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摘要：随着五轴联动机床越来越多的应用于复杂几何形状工件的加工，其对控制器的要求也不断提高。海德汉 iTNC 530控制器将高性能、高适应性和简便的操作完美结合在一起，本文从工艺、适应性、附加的安全系数3个方面对iTNC 530控制器进行了详细的介绍。


同样的NC程序，当采用不同的运动路径计算方法时，所耗用的加工时间差别巨大。左图中短加工时间、高表面质量的工件是采用带HSC-过泸器的海德汉iTNC 530加工的。


用于检查编程结果的轨迹图像是基于NC程序数据生成的。

控制器：五轴加工技术为复杂几何形状工件的加工提供了新的可能性。多个进给轴的“芭蕾舞剧”对机床的控制器提出了更高的要求。海德汉的 iTNC 530 控制器将高性能、高适应性和简便的操作完美结合在一起。
五轴联动铣削技术可以用于高表面光洁度的复杂自由曲面的加工。采用这项技术可以减少工件装夹的次数和所需刀具的数量。用于高质量工件加工的五轴联动机床对控制器有很高的要求。
随着同时工作进给轴数量的增加，可能的干扰因素之和也在增加。控制器必须将对轮廓精度和表面质量的要求转化为五个进给轴的运动轨迹，而且还要同时将所需的加工时间缩减到最短。

易于掌握的工艺

对机床操作人员而言，五轴加工工艺必须仍然是易于掌握的。五轴机床控制器必须要能够为NC程序的编辑和检查提供支持功能、对机床运动中可能的碰撞进行监控。
五 轴加工对运动控制提出了特别的要求。在依据NC数控程序数据段生成进给轴理论位置值时需要特别注意床身的震动特性。为了可以在最佳表面质量和最短加工时间 之间按需分级调整机床的加工策略，海德汉的iTNC530控制器提供多种针对各种级别铣削类机床特性的过滤器类型。
HSC(High Speed Cutting)-过滤器是专门为高效率进给开发的。除此之外，iTNC530还提供通过采用32号NC循环进一步提高粗加工效率的可能性。
通过采用光栅尺可以优化工件的质量和生产率。优秀的系统精度、热稳定性、高进给速度、高抗污染能力和与控制器匹配的灵活性使得海德汉光栅尺可以适用于所有的应用。

高适应性

五 轴加工运动轨迹复杂程度的增加对机床操作人员也提出了更高的要求。高效完成加工任务的前提是编程的高灵活性。复杂工件的腔、孔类几何特徵通常是后加入数控 程序的。为实现机床旁的直接编程，必须有面向车间的加工循环。这些加工循环适用于加工典型的几何特徵，而且支持倾斜加工面编程。控制器内置的有图形支持的 对话式编程语言简化了加工循环的参数设定。
除了扩展的辅助编程功能外，操作人员还需要能够通过图形显示对编程结果进行校验。为了减轻校验工作的负担，海德汉 iTNC530 控制器采用基于数控程序段数据的轨迹图像来再现加工工件的表面。为了能够区分单独的程序段，轨迹图像可以按程序段分段显示。
采 用五轴运动来进行铣削加工时，机床部件间发生碰撞的几率也增加了。为了将碰撞的风险降到最低，并同时保证最大限度地有效利用加工空间，控制器应当能够动态 地、实时地识别并避免碰撞。iTNC 530控制器的动态碰撞监控(DCM，Dynamic Collision Monitoring)能够实时地检查机床部件和正在使用的刀具间可能发生的碰撞。这样可以保证程序或刀具变更时的灵活性。

附加的安全系数

尤其对加工时间较长的大型工件而言，机床设备运转的非计划中断会造成极大的损失。例如，由于停电或急停事件而引起的主轴、伺服电机停转会造成工件和机床设备的损坏。
作 为保护工件和机床设备的附加安全措施，海德汉提供“安全脱离功能”(Lift-Off)：当供电电源突然中断时，“安全脱离功能”可以控制进给轴移动一定 的路径，使刀具安全地脱离工件表面。脱离工件的距离可以通过参数设定。移动所需的能量取自于控制器内部环路的残余能量和主轴电机的惯性旋转。

趋势：微米级精度 复杂的任务

采 用五轴机床用尽可能短的时间加工出高质量的工件对控制器提出了特别高的要求。海德汉iTNC530控制器在计算运动路径和控制进给轴运动时都采用了与机床 机械和电气性能相适应的方法。随着五轴加工复杂程度的上升，对机床操作人员的要求也越来越高。iTNC530控制器有多种多样的功能支持程序的生成和检 查。
动态碰撞监控的一个附加功能是可以随时改变机床部件的尺寸、位置和指向。这样，碰撞监控在托盘系统和换刀机构的状态发生变化时也可作相应调整，以达到持续最大限度利用机床工作区的目的。

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自20 世纪70年代以来，高速钢刀具的市场份额逐渐被硬质合金刀具所蚕食。但近年来，随着粉末冶金高速钢(P/M HSS)刀具切削性能的提高，高速钢刀具的市场占有率又有所回升。与普通高速钢刀具相比，粉末冶金高速钢刀具硬度更高、韧性更好、更耐磨损，因此在某些应 用领域(如高冲击性、大切除量的加工场合)，粉末冶金高速钢刀具有逐渐取代脆性较大、在切削冲击下易发生碎裂的整体硬质合金刀具的趋势。
粉末冶金高速钢制造工艺于20世纪60年代后期在瑞典开发成功，并于70年代初期进入市场。该工艺可在高速钢中加入较多合金元素而不会损害材料的强韧性或易磨性，从而可制成具有高硬度、高耐磨性、可吸收切削冲击、适合高切除率加工和断续切削加工的刀具。
高 速钢刀具材料主要由两种基本成分构成：一种是金属碳化物(碳化钨、碳化钼或碳化钒)，它赋予刀具较好的耐磨性；二是分布在周围的钢基体，它使刀具具有较好 的韧性和吸收冲击、防止碎裂的能力。制备普通高速钢时，是将熔化的钢水从钢水包中注入铸模，使其缓慢冷却凝固。此时，金属碳化物从溶液中析出，并形成较大 的团块。高速钢中添加的合金含量越多，碳化物团块就越大。达到某一临界点时，可形成尺寸极大的碳化物团块(直径可达40µm)。出现大的碳化物团块的临界 点根据钢锭的尺寸以及其它因素而略有不同，但一般是在碳化钒含量达到约4%时发生。通过对钢锭进行锻造、轧制等后续加工，可以粉碎其中一部分碳化物团块， 但不可能将其完全消除。虽然增加钢材中金属碳化物颗粒的数量可以改善材料的耐磨性，但随着合金含量的增加，碳化物的尺寸及团块数量也会随之增加，这对于钢 材的韧性会产生极其不利的影响，因为大的碳化物团快可能成为产生裂纹的起始点。
粉末冶金高速钢的制备工艺与普通高速钢的制备工艺不 同，熔化的钢水不是直接注入铸模，而是通过一个小喷嘴将其吹入氮气流中进行雾化，喷出的雾状钢水迅速冷却为细小的钢粒(直径小于1µm)。由于钢水溶液中 的碳化物在快速冷却过程中来不及沉淀和形成团快，因此获得的钢粒中碳化物颗粒细小且分布均匀。将这些钢粉过筛后置入一个钢桶中，并将钢粉中间的空气抽净形 成真空状态，然后在高温、高压下将钢桶中的钢粉压制成型，即可得到致密度为100%的粉末冶金高速钢毛坯。这一制备工艺被称为热等静压 (hotisostaticpressing,HIPing)成型。然后可对毛坯进行锻造、轧制等后续加工。
利用热等静压成型工艺制备的粉末冶金高速钢中的碳化物颗粒非常细小，而且不管其合金含量为多少，这些碳化物颗粒都可均匀分布于整个高速钢基体中。
虽 然不同的生产商制备粉末冶金高速钢的工艺细节可能略有不同，但其基本工艺原理(氮气雾化制粒和热等静压成型)都是相同的。十分重要的一点是不能将这种制备 工艺与热压烧结工艺(用加热到熔点温度的钢粉压制和烧结工件)相互混淆，虽然这两种工艺在名称上有一些相似，但其工艺原理却完全不同。典型的热压烧结工艺 是在模具中逐个压制出工件，且通常在原材料粉末中加入了粘结剂，因此烧结后的材料中会形成微孔结构。
采用粉末冶金高速钢制备工艺， 钢材生产商可以充分增加钢中的金属碳化物含量，而不会对材料的韧性或易磨性造成有害影响。虽然一些偏爱粉末冶金高速钢的人喜欢将其誉为高速钢与整体硬质合 金的“混血儿”，但实际上它只是一种具有尺寸微小的碳化物颗粒和细化的钢基体粒子结构的高速钢。不过，它确实将高速钢良好的韧性与硬质合金的高耐磨性很好 地结合于一身。
由于粉末冶金高速钢中碳化物颗粒细小且分布均匀，因此与碳化物含量相同的普通高速钢相比，其强韧性大大提高。凭借这 一优势，粉末冶金高速钢刀具非常适合用于切削冲击大和金属切除率高的加工场合(如挠曲切削、断续切削等)。此外，由于粉末冶金高速钢的强韧性不会因金属碳 化物含量的增加而削弱，因此钢材生产商可以在钢中添加大量合金元素，以提高刀具材料的性能。以丝锥为例，由于攻丝加工中丝锥切削刃不断与工件接触和分离， 切削冲击较大，因此需要用高强韧牌号的耐碎钢制造丝锥，同时，为了提高丝锥的耐磨损性能，要求刀具材料中的碳化物含量较高。原来常用的丝锥材料为普通高速 钢牌号M2，现在则可用粉末冶金高速钢牌号M4替代。这两种牌号中的中硬碳化物含量大致相同(M4为8%，M2为7%)，但粉末冶金高速钢牌号中的高硬碳 化物含量却远远高于普通高速钢(M4为6%，M2仅为2%)，因此M4丝锥的耐磨性得到显著增强，加工效率和刀具寿命提高，同时M4丝锥的强韧性也大大优 于M2丝锥，在攻丝加工中不易碎裂。
粉末冶金高速钢的缺点是价格较贵，约为普通高速钢的2～5倍(不同牌号有所差异)。因此，刀具 制造商必须在刀具性能的提高与额外增加的刀具制造成本之间进行权衡。对于小型复杂刀具而言，由于材料费用只占刀具总成本的一小部分，因此采用粉末冶金高速 钢十分划算。而对于大尺寸的简单刀具而言，是否选用粉末冶金高速钢则需要仔细斟酌。不过，粉末冶金高速钢易磨性的显著改善通常可使增加的材料费用得到部分 (或全部)补偿。
影响钢材易磨性的主要因素是钢中碳化钒的含量水平，由于碳化钒的硬度要高于磨轮中氧化铝磨粒的硬度，因此在磨削钒 含量较高的普通高速钢时，磨粒容易钝化，产生磨削热较多，磨轮磨损较快，所需磨削工时也较长。而粉末冶金高速钢中碳化物细小且分布均匀，与普通高速钢相 比，对磨轮的损耗较小，可大大缩短磨削工时，节省磨削加工费用。小型复杂刀具通常需要进行大量精密磨削加工，即其磨削/材料成本比率(grinding- to-material-costratio)较高，因此增加的材料费用支出很容易在磨削加工环节全部收回(甚至可有盈余)。而大规格刀具所需磨削加工较 少，磨削/材料成本比率较低，因此材料易磨性的改善通常只能部分补偿材料成本的提高。虽然采用粉末冶金高速钢的经济性因不同刀具制造商的生产工艺而异，但 一般而言，刀具材料易磨性的改善可使磨削工时缩短约30%。
如今，粉末冶金高速钢刀具已成为整体硬质合金刀具的有力竞争者。虽然整体硬 质合金刀具硬度很高，但脆性也很大，因此多用于车削加工，而不太适合切削冲击较大的加工和粗加工。由于粉末冶金高速钢中含有大量硬质碳化物，因此其耐磨性 可达到与整体硬质合金相当的水平，而其韧性则优于整体硬质合金，更能胜任要求刀具兼具耐磨性和强韧性的切削加工(如攻丝、立铣加工等)。
粉 末冶金高速钢制备技术的最新进展进一步提高了其竞争力。电渣加热(electro-slagheating,ESH)精炼工艺的应用对于粉末冶金高速钢具 有里程碑式的重大意义。该工艺可以去除钢中几乎所有杂质，进一步提高材料的韧性，显著改善刀具的抗崩刃能力。此外，由于钢中杂质减少，生产商可以进一步增 加钢中的合金含量，例如，某种粉末冶金高速钢牌号的碳化钒含量可达到14%，而普通高速钢牌号碳化钒的最大含量仅为约4%。虽然钢中添加了大量合金，但并 不会影响其韧性和易磨性。
需要注意的是，有许多粉末冶金高速钢生产商为了降低成本，没有采取提高材料纯度的工艺措施，他们生产的钢 材中可能含有许多会引起刀具微崩刃的杂质。但是，仅仅根据生产商提供的产品资料是很难辩别其质量优劣的，用户必须要求生产商说明采取了何种去除杂质的工艺 措施，或进一步要求其提供有关钢中杂质大小的详细技术数据。
粉末冶金工艺改变了传统高速钢的材料特性，尤其是采用新开发的提纯技 术，使粉末冶金高速钢可以达到极高的合金含量而又能保持其韧性。因此，粉末冶金高速钢刀具的切削性能在几乎所有切削加工领域全面超越了传统高速钢刀具，并 在高切除率、高冲击性切削加工中优于整体硬质合金刀具。虽然其价格高于普通高速钢，但可以通过刀具性能的提高、寿命的延长、易磨性的改善而获得补偿。

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1 引言

随 着机械工业的发展，许多难加工材料(如冷硬铸铁、淬硬钢、不锈钢、钛合金等)的应用日趋广泛。1Cr18Ni9Ti 不锈钢属于奥氏体不锈钢，导热性差、韧性好，难于加工。该不锈钢中Cr和Ni含量较高，Cr虽能提高不锈钢的强度和韧性，但增加了不锈钢与刀具的粘结倾 向；Ni可起到稳定奥氏体组织的作用，但奥氏体组织塑性大，容易引起加工硬化。在实际生产中一般采用钨钴类(YG8等)硬质合金刀具进行加工，但加工效果 并不十分理想。冷硬铸铁中的C主要以Fe3C等碳化物的形式存在，且相当一部分以硬质点的形态分布于钢基体中，因此冷硬铸铁硬度高、耐磨性好，难于切削加工。切削时，硬质点的脱落会造成切削力波动，影响切削平稳性，使刀具较易崩刃而降低使用寿命。因此，迄今国内尚无切削加工冷硬铸铁的理想方法。
Ti (C，N)基金属陶瓷因具有硬度高、耐磨性好、导热性好等优良的综合性能而被广泛用作工具材料。本文通过切削试验，研究了经纳米TiN改性的TiC基金属 陶瓷刀具加工冷硬铸铁和不锈钢两种难加工材料时的切削性能，并与YG8硬质合金刀具进行了对比，为拓宽金属陶瓷刀具的应用范围，将其用于难加工材料切削加 工提供了试验依据。

2 试验方法

金属陶瓷刀片(型号为SNUN150406)的材料成分为54TiC-10TiN (纳米粉)-15Mo-20Ni-1C。TiN 纳米粉由中国科学院成都有机化学研究所生产，粒度为30～50nm。制备时，先用ZB220-T超声波仪对TiN纳米粉进行分散，混料后加入适量无水乙醇 并球磨24小时；待混合料干燥后，加入PVA进行造粒，然后在170MPa压力下模压成型；最后在1400℃温度下真空烧结1小时。
切削试验在6140机床上进行。被加工工件分别为Ø183mm冷硬铸铁轧辊(硬度>50HRC)和Ø80mm奥氏体不锈钢钢棒(1Cr18Ni9Ti)。刀具安装角度为a0=9°、g0=-8°、kr=90°、kr'=30°。YG8硬质合金刀片(株洲硬质合金厂生产)的型号及切削参数(切削速度vc、进刀量f及切深ap)与金属陶瓷刀片相同。进行切削后，在40倍工具显微镜下测量刀具后刀面磨损量VB并观察其磨损形态，用HITACHIX-650扫描电镜和H-800透射电镜观察金属陶瓷刀具的显微组织。

(a)SEM形貌(×3000)
(b)TEM形貌(×20000)
图1 金属陶瓷刀具的显微组织

(f=0.08mm/r，ap=2mm，vc=7.5m/min)
图2 金属陶瓷刀具和YG8刀具切削冷硬铸铁时的磨损曲线

(f=0.1mm/r，ap=0.4mm，vc=60m/min)
图3 金属陶瓷刀具和YG8刀具切削不锈钢时的磨损曲线

3 试验结果与分析

  1. 金属陶瓷刀具的显微组织
    金 属陶瓷刀具的显微组织如图1所示。由图可见，金属陶瓷组织由陶瓷相和金属相组成(图1a)；较粗大的陶瓷相呈芯/壳结构(图1b)，芯部成分为Ti(C， N)固溶体，壳部成分主要为(Ti，Mo，W)(C，N)固溶体。与传统的Ti(C，N)基金属陶瓷显微组织对比可知，向TiC基金属陶瓷中添加纳米 TiN与添加微米TiN相比，对基体TiC的细化效果更为显著。
  2. 金属陶瓷刀具与YG8刀具切削性能对比
  1. 切削冷硬铸铁
    用 金属陶瓷刀具和YG8硬质合金刀具切削冷硬铸铁时的刀具磨损曲线对比如图2所示。由图可见，金属陶瓷刀具的切削性能与YG8硬质合金刀具差别较大，金属陶 瓷刀具初期磨损非常快，在不到三分钟时间内磨损量VB即达到0.4mm，之后磨损速度虽有所下降，但仍然较快，且几乎不存在稳定磨损期，最后刀具崩刃失 效。
    在其它切削用量条件下进行切削试验，发现金属陶瓷刀具的切削寿命(t)均较低(最多几分钟)，失效形式一般为崩刃或微崩。由此可 见，金属陶瓷刀具不适合切削冷硬铸铁，这主要因为金属陶瓷的抗弯强度和抗疲劳强度较低，切削冷硬铸铁时切削力和切削力波动均较大，因此金属陶瓷刀具极易崩 刃失效。而YG8硬质合金刀具强度高、韧性好，抗机械疲劳性能较好，切削冷硬铸铁时刀具寿命较长。此外，切削冷硬铸铁时，刀具几何角度也是影响刀具寿命的 一个重要因素。为减小切屑变形和切削力，一般需采用较小的前角和后角，为了不降低刀刃强度，还需对刀刃进行倒圆或磨出负倒棱以及通过研磨消除刀刃缺陷。
  2. 切削不锈钢
    用 金属陶瓷刀具和YG8硬质合金刀具切削1Cr18Ni9Ti不锈钢时的磨损曲线对比如图3所示。由图可见，金属陶瓷刀具的切削性能优于YG8硬质合金刀 具，其寿命是YG8刀具的三倍以上，这主要得益于金属陶瓷材料优良的综合力学性能和导热性好、抗粘结性能好等优良的物理性能［6］。采用金属陶瓷刀具加工 的工件表面质量也优于YG8刀具。因此可见，金属陶瓷刀具较适合不锈钢的半精加工和精加工。
    加工不锈钢材料时，为保证切削加工顺利进行 并获得较高的刀具寿命和工件表面质量，应注意以下几点：①应选用较大前角和较小主偏角，以减小切削力，使切削更轻快；②应仔细研磨刀具的前面和后面，以获 得较高的表面光洁度，以避免切削时与工件发生粘结；③选用较高的切削速度或极低的切削速度；④不锈钢切屑的韧性较强，故应采取相应的有效措施进行断屑、卷 屑及排屑；⑤不锈钢材料导热性差、线膨胀系数较大，在切削区域局部高温作用下极易产生热变形，精加工时容易影响尺寸精度，因此应选用导热性较好的刀具；⑥ 应尽量提高机床—刀具工艺系统的刚度。

4 结论

  1. 由于金属陶瓷刀具的抗弯强度和抗疲劳强度较低，在切削冷硬铸铁时切削力和切削力波动较大，因此刀具寿命较低且多以崩刃、微崩的形式失效。而YG8硬质合金刀具的寿命相对较高。
  2. 由于金属陶瓷刀具具有优良的综合力学性能和物理性能，因此在切削1Cr18Ni9Ti不锈钢时其刀具寿命远高于YG8硬质合金刀具。

歡迎來到Bewise Inc.的世界，首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力，我們是提供專業刀具製造商，應對客戶高品質的刀具需求，我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求，我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質，這是現有相關技術無法比擬的，我們成功的滿足了各行各業的要求，包括：精密HSS DIN切削刀具、協助客戶設計刀具流程、DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計、超高硬度的切削刀具、醫療配件刀具設計、汽車業刀具設計、電子產業鑽石刀具、木工產業鑽石刀具等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計；從微細刀具到大型刀具；從小型生產到大型量產；全自動整合；我們的技術可提供您連續生產的效能，我們整體的服務及卓越的技術，恭迎您親自體驗！！

BW Bewise Inc. Willy Chen willy@tool-tool.com bw@tool-tool.com www.tool-tool.com skype:willy_chen_bw mobile:0937-618-190 Head &Administration Office No.13,Shiang Shang 2nd St., West Chiu Taichung,Taiwan 40356 http://www.tool-tool..com / FAX:+886 4 2471 4839 N.Branch 5F,No.460,Fu Shin North Rd.,Taipei,Taiwan S.Branch No.24,Sec.1,Chia Pu East Rd.,Taipao City,Chiayi Hsien,Taiwan

Welcome to BW tool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting tools. We focus on what you need and endeavor to research the best cutter to satisfy users’ demand. Our customers involve wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic, machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would like to solve every problem from you. Please feel free to contact us, its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting tool、aerospace tool .HSS DIN Cutting tool、Carbide end mills、Carbide cutting tool、NAS Cutting tool、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end mill、disc milling cutter,Aerospace cutting tool、hss drill’Фрезеры’Carbide drill、High speed steel、Milling cutter、CVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) ’Core drill、Tapered end mills、CVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden Finger’PCD V-Cutter’PCD Wood tools’PCD Cutting tools’PCD Circular Saw Blade’PVDD End Mills’diamond tool ‘Single Crystal Diamond ‘Metric end mills、Miniature end mills、Специальные режущие инструменты ‘Пустотелое сверло ‘Pilot reamer、Fraises’Fresas con mango’ PCD (Polycrystalline diamond) ‘Frese’Electronics cutter、Step drill、Metal cutting saw、Double margin drill、Gun barrel、Angle milling cutter、Carbide burrs、Carbide tipped cutter、Chamfering tool、IC card engraving cutter、Side cutter、NAS tool、DIN or JIS tool、Special tool、Metal slitting saws、Shell end mills、Side and face milling cutters、Side chip clearance saws、Long end mills、Stub roughing end mills、Dovetail milling cutters、Carbide slot drills、Carbide torus cutters、Angel carbide end mills、Carbide torus cutters、Carbide ball-nosed slot drills、Mould cutter、Tool manufacturer.

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弊社は専門なエンド・ミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ、

豊富なパリエーションを満足させ、特にハイテク品質要求にサポート致します。

弊社は各領域に供給できる内容は：

（１）精密ＨＳＳエンド・ミルのＲ＆Ｄ

（２）Carbide Cutting tools設計

（３）鎢鋼エンド・ミル設計

（４）航空エンド・ミル設計

（５）超高硬度エンド・ミル

（６）ダイヤモンド・エンド・ミル

（７）医療用品エンド・ミル設計

（８）自動車部品＆材料加工向けエンド・ミル設計

弊社の製品の供給調達機能は：

（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計

（２）ミクロ・エンド・ミル～大型エンド・ミル供給

（３）小Ｌｏｔ生産～大量発注対応供給

（４）オートメーション整備調達

（５）スポット対応～流れ生産対応

弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。

BW специализируется в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих / фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид / быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы, фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано инструменты. Пожалуйста, посетите сайт www.tool-tool.com для получения большей информации.

BW is specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for mould & die, aero space and electronic industry. Our main products include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please visit our web www.tool-tool.com for more info.

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1 引言

在 现代机械加工中，随着加工精度的不断提高，由温度变化引起的误差在加工总误差中所占比例越来越大，已成为进一步提高 加工精度的主要障碍之一。英国J. Peclenik教授的调查统计认为，由热变形引起的加工误差约占加工总误差的40%～70%。德国H. Brauning教授认为，在现代机床制造误差中，由热变形引起的误差约占制造总误差的50%。
由车刀热变形引起的加工误差是机床热变 形加工误差的重要组成部分。控制车刀热变形误差量是提高切削加工精度的重要环节。控制车刀热变形的主要方法有：对车刀实施冷却、减小切削量、缩短车刀刀杆 长度等，但这些方法都各有不足之处。使用计算机软件进行温度误差补偿，可较好弥补上述方法的不足，是效率较高、最具发展潜力的一种误差补偿方法。但是，应 用软件补偿法对掌握车削时的温度分布规律提出了较高要求，因此需要对车削时的温度变化进行深入的理论探讨与分析。

图1 车削过程示意图

2 车削过程的热源分析

根据切削理论可知，在图1所示车削过程中，主要切削热源包括切削层材料在滑移剪切区OA塑性变形产生的热量Qs、刀具前刀面与切屑在摩擦挤压区OB产生的热量Qf1、车刀后刀面与切削层材料在摩擦挤压区OC产生的热量Qf2等。通过试验研究可知，在较低切削速度下，上述三个热源对车刀热变形的影响程度比较均匀；但随着切削速度的提高(v≥30m/min)，刀具前刀面与切屑摩擦引起的温升Qf1对车刀热变形的影响程度显著增大。因此，在实际加工中，分析及掌握车削时车刀前刀面的温升变化规律是计算车刀切削热的关键。

3 车刀前刀面摩擦热源的温度分布

以车刀前刀面与切屑的摩擦挤压区OB为研究对象，将切削层和车刀与空气的对流换热处作为绝热边界，设vc为车刀切削速度，则根据固体热传导常规理论可知，车刀上宽度为dx的窄带热源所引起的切屑内任意点M的温升为
dqf= 2qfmdx e
- (x-x1)(-vc)

2a
K0{ (-vc)[(x-x1)2+y2]½ }


2pl 2a
(1)
式中：qfm——热源热强(cal/cm2·s)
因此，宽度为L的热源引起的温升为
qf=
qfm ∫ L e
- -vc (x-x1)

2ak
K0[ -v (x-x1)]dx


pl 0 2ak
=
2aKqfm { i[ -v(x-L) ，1]-i[ -vx ，1] }



plv 2ak 2ak
(2)
式中：qfm=(Fzvhfa)/(JLb)
Fz——切削力
J——热功当量(g•cm/cal)
hf——前刀面摩擦功热量在车刀切削热量中所占比例
K——切削收缩系数
a———热扩散率(cm2/s)
根据固体热传导常规理论，式(2)中的Fz被认为是只随车削速度变化的量(即在恒定车削速度下为常量)。但根据实际切削力分析可知，Fz不仅随切削速度的变化而变化，同时也随车刀位置尺寸的变化而变化，而非式(2)中的定值。因此，式(2)应改写为
qf=
1 ∫ L e
- -v (x-x1)

2ak
qfmK0[ -v (x-x1)]dx


pl 0 2ak
=
vahf ∫ L e
- -v (x-x1)

2ak
Fz(x)K0[ -v (x-x1)]dx


pl 0 2ak
(3)

4 切屑平均温度计算公式中的参数调整

在切削加工中，通常按式(2)计算出O点、B点的温度并按下列平均值计算公式来确定车刀表面温度值：
T=T0+A(TB-TO) (4)
式中：TO=qOS+qOf+Tu
TB=qOC+qOf+Tu
Tu——室温

图2 三种方法所得车刀表面温度曲线对比
通常取式(4)中A=2/3，按照常规理论(认为Fz仅为切削速度的函数)来计算车刀前刀面的平均温度分布，其计算值与实验值相比误差在10%以内。当考虑Fz为F(v，x)函数时，其计算将变得较为复杂。为此，笔者提出通过调整温度参数A(即采用分段计算法)来提高计算精度。
计算实例：车刀材料为35钢，热扩散率a=0.11cm2/s，热导率l=0.11cal/(cm·s·℃)。
当 切削速度分别为v=60m/min和v=100m/min时，车刀前刀面B点温度很高，温升梯度下降，刀具耐磨性降低，故可将这两个切削速度点作为分界 点，随着B点温度梯度的下降，修正系数值A应逐步增大：当切削速度小于v=60m/min时，取修正系数A=3/5；当切削速度位于v=60m/min到 v=100m/min之间时，取修正系数A=0.65；当切削速度大于v=100m/min时，仍取修正系数A=2/3。通过对修正系数A进行分段取值处 理后得到的车刀表面温度计算结果与实验值的误差不超过5%，即计算精度比传统计算方法提高一倍。采用分段计算法、传统计算法和И.И.ЗopeB实验所得车刀表面温度曲线的比较结果见图2。

5 结论

  1. 车刀前刀面的温度分布与车削时的切削力密切相关。切削力不仅与切削速度有关，还与车刀前刀面位置有关。因此，将切削力看作仅与切削速度有关的常量的传统温度分布计算方法是一种简化算法，包含了较大误差，应使用经验公式进行修正。
  2. 计算实例证明，通过对经验公式中参数A的取值进行分段调整，可显著提高计算精度，这对实现车刀温度误差的软件补偿创造了有利条件。

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（６）ダイヤモンド・エンド・ミル

（７）医療用品エンド・ミル設計

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（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計

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我們一般熟知用於金屬切削加工的材料有鑄鐵、鐵材、鋼鐵、鋁合金、銅、石墨、…等,但最近二、三年鎂合金材質的產品在台灣有增多的趨勢。因此工具機加工到鎂合金材料的機會也會增加。在此針對鎂合金的特性及應用予以敘述,讓大家對鎂合金進一步認識。

鎂合金的特性:

(1)重量輕:鎂合金的比重約1.7,為鋅的1/4,鋼的1/5,相較於鋁合金(比重約2.7)

也輕1/3。

(2)高強度對重量比:如此特性將可取代傳統上運用鋼、鑄鐵、鋅合金甚至鋁合金

的地方。

(3)優良導熱性、吸震性:相對於工程塑膠其具極佳的吸震性、較佳的機械強度、

抗衝擊性及不易磨損。

(4)抗EMI電磁波:鎂合金為非磁性金屬,電磁遮蔽性佳。

(5)尺寸安定性高,不易因環境溫度變化及時間而改變。

(6)可回收:鎂合金具有100%完全回收的特性,更符合今日環保意識。

(7)機械加工特性:鎂切削所需動力為1,鋁是1.8,黃銅是2.3,鑄鐵是3.5;且比重

輕,切削慣性小,可高速切削。

鎂合金的應用:

鎂合金的主要用途在於輕量化。目前鎂合金壓鑄品的應用產業以汽車零組件為主,約佔80%以上,其次為3C產業,其他像自行車、器材工具、運動用品及航太國 防也都在其應用範圍之內。台灣鎂合金產業目前主要應用於3C產業、自行車及器材工具等製品。

表 一為鎂合金之代表性產品。日本在1999年的鎂合金產品統計如表二,其產值為30343百萬日圓。美國政府與三大汽車公司(Ford)、通用(GM) 、克萊斯勒(Chrysler)於1993年提出PNGV(Partnership for a New Generation of Vehicles)計劃,希望在2004年開發6人座之省油車,以每100公里耗油3公升為目標,主要在於車體結構與動力系統之輕量化設計開發。未來可能 鎂合金化的汽車零件如表三所示。

應用產業

應 用 產 品

汽車零件

車座支架、儀表板及托拖架、電動窗馬達殼體、升降器及輪軸電樞、油門踏板、音響殼體、後視鏡架

自行車零件

避震器零件、車架、曲柄、花殼、三/五通零件、輪圈、煞車手把

電子通訊

筆記型電腦外殼、MD外殼、行動電話外殼、投影機外殼

航太國防

航空用通信器和雷達機殼、飛機起落架輪殼

運動用品

網球拍、滑雪板固定器、球棒、射弓之中段與把手

器材工具

手提電動鋸機殼、魚釣自動收線匣、控制閥、相機機殼、攝錄放影機殼

表一(鎂合金之產品應用)

資訊、通訊產品77%

筆記型電腦39%

數位攝影機19%

行動電話14%

數位相機5%

投影機6%

其他電子產品17%

汽、機車零件18%

汽車零件88%

機車零件12%

農林業機械5%

農林業機械41%

電動工具27%

運動用品8%

其他24%

表二(1999年日本鎂合金產品統計表)

區分

零件名稱

懸吊系統

車輪

備用輪胎(spare wheel)

控制臂(control arm)(2個,後方)

控制臂(2個,前方)

引擎架(engine cradle)

後方支架(rear support)/ASSY

車身

保險桿補強橫樑

鑄造車門內襯(4*7)

鑄造A/B柱(piller)

擋風片開關補強材

行李架

側鏡

內裝

儀表板‧橫樑(cross beam)

儀表板支架(in panel support)

椅背(seat back)

椅座(seat base)

氣囊零件

方向盤

方向盤零件

煞車系統

ABS零件

離合器/煞車踏板托架,踏板零件

電氣機械零件

交流電箱

音響/EEC零件

雨刷馬達

交流電/AC托架

驅動馬達

傳動(閥體、箱、側蓋、啟動器)

傳動箱(總重量12Kg的15%)

發動機組

支撐托架

罩套(油/水泵,機車馬達)

汽缸蓋

吸氣歧管

引擎支架

油蓋

前蓋

表三(未來可能鎂合金化的汽車零件)

在鎂合金加工需注意機台沖水排屑的機能。因為遇水的鎂合金粉末容易產生氫氣,所以客戶加工時可能使用礦物油(嚴禁使用酸性類的切削劑),對於油類切削液的 機台防漏設計也是要注意的。另外須要求客戶在清除鎂屑時,需注意噴氣嘴是否有水。基於工具機製造者的立場,針對不同特性材料的了解,將有助於機台的設計及 製造。

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1988年工具行业涂层麻花钻联合试验专题报告

内 容提要：本文报道了对TiN涂层高速钢麻花钻的寿命、钻孔精度和切削力等所进行的一系列试验以及用扫描电镜等仪器对TiN涂层的厚度、表面与断口的形貌和 结合力等涂层质量的检测结果。对“九厂一所”用我国从Balzers公司(瑞士)、Multi-Arc公司(美国)、VacTec公司(美国)引进的涂层 工艺设备或国产的涂层工艺设备所涂层的麻花钻进行了全面的性能比较试验。试验的结果表明：涂层高速钢麻花钻在切削效率、寿命及其可靠性和稳定性等方面都较 未经涂层或经氧、氮化表面处理的麻花钻，有显著的提高。例如，在金属切除率提高1.4倍的情况下，寿命能提高2～6倍；钻孔精度亦有明显的改善；钻孔时的 轴向力与扭矩还将分别下降30%和10%～15%。其中尤其以用Balzers公司的涂层设备所涂层的麻花钻，其性能具有明显的优势。
作者注：本 文原发表在内部刊物《刀具标准与质量信息》总第七期，由于本文可作为进行刀具寿命试验的重要参考资料，故本人再次对该文进行了全面改写，并对文中部分内容 进行了补充，还根据当年的原始资料重新整理和处理了数据。本试验研究工作由许祖德研究员级高级工程师负责试验设计和数据处理并在其主持和领导下实施，参加 本试验研究工作的还有：曲福海、方六阳、康铁福、沈士昌、吕守业、扬宝贵等共29人。
通过本文不仅可以了解20年以前这项工作进行的过程和所取得的成果，而且《论文》里所采用的科学的研究方法和经验仍值得后人借鉴，原因是：
  1. 由各工具厂共同集资、共同研究分析、共同参与试验和共同分享成果的“四共”做法，不能不说是那时计划经济时代的产物，但是能以最少的成本和最短的时间得出最大成果的这种做法还是值得提倡的，虽然今后也许很难做到；
  2. 本 文里采用了科学的刀具质量的评价体系，它不仅能定性而且能定量的用数学模型表述刀具各项质量指标——刀具的寿命、可靠性、稳定性以及加工精度和功率(能 耗)等，本文正是采用了这个全面的评价体系才有可能对“九厂一所”的涂层刀具的质量得出科学的正确的结论，并得到“九厂一所”所有参与人员的一致确认；
  3. 严 谨的试验设计和科学的数据处理方法是保证试验成功的关键因素，由于从一开始，就集思广益，反复推敲与斟酌，并通过预试验，才确定整个试验方案。此外，采用 了科学的工业数理统计的方法来处理试验数据，编制了专用的计算机处理程序，因此每组寿命数据的处理都要用回归分析的方法经过上百次的运算才得出最优的结果 ——即最佳拟合数学模型。毫无疑问，只有在这样严谨的运算条件下，才有可能得出具有高置信度的试验结果；
  4. 先进的测试手段是保证试验结果 正确和可靠的必要条件，例如本试验中先后动用了扫描电子显微镜、压电晶体侧力仪、数控加工中心以及计算机等诸多先进的测试仪器。反观当今很多人不了解做一 个刀具质量测试的难度和严肃性，往往草率行事，最后耗费了大量的钱财、时间和精力却无法得出具有一定置信度和令人信服的试验结果，这种现象比比皆是，希望 本文能给所有进行刀具质量测试的人们有所启迪，少走弯路；
  5. 刀具质量测试中还有一个重要因素，即所有切削试坯要有较一致的可加工性，否则试验的结果没有可比性。
以上5点也许就是我之所以要再次让本文亮相的原因吧。
许祖德

引言

高 速钢刀具物理气相沉积(PVD)涂层工艺是七十年代末发展起来的一门新型技术，迄今，几乎所有高速钢刀具都可以进行PVD涂层。我国对PVD涂层技术的研 究起步于1982年，由于基础工业落后，元器件的可靠性较低，使国产涂层设备在可靠性、配套性、灵活性以及自动化等方面的进展受到限制。
自1986 年以来，我国工具行业相继从瑞士Balzers公司、美国Multi-Arc公司和VacTec公司等引进六套大型PVD涂层设备，并很快投入运行，这大 大加快了我国工具涂层技术的发展速度。目前，工具行业已有引进和国产的多套PVD涂层设备在发挥效益。为了了解这些设备所涂层产品的实际工艺水平，研究其 对高速钢麻花钻切削性能的影响和使用效果，提高工具行业PVD涂层技术的水平，国家刀具产品质量监督检验测试中心(以下简称“刀检中心”)于1988年3 月在成都组织了工具行业TiN涂层精密高速钢麻花钻(以下简称“涂层钻头”)的寿命等联合试验。有工具行业九家生产麻花钻的主导厂和成都工具研究所等共十 个厂家参加了试验。
为了叙述方便，以A、B、C、D、E、F、G、H、I、J十个代号分别表示十个试验厂家的名称。
本报告有三个部分：
  • 第一部分：试验条件与试验研究内容；
  • 第二部分：试验结果的比较、分析与讨论；
  • 第三部分：结论。

第一部分 试验条件与试验研究内容

一、试验条件

  1. 机床
    采用北京机床研究所与日本法兰克公司合作生产的JCS-018型立式加工中心，该机床具备无级变速，无级进给和程控自动钻削等功能。
  2. 试验用钻头
    为 了减少由于涂层前钻头的材料、精度和热处理等方面的差异对精密级麻花钻切削性能试验的影响，提高各厂家涂层工艺本身的差异对钻头切削性能的影响力，“刀检 中心”委托成都量具刃具厂统一按国家标准生产了一批共约2000支Ø8毫米的直柄精密级麻花钻，作为标本钻头，分发给各厂在本厂家的涂层设备上进行TiN 涂层，或氧氮化表面处理，然后将全部试样送到“刀检中心”，对其几何精度和表面涂层质量进行检测后，再继续进行各项试验。
  1. 几何精度的检测
    按 麻花钻国家标准(GB1436-85精密级)规定的各项几何精度与影响切削性能的钻头结构参数进行了检测，结果见附录(略)。为检验各厂涂层钻头的几何精 度是否存在显著差异，将各厂的20支涂层钻头视为一个样本，对主要精度指标进行了方差分析和比较，数据处理的结果见表一。如按1%的显著性水平查F分布 表。得F9190，(0.01)=2.506，因为F0外径=36.7>2.506，所以各厂涂层钻头的外径偏差存在差异。从精度检测的原始记录也可已看出，有些厂(如E、I、J等厂)的涂层钻头外径出现了正偏差，这是由于各厂涂层钻头的涂层厚度不一致所造成的。但F0径跳=1.11<2.506，f0钻芯=0.848<2.506，f0斜跳=0.7279<2.506。表明各厂涂层钻头的径向圆跳动、钻芯对称度及斜向圆跳动等主要几何精度之间没有显著的差异。换句话说，各厂涂层钻头在几何精度上存在的少许差异，在99%的置信度上对钻头的试验结果没有显著影响。
表1 几何精度方差分析表
项目 变差来源 平方和 自由度 平均平方 F0
外径偏差 厂间 6.21 9 0.69 36.7
误差 3.58 190 0.0188
径向圆跳动 厂间 0.0516 9 0.0057 1.11
误差 0.9784 190 0.00515
钻芯对称度 厂间 0.0761 9 0.00846 0.848
误差 1.8939 190 0.00997
切削刃斜向圆跳动 厂间 0.00166 9 0.000184 0.7279
误差 0.04814 190 0.000253
  • 涂层表面质量的检测
    众 所周知，涂层刀具所以具有良好的切削性能和较高的寿命，就是因为表面涂有一层TiN，而TiN涂层质量的好坏又是提高刀具切削性能和寿命的关键。因此，在 进行寿命对比试验以前，采用扫描电镜(SEM)等先进仪器对各厂家刀具的涂层表面质量、断口形貌、涂层厚度、结合强度、金相结构及表面应力等进行了全面的 检测，兹将各项检验分述如下：
    1. 涂层表面质量与断口形貌
      因为在仪器上不能直接对涂层钻头的涂层质量进行测试，因此，将高速钢试样与钻头拴在一起，同炉进行TiN涂层，然后再对试样的涂层表面质量及断口形貌等用型号JSM-35C扫描电镜进行检测，检测的结果见图1～图10的说明。

    A试样的断口形貌(×6000)
    A试样的涂层表面(×1000)
    图1 A试样的断口形貌与涂层表面
    A试样的断口为细柱形，并近似颗粒状，与基体接触部有1µm左右的小缝隙，涂层表面不太平整，平均厚度为1.95µm，表面有细小空洞存在，二次裂纹处出现稍许脱层现象。

    B试样的断口形貌(×6000)
    B试样的涂层表面(×1000)
    图2 B试样的断口形貌与涂层表面
    B试样的断口柱形不明显，与基体接触处有缝隙，涂层表面不平整，平均厚度为1.84µm。表面颗粒较A试样粗，个别处有剥落层。

    C试样的断口形貌(×6000)
    C试样的涂层表面(×1000)
    图3 C试样的断口形貌与涂层表面
    C试样的断口在与基体的接触处，为细柱形，上部颗粒较粗，平均厚度为3.24µm，表面有颗粒堆积、空洞、脱层和夹杂等。

    D试样的断口形貌(×6000)
    D试样的涂层表面(×1000)
    图4 D试样的断口形貌与涂层表面
    D试样的断口涂层的下部组织稍有疏松，呈细柱形与颗粒状，平均厚度为3.15µm。表面有个别的夹杂与脱落层。

    E试样的断口形貌(×6000)
    E试样的涂层表面(×1000)
    图5 E试样的断口形貌与涂层表面
    E试样的断口为柱形，有分层现象，与基体的接触部分有缝隙，平均厚度为3.62µm。表面有异物凸起的堆积，有小孔洞。

    F试样的断口形貌(×6000)
    F试样的涂层表面(×1000)
    图6 F试样的断口形貌与涂层表面
    F试样的断口为细柱形，有分层现象，与基体接触部分有缝隙，涂层不均匀，平均厚度为1.52µm，表面有凸起堆积，有小孔洞、夹杂，还有较大的脱层及分层剥落现象。

    G试样的断口形貌(×6000)
    G试样的涂层表面(×1000)
    图7 G试样的断口形貌与涂层表面
    G试样的断口组织下部为颗粒状，上部为细柱形。涂层的厚度不太均匀，平均厚度为1.91µm，表面有小凸起、孔洞及脱层等。

    H试样的断口形貌(×6000)
    H试样的涂层表面(×1000)
    图8 H试样的断口形貌与涂层表面
    H试样的断口组织为细柱形，涂层不平整，平均厚度为1.09µm，表面有个别的小孔洞及脱层，磨削表面的涂层不连续。

    I试样的断口形貌(×6000)
    I试样的涂层表面(×1000)
    图9 I试样的断口形貌与涂层表面
    I试样的断口为细柱形，涂层厚度均匀和平整，厚度为2.99µm。表面平整，但个别处有脱落、异物凸起及小孔洞出现。

    J试样的断口形貌(×6000)
    J试样的涂层表面(×1000)
    图10 E试样的断口形貌与涂层表面
    J试样的断口为柱形，涂层上有裂纹，涂层的厚度不均匀，平均厚度位2.99µm。表面有小孔洞，脱层较普遍，有凸起的堆积，还有个别异物。
  • TiN涂层厚度的检测
    从各厂的涂层钻头中任意抽取两支钻头用美国进口的球压仪进行涂层厚度的检测，每支钻头上检测两点：第一点距钻头转角5mm，第二点距钻头转角25mm，检测结果见表2。
    • 表2 钻头TiN涂层厚度的检测结果(µm)
    厂家代号 钻头编号 测量位置
    距钻头转角5mm处 距钻头转角25mm处
    A 9 2.97 2.70
    10 2.70 2.97
    B 4 1.80 1.50
    15 2.50 2.57
    C 3 5.50 3.50
    11 5.00 3.24
    D 10 3.45 3.45
    14 2.56 2.00
    E 2 5.80 3.80
    3 6.20 4.90
    F 9 1.05 0.85
    10 1.47 1.00
    G 5 2.63 1.70
    20 2.68 2.28
    H 14 1.00 0.99
    18 1.35 1.30
    I 6 5.30 3.10
    11 3.30 2.95
    J 1 5.25 4.40
    9 4.00 3.99
    注：检测仪器：⑴美国进口球压仪，转速540r/min。

    ⑵XJB-1型金相显微镜，(80X)
  • TIN涂层结合强度的模拟检测
    从各厂的涂层钻头中任意抽取两支钻头放进250W的超声波清洗机里进行清洗检测，检测的结果见表3。
    • 表3 钻头的TiN涂层经250W超声波清洗机清洗后的结果
    厂家代号 钻头编号 清洗时间
    10分钟 20分钟 30分钟
    A 1 无涂层脱落 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层轻微脱落
    2 无涂层脱落 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层轻微脱落
    B 1 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层严重脱落 槽尾处涂层严重脱落
    2 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层严重脱落 槽尾处涂层严重脱落
    C 1 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层轻微脱落 槽尾处涂层轻微脱落
    2 无涂层脱落 无涂层脱落 槽尾处涂层轻微脱落
    D 1 沟槽上涂层有一处脱落 沟槽上涂层有二处脱落 槽尾处涂层脱落
    2 / / /
    E 1 槽尾处涂层脱落 槽尾处涂层脱落 槽尾处涂层脱落
    2 无涂层脱落 无涂层脱落 槽尾处涂层脱落
    F 1 刃背上涂层有一处脱落 刃背上涂层有二处脱落严重 刃背上涂层严重脱落
    2 无涂层脱落 无涂层脱落 槽尾处涂层脱落
    G 1 沟槽上涂层严重脱落 沟槽上涂层严重脱落 沟槽刃背上涂层大量脱落
    2 沟槽上涂层严重脱落 沟槽上涂层严重脱落 沟槽刃背上涂层严重脱落
    H 1 无涂层脱落 槽尾处涂层轻微脱落 无涂层脱落
    2 无涂层脱落 无涂层脱落 无涂层脱落
    I 1 无涂层脱落 槽尾处涂层小量脱落 槽尾处涂层小量脱落
    2 无涂层脱落 槽尾处涂层小量脱落 槽尾处涂层小量脱落
    J 1 有轻度锈斑 多处有锈斑，沟槽涂层脱落 多处有锈斑，沟槽涂层脱落
    2 有轻度锈斑 多处有锈斑 多处有锈斑
    D厂只取一支钻头进行清洗检测
  • TiN涂层相结构的检测
    直 接对涂层钻头的TiN涂层的相结构进行检测，很难实现，所以本检测项目也是在高速钢涂层的试样上进行。检测的仪器是YDF X衍射仪，由检测的结构表明：各厂的TiN涂层的相结构大致相同，都是TiN在(111)晶面上有较大的晶体增长择优取向，尤其以I厂的试样涂层在 (111)晶面和(222)晶面上择优取向最为明显，C、D、E、G、J厂次之。
  • TiN涂层表面应力的检测
    TiN涂层的表面应力的检测也是在试样上进行，使用了X-82A型X射线应力检测仪，检测的结果见表4。
    • 表4 TiN涂层表面应力的检测结果
    厂家代号 A B C D E F G H I J
    应力值(kg/mm2) -62.4 -54.7 -27.1 -55.7 -39.3 -44.8 -48.1 -35.5 -61.5 -61.1
    相关系数r 0.98 0.98 0.96 0.98 0.98 0.98 0.97 0.99 0.99 0.97
  • 试坯
    在 本次试验研究工作中，使用了由上海工具厂太仓分厂按工具行业标准(后来批准为JB/GQ5076-90)的规定专门制作的试坯，材料为40Cr钢，外形为 圆盘形，直径为150mm，厚度为30mm，外圆和两端面均经加工，经调质处理后的硬度为HB206-215。试验前，任意抽取了两块试坯进行化学成分、 金相显微组织分析及淬透性检测。
    1. 化学成分分析
      分析结果见表5。
    表5 试坯的化学成分分析结果
    材料名称 化学成分
    C W Mn Cr V Ni Si Al P Cu
    40Cr钢 0.39 / 0.65 0.95 / / 0.26 / 0.013 0.083
  • 金相显微组织的检测 经检测，试坯的金相显微组织为均匀的回火索氏体，加上少量的铁素体。
  • 试坯的淬透性检测从圆盘试坯的中间，沿轴心线剖切开，制成试样，检测剖面上各部位处(见图11)的布氏硬度，检测的结果见表6。

    • 图11 试坯剖面上检测硬度的部位
    表6 试坯热处理后淬透性的检测结果(HB)
    试坯编号 检测部位
    1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
    1 205 203 201 201 206 205 203 198 198 198 202 206 205 202 201 202 206
    2 215 212 211 212 216 215 211 208 207 207 210 215 215 212 210 212 216
    经检测，试坯剖面上的平均布氏硬度，1号试坯为HB207；2号试坯为HB217。

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二、试验研究内容

  1. 涂层钻头的寿命试验
    钻头的寿命试验是本试验研究的重点，试验分两大部分：基本试验和扩大试验。在进行试验前曾先做了预试验，确定了最佳的切削条件，初步了解了涂层钻头的磨损与失效形式，从而确定了试验时统一的终止寿命试验的判据。
    为 了更进一步的了解涂层钻头在高、中、低不同的切削条件下，其寿命的变化规律；摸清磨损后的涂层钻头直接重磨与切断10毫米以后再重开刃的涂层钻头，两者在 寿命上有哪些差别，又进行了扩大寿命试验。此外，为了将经氧、氮化表面强化处理的钻头和未经任何表面处理的钻头作为试验的对比对象，也将这两种钻头同时进 行了寿命试验。单是为了进行钻头的寿命试验，总共钻了近五万个孔，可见投入的人力、物力之大。
    在进行钻头所有的寿命试验时，都使用了5%的乳化油水溶液作为冷却润滑液。统一采用后面的最大磨损Vbmax=0.6mm；转角处刃带磨损lland=1.0mm时，作为终止寿命试验的磨钝标准。
    1. 钻头寿命的基本试验组
      从“九 厂一所”的涂层钻头中，各随机抽取了8支钻头，共80支钻头，组成1号基本试验组，然后又从各家的8支钻头中，各抽1支，组成8组钻头。每组10支钻头， 轮流依次钻孔，所以要这样做的目的是为了把试坯材质的不均匀性以及操作人员主观因素的影响减少到最低程度，使试验的结果更加客观。
      在预试验中发现：经氧、氮化表面强化处理的钻头和未经任何表面处理的钻头，如果采用与涂层钻头相同的切削速度与进给量，其寿命将十分低，从而失去对比的价值，因此，这些钻头的切削速度与进给量均相应的低一档。
      涂层钻头1号组寿命试验时，其切削条件如下：
      • 切削速度v=35m/min；
      • 进给量f=0.28mm/r；
      • 钻孔深度lt=24mm；
      • 钻头悬伸长度80mm；钻头安装在机床上后的径向跳动≤0.05mm；
      磨钝标准 后面的最大磨损Vbmax=0.6mm；转角处刃带磨损lland=1.0mm经氧、氮化表面强化处理的2号试验组的钻头和未经任何表面处理的3号试验组的钻头，都是从同一批2000件的标本钻头中抽取的，其切削条件如下：
      • 切削速度v=24m/min；
      • 进给量f=0.17mm/r；
      • 钻孔深度lt=24mm(不通孔)；其他条件同1号试验组。
      表7是编号为1号、2号及3号基本试验组的涂层钻头的寿命试验结果。
      表7 1号、2号及3号等基本试验组的涂层钻头的寿命试验结果
      试验组号 厂家代号
      钻头的寿命( 钻孔数 )

      钻头编号
      		平均钻孔数
      1 A 1467 1513 1371 1281 1180 966 1115 1195 1261
      A17 A1 A20 A13 A2 A14 A11 A16
      B 522 350 126 794 512 538 538 644 478
      B16 B17 B18 B3 B1 B1 B12 B6
      C 84 45 10 10 7 32 178 4 46
      C18 C20 C16 C8 C12 C19 C13 C7
      D 466 203 252 844 66 634 347 346 395
      D17 D15 D3 D19 D2 D9 D13 D5
      E 126 128 39 20 7 100 68 46 67
      E8 E1 E6 E17 E15 E11 12E E13
      F 13 33 70 154 168 44 40 91 77
      F13 F11 F6 F4 F8 F3 F5 F7
      G 725 125 404 200 42 686 820 78 385
      G G G G G G G G
      H 38 43 26 27 15 43 36 43 34
      H1 H12 H3 H16 H10 H20 H17 H4
      I 1085 425 764 556 1054 562 605 731 723
      I15 I2 I12 I1 I18 I16 I17 I19
      J 622 626 411 33 774 1198 715 74 556
      J14 J13 J2 J3 J15 J4 J8 J11
      2 K 251 196 165 185 114 100 217 354 198
      K4 K6 K7 K9 K10 K11 K15 K19
      3 L 27 36 288 152 331 159 86 86 146
      L5 L6 L7 L8 L10 L12 L18 L20
    2. 钻头寿命的扩大试验组
      4号组是将钻削速度提高的条件下进行钻头寿命试验的组，从各厂家中任意抽取一支钻头，共有10支钻头编成混合的试验组，其切削条件如下：
      • 切削速度v=40m/min；
      • 进给量f=0.28mm/r；
      • 钻孔深度lt=24mm(不通孔)；其他条件同1号试验组。
      5号组是将钻削速度降低的条件下进行钻头寿命试验的组，也是从各厂家中任意抽取一支钻头，共有10支钻头编成混合的试验组，其切削条件如下：
      • 切削速度v=30m/min；
      • 进给量s=0.28mm/r；
      • 钻孔深度lt=24mm(不通孔)；其他条件同1号试验组。
      6号组是将已磨损的涂层钻头重开刃在与1号试验组相同的切削条件下进行钻头寿命试验的组，该组钻头由经过基本试验的A厂的钻头组成。选用A厂钻头的原因是该厂的钻头的寿命和可靠性最高，稳定性最好，用来验证涂层钻头在重开刃后，其寿命有多大的变化最为合适。
      7 号组是将已磨损的涂层钻头，从钻尖起向后切短10mm后，经过重开刃仍在与1号试验组相同的切削条件下进行钻头寿命的试验组，该组钻头由经过基本试验的I 厂的钻头组成。用I厂钻头的原因是该厂的钻头的寿命和可靠性较高，稳定性也较好，故用来验证涂层钻头在切短后重开刃与直接重开刃有什么变化。
      表8是编号为4号、5号、6号及7号扩大试验组的涂层钻头的寿命试验结果。
      表8 4号、5号、6号及7号等扩大试验组的涂层钻头的寿命试验结果
      试验组号
      钻头的寿命( 钻孔数 )

      钻头编号
      		平均钻孔数
      4 1069 299 6 57 66 4 421 13 279 63 285
      A6 B2 C17 D7 E19 F15 G18 H13 I14 J20
      5 1479 823 120 1010 12 12 152 29 918 255 601
      A19 B5 C6 D16 E9 F14 G2 H8 I9 J19
      6 467 504 515 494 426 705 725 540 - - 547
      A7 A1 A20 A13 A2 A14 A11 A18 - -
      7 311 318 399 505 555 269 299 232 - - 361
      I15 I2 I12 I1 I18 I16 I17 I19 - -
      表9是将表7和表8中所得出的试验结果——钻孔数与中位秩的关系，按维泊尔方程作为其拟合数学模型，在日本产NEC9801型微机上运行自行编制的计算机回归分析程序所得到的最佳拟合方程式，所谓最佳的拟合方程式是按相关系数r为最大时，作为最佳拟合精度的判据。
      表9 钻头寿命试验的结果按维泊尔方程式得到的拟合方程式
      表9中共列有16个拟合维泊尔方程式，在该方程式中，用五个参数分别表述钻头寿命的试验结果，即：
      1. x——钻头的寿命(钻孔数)。
      2. x0——钻头的初始寿命(钻孔数)。
      3. b——表述钻头寿命的稳定性或一致性，是将维泊尔方程式经线性转换后，在维泊尔坐标纸上所绘直线的斜率，其值如越大，表明寿命的稳定性越好。
      4. q0钻头的特征寿命，是当63.2%的钻头失效时的寿命，它与中位值相似，中位值是50%的钻头失效时的寿命。
      5. F(x)——是钻头寿命(钻孔数x)按维泊尔方程式变化的累计失效概率，是确定钻头寿命的可靠性的主要指标，其数值0≤F(x)≤1。
      因此，全面评估钻头寿命的高低，应该用x0、b、和q0的值来比较，它们的数值越大，说明钻头的寿命越长、可靠性越高，稳定性越好。
      表10和表11分别是基本试验组和扩大试验组中各厂家或试验组的试验结果按维泊尔方程式拟合时所得到的钻头的特征参数，即初始寿命x0、斜率b、特征寿命q、及可靠度为90%时的钻头寿命等参数的汇总表。
      表10 钻头基本试验组的试验结果按维泊尔方程式拟合时的特征参数及90%可靠度的寿命
      试验组号 厂家代号 钻头的初始寿命x0 维泊尔方程式的斜率b 钻头的特征寿命q0 可靠度为90%时钻头的寿命 相关系数r
      1 A 456 4.51 1337 991 0.99
      B 0 1.84 565 166 0.95
      C 3 0.63 38 13 0.98
      D 0 1.57 461 89 0.95
      E 0 1.07 77 10 0.99
      F 3 1.17 86 15 0.99
      G 28 0.74 405 46 0.98
      H 0 2.85 38 17 0.95
      I 340 1.50 783 439 0.98
      J 0 0.81 672 42 0.94
      2 K 39 2.01 221 98.4 0.98
      3 L 17 0.89 158 28.2 0.98
      表11 钻头扩大试验组的试验结果按维泊尔方程式拟合时的特征参数及90%可靠度的寿命
      试验组号 厂家代号 钻头的初始寿命x0 维泊尔方程式的斜率b 钻头的特征寿命q0 可靠度为90%时钻头的寿命 相关系数r
      4 注 3.6 0.45 159 4.6 0.99
      5 注 7.2 0.50 395 11.5 0.96
      6 A 408 1.17 567 413 0.97
      7 I 259 0.90 393 270 0.99
      注：从十个试验厂家的涂层钻头中各取一支钻头组成试验组。
  2. 涂层钻头的钻孔精度试验
    为了比较涂层钻头与氧、氮化表面处理的钻头在钻孔精度与表面粗糙度上的差异，采用了与2号和3号试验组相同的切削条件，进行了钻孔精度与表面粗糙度的检测。涂层钻头取自A和D厂共5支，氧、氮化表面处理的钻头也是5支。

      图12 钻孔扩张量的测量方法
    1. 钻孔扩张量的检测
      将试验组中每支钻头，各自钻100个孔，从第一个孔开始，每隔20个孔检测孔的直径一次，并在互相垂直的方向上进行测量，得d1和d2，故每支钻头共得其所钻孔直径的12个测量值。以扩张量∆d的大小表示钻孔的精度情况，扩张量∆d的计算公式如下：
      ∆d= (d1+d2) -d

      2
      式中：d钻头的实测直径；
      d1，d2是孔直径在相互垂直的方向上的测量值，如图12所示。
      钻孔扩张量的测量结果见表12，涂层钻头与氧、氮化表面处理的钻头，其钻孔精度(扩张量)的方差分析结果见表13。
      表12 钻孔扩张量的测量结果(mm)
      钻头表面 钻头号 第1孔 第20孔 第40孔 第60孔 第80孔 第100孔
      涂层 A4 0.025 0.02 0.02 0.02 0.016 0.016
      A8 0.025 0.019 0.02 0.02 0.019 0.019
      A12 0.063 0.063 0.06 0.06 0.052 0.061
      D18 0.04 0.025 0.02 0.025 0.02 0.02
      D 0.075 0.06 0.065 0.062 0.07 0.067
      氧氮化处理 K6 0.055 0.065 0.07 0.085 0.08 0.10
      K7 0.063 0.073 0.058 0.06 0.07 0.06
      K15 0.07 0.07 0.06 0.07 0.06 0.12
      K19 0.07 0.307 0.065 0.05 0.06 0.05
      K10 0.09 0.095 0.09 0.07 0.07 0.08
      表13 钻孔扩张量的测量结果的方差分析
      变差来源 平方和 自由度 平均平方
      水平(不同的钻头) 0.0202 1 0.02020 54.594
      误差 0.0215 58 0.00037
      总计 0.0417 59
      从表13钻孔扩张量的测量结果方差分析的结果看，如按0.01%的显著性水平查F分布表，得F158，(0.01)=7.1。因F0=54.595，远大于7.1，表明涂层钻头的钻孔扩张量可以99%的高置信度，比氧、氮化表面处理的钻头显著地小。
      表14钻孔表面粗糙度Ra的测量(µm)
      钻头名称与编号 测量孔的序号
      第一孔 第二孔 第三孔
      涂层钻头A4 3.18 1.08 1.10
      氧氮处理钻头K6 3.5 3.8 3.4
      V=24mm/min，f=0.17mm/r,at=24mm(不通孔)
    2. 钻孔表面粗糙度的检测
      由于直径为8mm的钻头孔径较小，需用轮廓仪检测孔的表面粗糙度，比较麻烦，故只检测了一支涂层钻头和一支氧、氮化表面处理的钻头最初钻的3个孔的表面粗糙度。检测结果见表14。
      从表14可见涂层钻头的钻孔表面粗糙度之值，比氧、氮化表面处理钻头的低。
  3. 涂层钻头的钻削力与扭矩的试验
    为了比较涂层钻头与未经表面处理或经氧、氮表面处理的钻头，在钻孔时的轴向力与扭矩上的差异，从A、B、C、D、E、F、H、I、J、K各组钻头中，各取6支钻头进行了轴向力与扭矩试验。
    1. 试验条件如下：
      1. 机床：Z525立式钻床
      2. 试坯：45号钢(轧制状态)
      3. 测力仪：Q13-06钻削测力仪
      4. 冷却液：5%乳化油水溶液
      5. 切削条件：
        • v=29.4m/min
        • f=0.17mm/r
        • lt=24mm
        • 不通孔。
        因为只做比较用，所测的轴向力和扭矩的实际大小，未进行标定，数值的大小仅是记录图上的高度(毫米)，本身没有意义。
    2. 钻头轴向力和扭矩的试验值
      表15是所有钻头轴向力和扭矩试验的结果。
      表15 各厂钻头的轴向力与扭矩的相对大小的记录表
    3. 轴向力和扭矩的数值的方差分析
      表16 轴向力和扭矩大小的方差分析
      分析项目 变差来源 平方和 自由度 平均平方 F0
      轴向力 厂间 2821.955 11 256.542 34.314
      误差 628 84 7.476
      总计 3449.958 95
      扭矩 厂间 1756.366 11 159.670 7.193
      误差 1364.621 84 22.198
      总计 3620.989 95
      表16是对轴向力和扭矩的数值进行方差分析后的结果。
      仍按a=0.01的显著性水平作F检验，查F分布表，得F1184，(0.01)=2.48，因为试验钻头的轴向力和扭矩的F0分别等于34.31和7.193，都大于2.48，所以各厂钻头之间，其轴向力和扭矩有显著的差异。
    4. 轴向力和扭矩的平均值及其95%置信度的置信区间的计算
      表17是轴向力和扭矩的平均值及其95%置信度的置信区间的计算结果。
      表17轴向力和扭矩的平均值及其95%置信度的置信区间
      厂家或试验钻头组的代号
      A B C D E F G H I J K L
      轴向力的平均值Fm 40 39.5 48.625 42 46.473 40.25 41.35 39.25 43 42.75 53.625 56
      轴向力值的标准差s 2.4381 3.4641 2.5036 1.1952 2.6693 1.9821 2.4349 1.8322 3.8914 2.6592 2.5036 4.5356
      Fm的95%置信度的置信区间±fc 1.9112 3.0965 2.2379 1.0684 2.3860 1.7718 2.1785 1.6378 3.4785 2.3770 2.2379 4.0543
      扭矩的平均值Mn 68.25 69 79.875 72 77.25 72.625 71.375 69.625 72.125 71.875 80.625 79.95
      扭矩值的标准差s 5.4182 4.2426 5.7183 3.8173 5.6252 6.8855 4.4058 3.5026 5.0267 5.7181 3.1595 0.8864
      Mm的95%置信度的置信区间±fc 4.8433 3.7924 5.1113 3.4122 5.0283 6.1549 3.9383 3.309 4.4973 5.1113 2.8242 0.7923
      1. 轴向力的平均值及其95%置信度的置信区间计算公式如下：
        平均值Fm=∑(f1+f2+f3+…fi……fn)/n ；i=1-n
        标准差s=[∑(fi-Fm)2/(n-1)]½；i=1-n
        95%置信度的置信区间fc=Fm±ta(s/n½)
      2. 扭矩的平均值及其95%置信度的置信区间计算公式如下：
        平均值Mm=∑(m1+m2+m3+……mn)/n；i=1-n
        标准差s=[∑(mi-Mm)2/(n-1)]½；i=1-n
        95%置信度的置信区间mc=Mm±ta(s/n½)上式中ta表示按要求的置信度1-ta%时查student表，自由度为n-1的student值。

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