)制對(duì)流傳熱系數(shù),增大了有效換熱面積,進(jìn)一步降低了工件表面溫度和切削溫度。

圖14 冷卻條件對(duì)顯微硬度的影響Fig.14 Influence of cooling conditions on microhardness

3.3 加工表面殘余應(yīng)力分析

圖15所示為四組切削參數(shù)下得到的GCr15軸承套圈表面殘余應(yīng)力,可見在所有試驗(yàn)條件下測(cè)得的殘余應(yīng)力均為殘余壓應(yīng)力,大小在-608～-48 MPa之間。由圖15a可知,當(dāng)切削速度增大后,工件周向殘余壓應(yīng)力呈快速向拉應(yīng)力方向轉(zhuǎn)變的趨勢(shì)。這是因?yàn)楫?dāng)切削速度較高時(shí),刀具后刀面和已加工表面間的擠壓減弱,減小了機(jī)械力對(duì)材料產(chǎn)生的壓應(yīng)力,使得熱塑性變形對(duì)材料產(chǎn)生的拉應(yīng)力增大。使用高壓低溫CO2射流對(duì)工件周向殘余應(yīng)力的改善效果較為明顯,在所有試驗(yàn)參數(shù)下,高壓低溫CO2射流均使工件周向殘余壓應(yīng)力增大。vc=360,480 m/min時(shí)使用5 MPa低溫CO2射流輔助切削后對(duì)工件周向殘余壓應(yīng)力的增大效果較為明顯,相比于干切削時(shí)分別增大了171 MPa、135 MPa。

(a)工件周向表面殘余應(yīng)力

由圖15b可知,干切削后工件軸向殘余壓應(yīng)力值波動(dòng)較小。當(dāng)vc=360,480 m/min時(shí),使用高壓乳化液射流反而使得軸向壓應(yīng)力向拉應(yīng)力方向轉(zhuǎn)變,這可能是因?yàn)樵摴r下機(jī)械應(yīng)力的降低導(dǎo)致塑性變形減小,而由于切削速度增大,導(dǎo)致短時(shí)間內(nèi)切削熱迅速累積,乳化液的冷卻效果難以抑制熱應(yīng)力所產(chǎn)生的塑性變形,最終使得軸向壓應(yīng)力減小。同樣切削參數(shù)下高壓低溫CO2的冷卻作用使得周向殘余壓應(yīng)力增大,進(jìn)一步說明在較高的切削速度下,消除熱塑性變形產(chǎn)生的熱應(yīng)力可以有效提高工件的軸向殘余壓應(yīng)力。

4 結(jié)論

(1)進(jìn)行了四組切削參數(shù)下應(yīng)用高壓低溫CO2射流和高壓乳化液射流輔助PCBN刀具切削高速硬車削GCr15軸承套圈試驗(yàn)研究,并與干切削進(jìn)行對(duì)比。發(fā)現(xiàn)使用高壓低溫CO2射流后,低溫介質(zhì)使工件硬化,導(dǎo)致切削力有所增大。使用低溫CO2射流后的切削溫度均更低,相比于干切削最多降低了26.1%。增大射流壓力有效降低了切削速度vc=360,480 m/min時(shí)的切削溫度。

(2)PCBN刀具高速硬車削GCr15軸承套圈中刀具磨損類型主要有后刀面磨損、月牙洼磨損和微崩刃。使用高壓射流后均起到了抑制后刀面磨損的效果,但相比于高壓乳化液,使用低溫CO2射流更加有效延緩了后刀面磨損,相比于干切削最多延長刀具壽命28.3%,且增大射流壓力也有助于延緩后刀面磨損。此外,發(fā)現(xiàn)使用低溫CO2射流后的刀具更容易在切削至劇烈磨損階段時(shí)產(chǎn)生崩刃失效。

(3)vc=360 m/min時(shí),干切削下的切屑平均長度最大,斷屑性最差,切屑纏繞情況嚴(yán)重,使用高壓低溫CO2射流后,切屑應(yīng)變?cè)龃?溫度迅速降低并且變得冷脆,受到射流沖擊后折斷難度顯著降低,有效地提升了斷屑性,改善了切屑纏繞工況。

(4)當(dāng)vc=360,480m/min時(shí),使用高壓乳化液射流對(duì)工件表面粗糙度的影響明顯變小,而使用高壓低溫CO2射流顯著降低了工件表面粗糙度,最大降幅為28.1%,但增大射流壓力并不利于改善工件表面粗糙度。切削速度較高時(shí),相比于高壓乳化液射流,高壓低溫CO2射流能更加有效地增大工件表層顯微硬度和周向殘余壓應(yīng)力,表層顯微硬度最大提高了76HV,殘余壓應(yīng)力最大提高了171 MPa,在改善高速硬車削后的GCr15軸承套圈加工表面質(zhì)量中表現(xiàn)出明顯的優(yōu)勢(shì)。

(5)應(yīng)用高壓低溫CO2射流輔助PCBN刀具切削高速硬車削GCr15軸承套圈后,當(dāng)工藝參數(shù)為切削速度vc=360 m/min、進(jìn)給量f=0.1 mm/r,切削深度ap=0.1 mm、低溫CO2入口壓力為5 MPa時(shí),可以有效延長刀具壽命并提高已加工表面質(zhì)量。