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1 引言

1. 背景

   金属切削行业显示出技术决速发展的特点，这是经济全球化、不断加剧的市场竞争、功率更强大和性能更稳定的机床允许采用更高切削速度、难加工材料的大量应用、日益增强的环保意识等多种因素共同作用的结果。

   新的环保法律法规将增大使用冷却润滑液的成本，这促进了干式切削的发展，同时也要求更多地采用耐高温的涂层硬质合金，通常这也会促进金属切削行业考虑采取新的解决方法。金属切削市场最重要的几个发展趋势如下：

   1. 为了提高生产率而采用更高的切削速度；
   2. 为了降低成本和保护环境而采用干式切削和域最少量润滑(MQL)切削；
   3. 为了减轻零件和结构重量而采用难加工材料(即高强度材料)。

   所有这些发展趁势都对切削刀具的耐磨性、抗变形能力和韧性提出了更高要求。

   Al₂O₃具有很高的化学稳定性和优良的热特性，是高速切削刀具理想的涂层材料。此外需要强调的是，CVD仍然是能够经济地生产高质量₂O₃涂层的唯一技术手段。

2. CVD Al₂O₃涂层

   虽然在耐磨涂层领域发表的大部分科技文献都是有关PVD技术的，但认识到过去几年里CVD涂层技术(尤其是Al₂O₃涂层技术)取得的重大进展是至关重要的。如今，已能通过可控的CVD工艺沉积三种不同的Al₂O₃涂层(a-Al₂O₃, k-Al₂O₃和g-Al₂O₃)。

   表1 稳定和亚稳定的Al₂O₃相的特性

   Al2O3相	a-Al2O3	k-Al2O3	g-Al2O3
   稳定性	稳定	亚稳定	亚稳定
   晶体系统	三角晶系	斜方晶系	立方晶系
   空间组	D63d=R3c	Pna21	Fd3m
   晶格参数(Å)	六边形晶系(h)：a=4.7587, c=12.9929, n=6 斜方六面体晶系(R):A=5.12, a=55.17°, n=2	a=4.8351 b=8.3109	a=7.92
   单个晶胞中的Al原子数	12(h)/4(R)	16	63/3
   单个晶胞中的O原子数	18(h)/6(R)	24	32

   a-Al₂O₃是唯一稳定的Al₂O₃相，亚稳定的k相和g相将通过如沉积中的热处理、沉积后的热处理以及切削加工中产生的热量而转化为稳定的a相。这三种Al₂O₃相的某些特性见表1。
   

   图1 由交替沉积的4层a-Al2O3和4层k-Al2O3构成的Al2O3多层涂层。Al2O3的相由沉积前预设的成核工艺措施控制，k-Al2O3和a-Al2O3以相同的工艺参数沉积

   人们惊讶地发现，采用CVD工艺在工业生产中沉积稳定的a-Al₂O₃要比沉积亚稳态的k-Al₂O₃困难得多，其原因之一是k-Al₂O₃在具有fcc结构的TiC、Ti(C,N)或TiN涂层的未氧化表面更容易形成晶核。此时成核的k-Al₂O₃相对较稳定，并能生长形成较厚的涂层(>10µm)。因此，如果成核表面为TiC、Ti(C ,N)或TiN(这种情况对于硬质合金涂层具有典型性)，用CVD工艺不能直接成核和生长a-Al₂O₃。这也可以部分解释k-Al₂O₃作为涂层材料被广泛使用的原因。迄今仍有许多商业化生产的CVD Al₂O₃涂层由k-Al₂O₃构成。

   最近，刚刚开发出了可实现工业化生产的CVD Al₂O₃涂层的最新技术，该技术可通过全面控制成核过程来沉积a-Al₂O₃和k-Al₂O₃涂层。图1所示为采用可控成核技术沉积的a-Al₂O₃和k-Al₂O₃涂层。图中的Al₂O₃多层涂层由交替沉积的4层a-Al₂O₃和4层k-Al₂O₃涂层所构成。Al₂O₃的相是在沉积Al₂O₃之前由成核工艺措施控制的，所有的单层l₂O₃(a-Al₂O₃和k-Al₂O₃)涂层都以相同的工艺参数沉积。利用这项技术可以完全控制CVD ₂O₃涂层的相结构。

   如上所述，k-Al₂O₃为亚稳定相，并可在沉积过程或切削加工中(尤其在高速切削时)转化为稳定的a-Al₂O₃相。在相变时发生的体积收缩将降低并最终破坏k-Al₂O₃涂层的粘附性。因此，考虑到涂层的沉积效果和耐磨损性能(尤其在高速切削时), a-Al₂O₃相应该是最佳和最安全的选择。本文重点关注a-Al₂O₃涂层沉积工艺的进一步优化。

   根据“国际晶体学表”中采用的定义，a-Al₂O₃属于三角晶系，并有一个以斜方六面体为中心的六边形晶格，空间组符号为R3c 。a-Al₂O₃的晶体结构通常被描述为由以近似hcp排列(…ABAB…)的氧离子(A, B)构成，负铝离子占据了八面体空隙的2/3。正铝离子在按分层顺序排列(…abgbg…)的氧晶格中能占据三个不同的空位。这就是通常所说的c^a、c^b和c^c。a-Al₂O₃的晶胞包括6层氧和铝，可用下列方式描述：Ac^aBc^bAc^gBc^aAc^bBc^g。

2 实验

1. 涂层的沉积

   实验用a-Al₂O₃涂层是在一台工业生产用的CVD反应炉中利用AlCl₃-CO₂-Ar-H₂-HZ₂气相系统沉积的(沉积温度1000℃)。共沉积了5种不同的a-Al₂O₃涂层(涂层A～E，见表2)。

   涂层A沉积在一个fcc表面上，未采取任何特殊的成核工艺措施；而涂层B～E则沉积在经过处理的fcc表面上。Al₂O₃涂层生长的晶体组织可通过不同的成核工艺措施加以控制，这一点早已明确。在本实验中，采用了3种不同的成核工艺措施。这些不同成核工艺措施的一个重要区别在于沉积炉气氛的潜在氧化能力，沉积炉气氛的变化从约5ppm H₂O(涂层B) 到约20ppm H₂O(涂层D)。需要强调的是，所有实验用Al₂O₃涂层(A～D)都是用完全相同的工艺参数沉积的，唯一的区别在于成核措施不同。除了沉积时间以外，沉积涂层E所采用的工艺参数与沉积涂层C所用工艺参数完全相同，涂层E的沉积时间为60分钟，而涂层A～D的沉积时间为560分钟。沉积Al₂O₃层采用的工艺参数见表3 。

   a-Al₂O₃涂层沉积在Ti(C, N)为涂层上，Ti(C, N)为层则采用中温CVD(MTCVD)工艺沉积，沉积温度约860℃，所用工艺参数见表3。涂层A～D由约2µm厚的Ti(C, N)为层和约8µm厚的Al₂O₃层组成，涂层E则由约2µm 厚的Ti(C, N)为层和约1µm厚的a-Al₂O₃层组成。所有涂层均沉积在K类硬质合金刻本上，刻本的WC含量94wt%，Co含量6wt%，室温硬度约1600HV₁₀。

2. 分析

   用X 射线衍射仪(XDR)、扫描电镜(SEM)和透射电镜(TEM)对实验用涂层进行研究。SEM研究在一台LEO Ultra 55 FEGSEM 电镜上进行；TEM研究在一台配备了Link I-SIS EDS 系统的CM200 FECTEM电镜上进行，TEM研究用的剖面薄膜制备方法可达到穿透整个涂层的电子透明度。

   在一台Philips PW1050系统上采用CuKa射线进行XDR研究。X射线管的工作参数为40kV/40mA。a-Al₂O₃涂层的晶体组织系数(TC)可按下式计算：

   IC(hkl)=	I(hkl)	{	1	∑	>I(hkl)	}	-1
   	I0(hkl)		n		I0(hkl)

   式中，I(hkl)是测得的(hkl)反射强度，I₀(hkl)是根据JCPD卡号46-1212得到的粉末衍射强度，n是计算中所用的反射数。指数在六边形系统中给定，因此使用了4轴(hkil) ，指数i是头两位数之和的倒数，即(h+k)=-i。采用了以下的(hkil)反射：( 1012), (1014), (1120), (1123), (1126)和(3030)。(2024)反射是(1012)反射的二级反射，因此在计算中省略不计。

3. 切削试验

   用涂层刀片对铁素体一珠光体钢(C=0.45wt%, Ck45)进行了纵向车削试验，以评估其切削性能。所有的试验刀片都用XRD对Al₂O₃的相和晶体组织进行了检测。

   车 削试验在无冷却状态下进行，试验刀片的4个切削刃分别车削2分钟、5分钟、9分钟和15分钟。用煮沸的HCl溶液清洗掉刀片上黏附的工件材料后，用扫描电 镜(SEM)和光学显微镜(OM)对刀片进行研究。对于实验用涂层刀片，还要按照ISO 3685标准另外进行刀具寿命试验。切削试验采用的切削条件如下：

   • 工件：圆形棒料
   • 材料：Ck45 , SS1672
   • 刀片型号：SNUN12O4O8
   • 切削速度：300m/min
   • 进给率：0.4mm/r
   • 切削深度：2.0mm

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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

由于很多氮化物(TiN、Si3N4、HfN、VN)、碳化物(TiC、SiC、HfC、TaC、VC、WC)、硼化物(B4C、TiB2、ZrB2、C-BN)以及氧化物(Al2O3、ZrO2)都具有很高的硬度和耐磨性，因此被广泛应用于涂层刀具的制造。据报道，在工业发达国家80%以上的硬质合金刀具都经过表面涂覆处理。 用CVD 法在刀具表面涂覆TiC、TiCN、TiN等涂层已得到普遍应用。为了进一步改善刀具涂层的性能，20世纪90年代以来，国内外相继开发了双涂层、三涂层 以及多涂层(有的甚至达到几十层、上百层)的刀片复合涂层工艺。为了分析并改善涂层的性能，笔者通过研究一种四涂层(TiC-TiN-TiC-Al2O3)的涂层组织结构，对该涂层与基体的结合力以及硬质合金材料涂覆前、后的抗弯强度及其分散性进行了讨论。 2 试验与检测 试验材料采用自产CP3型硬质合金，试样尺寸为30×5×5㎣；在CTI-C280M型CVD涂覆炉中进行涂覆处理，涂覆的顺序依次为TiC→TiN→TiC→Al2O3。 在 菲利浦X'Pert型X衍射仪上对涂层后的硬质合金进行物相分析，试验参数为：Cu靶，石墨单色器，电压40KV，电流40mA，扫描速度0.04° /s；在日本X-650型电子探针仪上观察涂层后硬质合金的断口形貌；在WS-88型涂层结合力测定仪上测定涂层的结合力；在日本T10A型电子拉伸试验 机上测定涂层后硬质合金的抗弯强度，十字头速度为1mm/min。 3 结果与分析 图1 涂层后硬质合金的断口形貌 图2 CVD涂层的X衍射谱 断口形貌 在X-650型电子探针仪上观察到涂层后硬质合金的断口形貌如图1所示(图中右侧为涂层)。由图1可见，涂层与基体之间冶金结合紧密，涂层中未见微缺陷且无明显的柱状晶。 涂层组织结构 图2为涂层的X衍射谱。通过查对JCPDS衍射卡片，可知涂层中有TiC、TiN和Al2O3相；衍射谱中还有WC和Co相(因为涂层较薄，硬质合金中的主相WC和Co也会在衍射结果中有所反映)。 涂层结合力 在WS-88型涂层结合力测定仪上通过划痕法测定的涂层结合力为5～7kg，进一步证明了涂层与基体结合良好。 抗弯强度 涂 层前、后分别在日本T10A型电子拉伸试验机上测定材料的抗弯强度。该硬质合金涂层前的抗弯强度分别为2351、2648、2523、2446、 2257、2172、2233、2194、2179、1902、1876、1679、2074、2053、1971、2148、2118、2230、 1485、2206、1885、2034、2234和1967MPa，平均抗弯强度为2119MPa；涂层后该硬质合金的抗弯强度分别为1509、 1513、1551、1552、1564、1567、1567、1611、1624、1631、1636和1643MPa，平均抗弯强度为 1580MPa。由该结果可知，涂层前该材料的抗弯强度存在一定的分散性，涂层后硬质合金的抗弯强度有所下降，但分散性变化很小。 日本学者研究了用CVD法在硬质合金基体上涂覆单层TiC涂层和涂覆TiC+Al2O3双 层涂层对其抗弯强度的影响。研究结果表明，涂层硬质合金的抗弯强度随涂层厚度的增加而下降。为了分析脆性材料强度的分散性，ASTM标准已推荐使用 Weibull统计方法分析工程陶瓷材料的单轴强度数据，也有不少学者用Weibull统计方法描述钢在韧—脆转变区的断裂韧性以及复合材料的强度等。因 此，笔者引入两参数Weibull分布函数来分析涂层前后硬质合金材料的抗弯强度及其分散性的变化。 Weibull分布函数为 F(σ)=1-exp[-(σ/σ0)m] (1) 式中，F(σ)为所施加弯曲应力σ的失效概率，σ0为尺度参数，m为Weibull模量，m值越大，表明材料强度的分散性越小，反之亦然。通过数学变换可将式(1)改写为 ln{ln[1/(1-F(σ))]}=mlnσ-mlnσ0 (2) 图3 抗弯强度与失效概率的关系 以{ln[1/(1-F(σ))]}为纵坐标，lnσ为横坐标作图，结果见图3。用最小二乘法将图3中的数据拟合成直线，其斜率即为Weibull模量m。拟合结果为：涂覆前、后硬质合金抗弯强度的Weibull模量分别为10.5和10.4。 试验结果表明，涂覆前、后该材料抗弯强度的分散性变化不大。由于影响硬质合金抗弯强度的因素有：WC的颗粒尺寸和体积分数、硬质合金中缺陷的尺寸与分布、硬质合金的表面状态以及涂层的种类和厚度等，而TiN、TiC和Al2O3都 是硬脆相，在弯曲试验中涂层硬质合金的断裂首先是从涂层开始的，因此可以想见，这种复合涂层将会降低硬质合金的抗弯强度。值得注意的是：该硬质合金涂层后 其抗弯强度虽有所下降，但其分散性却变化不大，这说明涂覆工艺比较稳定，涂层的一致性较好。在考虑了材料抗弯强度变化的前提下，现已成功地将该涂覆工艺应 用于硬质合金刀具的生产，并取得了显著的经济效益。 4 结论 硬质合金经多涂层CVD涂覆处理后(涂层由TiN、TiC和Al2O3组 成)，涂层与基体结合良好；该硬质合金涂层前、后抗弯强度的平均值分别为2119MPa和1580MPa，其抗弯强度的Weibull模量分别为10.5 和10.4，说明涂层前、后该材料的抗弯强度有所降低，但其分散性变化不大。因此，在材料抗弯强度满足使用要求的情况下，该涂覆工艺可用于涂层刀具的生 产。

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切 削热和由它产生的切削温度直接影响刀具的磨损和使用寿命，并显著地影响工件的加工精度和表面质量。所以，切削热和切 削温度的产生与变化规律，是金属切削研究和工艺技术应用的重要方面。然而，迄今为止，有关切削热的研究很少，尤其对近十年兴起的高速切削，很少有定量研究 切削热及其散热的报道。现今的教科书中引用的切削热在切屑、工件和刀具中的消散比例是20世纪50年代根据车削实验而得出的数据，而那时能达到的切削速度 只在低速范围。20世纪90年代后期，日本学者用实验法研究过中速铣削钢和铝时的切削热，美国学者用计算机模拟和实验法探讨过高速切削碳钢时的切削热。本 文基于解析法，并通过车削实验获取解析法计算中所必需的参数，研究中碳钢干切削条件下所产生的切削热随切削速度的变化、刀具条件的影响，以及切削热通过切 屑、工件和刀具传出的比例。 1 切削热源及其传出 Loewen等基于以下几点假设提出了计算切削热和切削温度的解析法：第一、二变形区切削变形功全部转化为热量：变形区热源为平面热源，并且没有热量传递到外界环境中：剪切面、刀具-屑摩擦面和刀具—工件摩擦面处热量均匀分布。设q1、q2和q3分别为剪切面、刀具—屑界面和刀具—工件界面中单位时间产生的切削热量，R1为剪切面热量流向切屑的比例，R2为刀具—屑界面的热量流向切屑的比例，R3为刀具—工件界面的热量流向工件的比例，则切削区的热源和热分配情况如图1所示。 对于正交自由干式切削，设qz为切削区单位时间产生的总热量，qc、qw和qt分别为切屑、刀具和工件中的热流量，A1、A2和A3分别为剪切面积、刀具—屑接触面积和刀具—工件接触面积，由图1可得 qz=qc+qw+qt (1) qc=R1 q1A1+R2 q2A2 (2) qw=(1-R1)q1A1+R3 q3A3 (3) qt=(1-R2)q2A2+(1-R3)q3A3 (4) 图1 切削区的热源和热分配 对于正交自由切削二维模型，后刀面的作用往往被忽略以简化模型和计算，这样式(3)和式(4)简化后都只剩前一项。设hD为切削厚度，bD为切削宽度，f为剪切角，Fs、vs分别为剪切面上的剪切力和速度，Fg、vch分别为刀具—屑界面上的摩擦力和切屑流速，lf为刀具—屑接触长度，可得 q1= Fs vs hDbDcosf (5) q2= Fg vch lfbD (6) 分别由剪切面热量和工件方面计算各自在剪切面的平均温度，式(5)、式(6)应互等：分别由切屑方面和刀具方面计算各自在刀具—屑界面的平均温度，式(5)、式(6)也应互等，从而可得 qs= R1q1 +q0 c1r1vcsinf (7) qt= (1-R2)q2lf A+q'0 kt (8) R1= 1 1+1.328( a1Lh )½ vchD (9) R2= q2(lfA/kt)-qs+q'0 q2{ lfA + 0.377lf } kt kw [vch lf/(4a2)]¼ (10) A= 2 {arsinh( bD )+ bD arsinh( 2lf )+ 1 ( bD )2+ 2lf - 1 ( 2lf + bD )[1+( bD )2]½} p 2lf 2lf bD 3 2lf 3bD 3 bD 2lf 2lf (11) 式中，q0为工件初始温度：q'0为刀具的初始温度： qs为剪切面的平均温度：qt为刀具—屑界面的平均温度：r1为工件材料在(qs+q0)/2 温度时的密度：a1、a2分别为工件材料在(qs+q0)/2 和(qt+qs)/2温度时 的热扩散率：Lh为切削变形系数：vc为切削速度：kw为工件材料在(q t+qs)/2温度时的导热系数：kt为刀具材料在qt 时的导热系数：A为刀具—屑接触面积系数 由正交自由切削的几何关系有 Fs=Fccosf-Ffsinf (12) vs=Lhvcsinf (13) Fg=Fc sing0+Ffcosg0 (14) vch=vc/Lh (15) Lh=hch/hD (16) f=arctan( cosg0 ) Lh-sing0 (17) 式中，Fc为主切削力：Ff为进给力：g0为刀具前角 ：hch为切屑厚度。 由上述各式可知，只要测量出Fc、Ff、hch和lf等4个参数，加上已知的切削宽度bD、切削厚度hD、切削速度vc以及工件和刀具的初始温度，从材料手册中查出r1、a1、a2、kw和kt等物理特性值，就可计算出Lh、f、Fs、Fg、A、qs和qt等参 数，进而计算出q1、q2和R1、R2，最后算出qc、qw、 qt和它们各自在总切削热qz中所占的比率Rc、Rw和Rt。 表1 切削力、切屑厚度和刀—屑接触长度测量值 切削速度 (m/min) 200 400 600 800 1000 1200 1400 主切 削力 Fc (N) 实验1 307 371 388 393 348 — — 实验2 298 281 285 318 309 282 — 实验3 — 397 380 373 380 365 364 实验4 301 317 323 315 307 307 — 进给力 Ff (N) 实验1 147 191 207 192 158 — — 实验2 160 150 155 186 184 109 — 实验3 — 258 208 223 221 230 223 实验4 186 216 206 211 205 205 — 切屑 厚度 hch (mm) 实验1 0.297 0.294 0.285 0.260 0.245 — — 实验2 0.251 0.215 0.223 0.238 0.229 0.222 — 实验3 — 0.251 0.237 0.237 0.224 0.204 0.201 实验4 0.219 0.243 0.232 0.214 0.231 0.215 — 刀-屑 接触 长度 lf (mm) 实验1 0.558 0.596 0.478 0.668 0.887 — — 实验2 0.623 0.459 0.486 0.692 0.701 0.758 — 实验3 — 0.699 0.781 0.696 0.562 0.501 0.362 实验4 0.447 0.453 0.465 0.427 0.459 0.375 — 2 切削实验 本 文通过正交干式车削实验来获得这些参数。实验在小型高速车床上进行。将45钢工件预先车成空心管状，设定切削宽度为1.3mm、切削厚度为0.12mm。 采用不同刀具材料及几何角度，在200～1000m/min范围内变换切削速度进行切削。用Kistler压电晶体车削测力仪测量动态切削力，用前刀面着 色法测量刀—屑接触长度。由于所产生的切屑为带状，故直接用千分表测量其厚度。 实验1 条件：YT15刀具，g0=5°，a0=5°，室温为22℃。 实验2 条件：YT15刀具，g0=20°，a0=5°，室温为22℃。 实验3 条件：氧化铝基陶瓷刀具，g0=5°，a0=5°，室温为25℃。 实验4 条件：氧化铝基陶瓷刀具，g0=12°，a0=5°，室温25℃。 各次实验所测得的切削力、切屑厚度和刀—屑接触长度见表1。 3 计算结果 已知r1=7.85×103kg/m3，kw=27.79W/(m·K)，kt=33.50W/(m ·K)，碳钢的热扩散率a=0.12×10-4m2/s。根 据表1实验测量值计算出的各种条件下剪切面热分配系数R1和刀—屑界面热分配系数R2随切削速度的变化如图2所示，切削区单位时间产生的总热量qz和切屑、刀具、工件中的热流量qc、qw、qt随切削速 度的变化如图3所示，切削热的分配随切削速度的变化如图4所示，图4中，曲线2以下区域为切屑热占总切削热的比率Rc，曲线1和曲线2之间区域为总切削热传入工件中的份额Rw，曲线1之上区域为总切削热传入刀具中的份额Rt。 (a)实验1 (b)实验2 (c)实验3 (d)实验4 图2 剪切面和刀具—屑界面的热分配系数 (a)实验1 (b)实验2 (c)实验3 (d)实验4 图3 切削区单位时间产生的总热量和切屑、工件、刀具中的热流量 (a)实验1 (b)实验2 (c)实验3 (d)实验4 图4 切削热在切屑、工件和刀具中的分配 4 结论 从 实验数据和计算结果可看出：在上述实验条件下车削中碳钢，随切削速度的增大，剪切面热量和刀-屑界面热量流向切屑的分量都增大，总切削热、流入切屑的热量 都几乎线性增大，流入工件和刀具的热量也增大但增幅很小：耗散于切屑中的切削热占总切削热的77.0%～93.5%，其比率随速度的增大而增大：流入工件 的切削热占20.0%～9.5%，流入刀具中的切削热占3.0%～1.0%，其比率都随速度的增大而减小。用硬质合金与陶瓷刀具材料车削相比，产生的总切 削热相当，但陶瓷刀具切削过程中切屑带走更多的热，传入工件和刀具的热量较少：相同硬质合金材料而刀具前角不同时，大的正前角条件使切屑带走更多的切削 热：相同陶瓷刀具材料而刀具前角不同时亦有相同规律，但本实验中陶瓷刀具的前角相差不大，故所得热量分配数据差异也比较小。 虽然解析法受其假设条件的限制而计算结果的准确性不可能很高，但是本文的研究还是量化地指出了切削热与切削速度的关系以及刀具材料、刀具角度的影响，证明高速切削中传入工件和刀具的切削热流分量小于低中速切削时的情况。

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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弊社は各領域に供給できる内容は：

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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

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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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一项新的硬车加工工艺即将问世，其开发者称它可以将粗磨时间从原来的4小时降低到15分钟。此外，该工艺还被认为可以将刀具成本降低85% ，同时改善工件公差及表面粗糙度。 该工艺是由哈挺公司与空气产品及化学物质有限公司(Air Products and Chemicals Inc.)共同开发的，原理是在车削操作中在切口处导入液态氮。在该工艺中，液态氮能将切削刀具冷却到非常低的温度，并阻止在工件中形成温升现象，提高切削操作效率，产生巨大的好处。 该工艺被称作“IceFly”，据空气产产品公司IceFly的技术主管Ranajit Ghosh 说，该工艺可以用于替代粗磨操作，在硬度为78Rc的材料粗加工操作中可以将公差保持在0.008英寸，同时提高切深和主轴速度。 Ghosh 在次采访中说，空气产品公司大约于5年前开发出在切削操作中应用液态氮的该工艺。在切削中采用液态氮原来是开发用于加工制作扁钢的重型工艺辊及支撑辊的。 这些辊子是用难加工淬硬工其钢制造的。Ghosh说其公司的冷却工艺当前正在美国5台生产这种辊子的机床上使用。 空气产品公司与哈挺之间的合作使得该工艺应用到了更宽阔的市场及更小的零件上。 除了冷却切削刀具以外，IceFly工艺还可以在特定温度下将工件保持冷却。 小零件，大挑战 给各种各样的零件硬车操作进行低温冷却不是件简单的事情。当在加工过程中导入极低温液体时，液体容易快速达到自己的沸点(氮的沸点为-320华氏度或-196摄氏度)。在液体与温度比液体高得多的刀具及工件之间会形成一个气体层，该气体层将成为热屏障。 对这个问题，空气产品公司找到了解决方案，Ghosh说：“该工艺并不是仅仅往工件上倒液态氮那么简单。在这样做的过程中，会形成气体分界层，该分界层会降低传热效率，几乎会消除(从工件)传热的能力。” 空气产品公司开发了一种两相系统，其中在液态氮中悬置专用固体粒子。结合击打刀具和工件的气体的速度，这些粒子会破坏气体分界层。液态氮通过可以调整其流速的喷嘴喷到刀其和工件上。 Ghosh说，喷嘴附在刀其转塔上，液态氮从储箱中供应。喷嘴将液态氮直接喷到刀具前倾面上。 优势 硬材料的粗切削时间降低到了以前的1/16。 提高了表面硬度，耐磨及疲劳强度。 刀具成本降低85%。 需要权衡的方面： 改造机床需要发生成本。 每个零件的加工成本增加。 投资回报率依据应用场合不同而不同。 (当前)仅适合车削操作。 优势 冷液体可以去除切削过程中产生的热，将工件保持恒温。哈挺的高级应用工程师Tom Sheehy说，让工件保持恒温可以保障恒定的切削条件，从而维持精确的公差，即使切深比通常的更深也可以实现这一点。 此 外，液态氮还将刀具保持在极冷状态。Ghosh说低温冷冻改变了陶瓷刀其的特征，使它们变得更硬，更韧。Sheehy说．这样陶瓷刀具可以以 0.003～0.005英寸的切深切割硬度超过78Rc的硬质合金材料。Sheehy补充说，陶瓷刀具的低温制冷还可以对那些淬硬材料进行断续切割。 Sheehy 说：“低温冷却使陶瓷刀具强度更高，韧度更大，所以可以不用100美元的立方氮化硼刀具而用15美元的陶瓷刀具，同时性能还更好。” 第三个加工方面的好处是冷的氮气可以淬冷工件，提高表面硬度。 表面质量的改善 Ghosh 说：“在实践中我们已经在加工好的零件中发现表面和次表面硬度提高，压缩残余应力提高，同时白色层减少。”他解释说，压缩残余应力的增加使零件提高了疲劳 强度。“白色层”指的是，在加工件表面，受热影响的金属中发现的未蚀刻的脆层，人们相信该层是在特定加工条件及采用特定切削刀具时，在某些钢成分中形成 的。 Ghosh说．提高压缩残余应力和减少白色层可以提高加工件的耐磨和耐疲劳属性。 这典好处改变了粗切硬材料，诸 如钴或铬含量比较高的工具钢和工具铁或碳化钨及钨钢等的加工程序。他说，该工艺还可以用于加工多孔材料，诸占如粉未金属产品，以及其他难加工材料，诸如金 属基质复合材料等。Ghosh说：“没有任何其他工艺可以应用到所有这些场合。”此外，他补充道，该工艺很环保．并且很容易通过改装方式加到现有机床上。 极低温增加了陶瓷刀片的强度和韧度。 试验 空气产品公司与哈挺在前者位于宾夕法尼亚州Allentown镇的公司现场，在一台试验性车床上试验了该工艺，哈挺的交钥匙工程经理Jeff Thomason说，在此他们正在以试验方式证明该概念。他提到：“我们将它看作是一种可以替代硬磨的工艺。” 哈挺正寻求在多种行业、各种产品上应用该工艺，但是，由于它可以很好地切割极硬材料及稀有材料，第一大应用领域可能是航空及医疗市场或用非常硬的材料生产刀具。Thomason说：“该工艺并非特定行业才可用。” Thomason和Sheehy拒绝谈及该工艺的安装和使用成本，但是他们说对于不同的应用场合成本是不同的。此外，Thomason说，该工艺预计的投资回报也会因应用场合不同而不同。” 他 说：“仅仅因为刀具寿命提高及刀片耐磨性能加强，该工艺有可能立即实现巨大报偿。”而Sheehy补充道，哈挺已经发现，该工艺将粗磨零件的时间已经从4 小时缩短到15分钟，粗加工时间几乎缩短了95%。此外，他说，车出来的零件公差与粗磨的毫无二致。最后，他说，在该工件中，IceFIy工艺采用了廉价 的陶瓷刀片而不是CBN刀具。 Sheehy说“采用液态氮成本有所增加，但是这种增加却完全被循环时间的缩短以及刀具成本的降低所抵消。” Ghosh说空气产品公司针对IceFIy工艺，持有或者已经采用9大专利，并且这些专利既涵盖该工艺，也涵盖了公司为该工艺而开发的设备。Thomason说，对于硬车应用领域，现在已经可以从市场上购买到该工艺。 Ghosh说．他相信可以对其他加工过程诸如铣削开发液态氮工艺，但足为实现这一点，需要进行一定的开发工作。

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1 引言

淬 硬钢是一类较难加工的材料，硬度高达50～65HRC，主要包括普通淬火钢、淬火态模具钢、轴承钢、轧辊钢及高速钢 等。由于其典型的耐磨结构，淬硬钢被广泛用于制造各种要求高硬度和高耐磨性的基础零部件(淬硬钢的种类及其组织形态如图1所示)。随着超硬刀具材料——陶 瓷和PCBN性能的提高和价格的调整，解决了淬硬零件传统制造工艺与快速发展的市场需求之间的矛盾，使得更经济地切削加工淬硬钢成为可能。 硬 态切削是指采用超硬刀具对硬度大于50HRC的淬硬钢进行精密切削的加工工艺。与磨削相比，硬态切削具有良好的加工柔性、经济性和环保性能，在精磨工序中 采用硬态切削是加工淬硬钢的最佳选择。然而，目前硬态切削加工技术仍然未完全被企业所广泛采用，其主要原因不仅由于企业对硬态切削加工机理及刀具的使用技 术未完全理解和掌握，同时也因为硬态切削工艺中一些不稳定的因素制约了它的推广应用。本文通过综合国内外大量文献，对硬态切削过程中切削力的特征、切屑的 形成机理、硬态切削力与金属软化效应的作用、冷却润滑技术和已加工表面质量等进行了讨论，以期促进硬态切削工艺的推广应用。 2 硬态切削力特征 精密硬态切削区的形状及切削力的特征如图2所示。影响硬态切削力的因素主要包括切削速度、进给量、切削深度、后刀面磨损量和工件硬度等。国内外学者的研究表明，在不同精度等级的机床上实施硬态切削时，切削力并不发生变化。 巴 西Abrao Mendes 博士分别选用陶瓷刀具、低CBN含量和高CBN含量的PCBN刀具切削AISI52100 轴承钢(硬度62HRC)时发现：径向切削力最大，其次是主切削力和轴向切削力；粗加工时切削力约为精加工时的6～9 倍；切削力与进给量、切削深度和后刀面磨损量成近似线性关系；当切削速度增大时，切削力稍有下降。德国阿亨工业大学W.König 教授通过用陶瓷刀具和PCBN刀具切削100Cr6 淬硬轴承钢的切削力对比实验，研究了切削速度、切削深度和进给量对切削力的影响趋势。研究表明：主切削力和轴向力的变化与切深呈线性增长趋势，而径向力增 长缓慢；不同的进给量对切削力的变化影响趋势一致，轴向力的增长速率稍低于主切削力和径向力，而当进给量很小时，会出现径向力大于主切削力的现象。日本中 山一雄教授认为，提高切削速度使切削力有所下降的主要原因是切削温度升高使工件塑性增强(即金属的硬度因切削温度的作用而降低，如图3所示)。不过这种性 质的变化仅限于一定的切削速度范围，当切削速度超过200m/min时，切削力并不沿下降通道变化。这与W.König教授的研究结果一致。中山一雄教授 认为，尽管淬硬材料的硬度较高，但切削力较小，其原因一是由于断裂的产生使塑性变形十分小，二是因为刀—屑接触面积小，使摩擦力减小。哈尔滨理工大学刘献 礼教授采用正交试验对切削力的各影响因素进行设计，得出了切削速度、切削深度、进给量和工件硬度对应切削力的三维曲面，在试验条件下得出了主切削力变化规 律基本符合传统金属切削理论的结论。 图3 硬态切削的金属软化效应 英 国伯明翰大学E.G.Ng博士对PCBN刀具切削AISI HI3 淬硬钢时的切削温度和切削力进行了有限仿真求解，其最大误差达25%，精度分散性大，同时有限元计算量也很大。张弘弢教授运用挤压和轧制理论，根据能量原 理对倒棱刀具的切削机理进行了深入阐述，提出了倒棱刀具的三区模型(第一变形区、金属死区、第二变形区)，并能对剪切角和切削力进行预报和仿真；根据金相 分析和快速落刀装置，发现金属死区的存在并不依赖于切削速度、前角和倒棱角度；在同样的切削条件下，倒棱刀具的剪切角小于单尖刀具剪切角约2°～3°。台 湾学者K.Fuh利用最小能量原理修正了臼井英治的切削模型，依据切削面积和考虑后刀面作用力，对切削力进行仿真，其综合精度较高。由于引入的经验系数较 多，对于不同的刀具和工件材料这些系数往往是变化的，因此其实用性受到一定限制。 3 硬态切削的切屑形态 金属切削过 程研究的重点和核心是切屑的形成过程。硬态切削过程一般产生锯齿形切屑。K.F.Koch博士和P. Fallboehmer博士认为，硬态切削的切屑形态受切屑厚度的影响最大，当切屑厚度小于20µm 时易产生带状切屑，否则生成锯齿形切屑(见图4)。形成锯齿形切屑的原因主要是刀具前刀面附近的工件材料受到挤压而堆积在前刀面上，刀具继续向前切削致使 切屑材料发生突然断裂。 图4 切屑厚度对锯齿形切屑的影响 关 于锯齿形切屑形成机理有很多著名的论断。1964 年Recht 提出了切削加工时突变剪切失稳的经典模型，当名义应力—真实应变曲线斜率为零时，即温度变化的局部速率对强度的负面影响等于或大于强度所产生的应变硬化的 正面影响时，材料内部的塑性变形区便产生突变剪断。美国俄克拉荷马州立大学的Hou Zhen-Bin和Ranga Komanduri提出了锯齿形切屑形成过程中的热力学模型，他们的实验表明，切削速度和进给量在剪切发生失稳中起着重要作用。Samiatin和Rab 发现当正常的流动软化率对应变速率敏感值之比等于或大于5时，金属切削过程的非均匀流动立刻发生。热塑过程的不稳定性(应变硬化与热软化)导致剪断区产 生，即使没有热软化效应，其它机理也可使剪切带抗剪强度明显减小。例如当剪切带产生微裂纹时，使承受应力的实际面积减小，Walker和Shaw认为这是 机加工中切屑断裂的一种可能机理。最近Shaw和Vyas对较低切速下加工AISI 4340钢和低速加工钛合金产生节状切屑的研究更清楚地证实了上述概念。由于此时的切削速度很低，剪切面产生的热可向任意侧面扩散，热软化相当困难，因此 可解释为由于微裂纹的存在使实际剪断强度降低。剪断失稳的其它机理包括材料组织转变，如在某些钢中马氏体向奥氏体的逆转变。中山一雄对淬硬钢硬态车削时锯 齿形切屑形成机理的观点是：切屑形成起源于自由表面上剪应变值最大处，邻近自由表面的变形假设为纯剪切作用的结果，剪切断裂与自由表面夹角为45°。 Sih用解析法获得“应变能密度”因子S，并在平面应变条件下模拟了锯齿形切屑的生成机理，提出硬态切削淬硬钢时锯齿形切屑形成的新模型，给出了负载角f与断裂角q0之间的关系式。 大 连理工大学王敏杰、胡荣生教授的研究表明，锯齿形切屑主要是因为高速切削产生的热塑剪切失稳所致。热塑剪切失稳是广泛存在于许多动态塑性变形过程中的一种 材料破坏现象，其先决条件是变形材料的局部温升引起的热软化效应足以抵消材料的变形强化效应。金属切削过程中的热塑剪切失稳是指发生在第一变形区的强烈局 部剪切集中，其结果导致不对称的锯齿形切屑，它与普通金属材料在低速下形成的挤裂切屑不同，特征是切屑的各锯齿之间以变形很大的热塑剪切带相隔。采用金属 陶瓷刀片SNMG120412N-UG(牌号ZK01)切削GCr15轴承钢的试验结果表明：当切削深度为0.5～4mm、进给量 0.07～0.43mm/r、切削速度≥130～160m/min 时，开始产生热塑剪切失稳。 图5 切削过程对已加工表面的破坏过程 4 硬态切削的已加工表面完整性 切 削加工过程中切削热的产生和传导、高速摩擦和磨损等因素都会对已加工表面造成一定程度的破坏(如图5 所示)。用硬态切削取代磨削加工的关键是如何获得理想的加工表面粗糙度、形状精度和加工表面状态，而提高硬态切削的加工精度和硬态切削工件的性能是一个需 要长期深入研究的课题。硬态切削已加工表面的完整性主要包括以下内容：表层组织形态及其硬度、表面粗糙度、尺寸精度、残余应力的分布和白层的产生。 美 国普渡大学C.R.Liu教授早在1976年便发表了切屑形成过程对已加工表面亚表层力学状态的论文，主要分析了尖刃刀具和磨损刀具对残余应力的影响。最 近C.R.Liu还通过实验论证了超精密硬态切削淬硬轴承钢的可行性和切削条件，并在超精密硬态切削加工表面的残余应力模型、模拟和优化研究方面做了大量 工作。德国P. Leskovar的研究工作表明：已加工表面微观硬度受进给量和后刀面磨损量的影响较大，进给量越小，磨损量越大，表面硬度越高。刘献礼教授的正交硬态切 削试验结果表明：切削速度、进给量和切削深度对表面硬度的影响都具有单一变化规律，即已加工表面硬度随切削速度的提高而增加，随进给量和切深的增大而降 低，而且已加工表面硬度越高，硬化层深度越大。通过对试件的基体组织和表层组织的扫描电镜照片进行对比分析，认为硬态切削过程中已加工表面硬度虽有所提 高，产生一定的硬化深度，但对表面表层的金相组织并无破坏。 图6 硬态切削已加工表面的白层 伯 明翰大学D. K. Aspinwsll教授在高刚性数控车床上采用陶瓷和PCBN刀具切削淬硬AISI E52100轴承钢时发现：工件表层和亚表层的组织状态发生变化，其微观组织由白色的未回火层和黑色的过回火层组成。实验结果显示硬态切削后工件表面均为 残余压应力，而磨削后工件的最大压应力主要集中在工件表面。 残余应力与材料的成分、组织和缺陷一样，对工件的机械性能有很大影响，多数 情况下必须控制残余应力的大小及其分布规律。硬态切削过程中残余应力的产生被认为与切削热的形成及热源的移动速度、切削刃的几何形状、工件材料以及刀具磨 损等关系密切。国外不少学者试图通过仿真切削热的生成与移动来计算残余应力，但切削热形成的复杂性和残余应力测量误差等原因导致仿真误差较大。最近，加拿 大Kurt Jacobus运用平面应变粘弹塑性理论、美国普渡大学S.Mittal运用多项式拟合原理预测切削参数对残余应力分布的影响，其不足之处是都需要进行大 量的标定实验来估计系数。J.D.Thiele等研究了精密硬态切削过程中切削刃几何形状和工件硬度对工件表面残余应力的影响，实验中分别选用尖刃、倒 棱、钝圆三种刃部的PCBN刀具。测试结果显示：刀具钝圆半径越大，残余压应力值越大；工件硬度越高，残余压应力值越大。Y.Matsumoto和 D.W.Wu也认为工件硬度对工件表面完整性的影响极大，工件硬度值越大，越有利于残余压应力的形成。Y.Matsumoto还认为，刀具几何形状也影响 残余应力的形成，双倒棱和大钝圆刀具所形成的残余压应力远远优于单一倒棱和尖刃刀具，但切削参数(切深和进给量)对残余应力没有显著影响。 影 响硬态切削已加工表面质量的另一个重要因素是白层的形成。白层是伴随着硬态切削过程所形成的一种组织形态(如图6所示)，它具有独特的磨损特性：一方面硬 度高，耐蚀性好；另一方面又表现出较高脆性，易引起早期剥落失效。白层尺寸较薄，难于准确分析其组织特征，它的形成机理至今仍有争议。一种观点认为白层是 相变的结果，是由材料在切削过程中被快速加热和骤然冷却而形成的晶粒细小的细晶马氏体组成。另一种观点认为白层的形成仅属于变形机制，只是由塑性变形而得 到的非常规型马氏体。目前将白层视为马氏体组织的观点得到一致认可，主要争议在于白层的精细结构。Y.K.Chou和C.J.Evans认为硬态切削过程 中白层的形成与切削热有关，后刀面磨损量的增加将导致白层深度加大，在VB 达到0.31mm 时白层深度高达10µm。B. J. Griffiths认为切削过程中产生白层现象的原因是高速滑动磨损，白层的组织形态是超细晶粒结构的奥氏体和马氏体的混合组织，并与刀具磨损密切相关 (见图7)。因此，需要进一步深入研究白层的形成机理及其对零件寿命的影响。 图7 白层组织形态与后刀面磨损的关系 5 硬态切削技术的发展趋势 目 前硬态切削加工技术已引起世界范围内制造业界和科研机构的高度重视和极大兴趣，但推广应用硬态切削加工技术仍存在一定障碍，主要问题有：如何使已加工表面 保持稳定的表面粗糙度和尺寸精度；已加工表面质量能否满足零件的工况需要并具有一定的寿命；如何进行硬态切削加工刀具的选择、使用、成本控制等。因此，未 来硬态切削加工机理及其技术的研究重点是：控制切削过程中切削力的大小并保持其稳定性；消除和减小切削热对工件尺寸精度的作用；硬态切削过程中冷却润滑技 术的合理化；已加工表面硬度的梯度、残余应力的分布、表层组织形态和白层形成机理的研究。

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