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陶瓷结合剂砂轮的速度为30～35 m/s；树脂结合剂的砂轮速度为35～50 m/s。当发现表面烧伤时，应将砂轮速度降至16～20 m/s。
工 件速度，当工件直径小于50 mm时，n=120～150 r/min；大于50 mm时，n=40～80 r/min。用砂轮外圆进行平面精磨时，工作台运动速度一般为15～20 m/min，粗磨时为5～50 m/min。磨削深度和横向进给量小时取大值，横向进给量大时取小值。粗磨深度为0.04～0.08 mm，精磨深度为0.01 mm。修整砂轮后应减小磨削深度。
外圆磨削时纵向进给量，粗磨时为(0.2～0.7)B mm/r，精磨时为(0.2～0.3)B mm/r；内圆磨削时纵向进给量，粗磨时为(0.4～0.7)B mm/r，精磨时为(0.25～0.4)B mm/r；砂轮外圆平面磨横向进给量，粗磨时(0.3～0.7)B mm/dst，精磨时为(0.05～0.1)B mm/dst。

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 TEL:+886 4 24710048 / 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 Cutting tool、Carbide end mills、Carbide cutting tool、NAS Cutting tool、Carbide end mill、Aerospace cutting tool、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 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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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.

应及时修整砂轮，粗磨时砂轮要修整粗一些，精磨时砂轮要始终保持锋利，以免过热烧伤。修整后的砂轮两侧转角处，不允许有毛刺存在。

低表面粗糙度磨削时，粗精磨应分别进行，精磨余量一般留0.05 mm为宜，工件装夹误差大时可留0.1 mm。

磨 削过程中必须充分冷却，以带走大量的磨削热和进行冲刷，防止砂轮堵塞和工件表面烧伤。冷却液必须清洁，不能混入磨屑或砂粒，以免将工件拉毛。磨削不锈钢 的冷却液，一般选用冷却性能较好的乳化液，或用含有极压添加剂且表面张力小的冷却液。流量为20～40 L/min，砂轮直径大时为80 L/min。

不 锈钢磨削余量应取小一些，外圆磨削时，直径上的磨削余量为0.15～0.3 mm，精磨余量为0.05 mm。内圆磨削的余量与外圆磨削基本相同。平面磨削时，对面积小、刚性好的零件，单边留余量为0.15～0.2 mm，刚性差、面积大的零件，单边留磨削余量0.25～0.3 mm。

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不锈钢的用途很广，切削加工的实例也很多，在这里仅举几个切削加工的实例，以供参考。

车 削：工件材料为1Cr18Ni9Ti，工件尺寸为Ø900 mm×720 mm。原用YG8硬质合金车刀，刀具几何参数g0=15°～18°，a0=6°～8°，kr=75°，ls=-5°～-8°；切削用量为Vc=28 m/min，ap=0.3～0.5 mm，f=0.16mm/r，精车一刀需刃磨28次车刀，且工件表面接刀痕十分明显。后改用YG8N硬质合金车刀，除将切削速度提高到42.4m/min 外，其他条件相同，精车一刀外圆，仅需磨刀5次，工件表面粗糙度Ra为3.2μm，接刀痕也不明显。

车螺纹：工件 材料为1Cr18Ni9Ti，螺纹规格为M20×2.5。原用YG8硬质合金，Vc=10 m/min，f=2.5 mm/r，ap=0.3～0.4 mm，刀具刃磨一次加工不了一件。改用813硬质合金，在Vc=36 m/min的条件下，可加工两件以上，效率和刀具耐用度可提高两倍以上。

铣 削：工件材料为Cr17Ni2，铣削平面，切削用量为Vc=90～100 m/min，ap=3～4 mm，af=0.15 mm/z。刀具为可转位端铣刀，刀具材料为YW4，刀具几何参数为g0=5°，a0=8°，kr=75°，ls=5°。刀具耐用度为41 min。

镗 孔：工件材料为1Cr18Ni9Ti，刀具材料原用YG6和YG10H硬质合金，刀具几何参数为g0=20°，a0=8°，kr=75°，ls=- 3°。切削用量为Vc=20 m/min，ap=3 mm，f=0.32mm/r。在相同的条件下，YG6的刀具耐用度为15 min，且不断屑而粘刀，YG10H的刀具耐用度为60 min，而且切削质量良好。

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1 引言
从20世纪80年代开始，由于数控机床的主轴、进给系统等功能部件设计制造技术的突破，数控机床的主轴转速和进给速度均大幅度提高，在现代制造技 术全面进步的推动下，切削加工技术开始进入高速切削的新阶段。目前，高速切削已在模具、航空、汽车等制造业领域得到了大量应用，产生了显著的经济效益，并 正向其它应用领域拓展。
高速切削加工对刀具提出了一系列新的要求。研究表明，高速切削时，造成刀具损坏的主要原因是在切削力和切削温度作用下因机械摩擦、粘结、化学磨 损、崩刃、破碎以及塑性变形等的引起的磨损和破损。因此，对高速切削刀具材料最主要的性能要求是耐热性、耐磨性、化学稳定性、抗热震性以及抗涂层破裂性能 等。陶瓷、CBN、PCD、金属陶瓷等刀具材料具有良好的耐热性和耐磨性，当其韧性得到改善后，非常适合用于高速切削。先进涂层技术的发展进一步改善了刀 具材料的性能。目前，新型涂层材料和涂层工艺的开发方兴未艾，预示着涂层刀具在高速切削领域将有巨大发展潜力和广阔应用前景。
本文对高速切削加工时陶瓷刀具、立方氮化硼刀具、金刚石刀具、金属陶瓷刀具和涂层刀具的磨损机理进行了综合评述，对刀具的磨损形态和磨损寿命进行了分析，这些研究将有益于实际生产加工中对高速切削刀具的合理选用与磨损控制。
2 高速切削刀具的磨损形态
高速切削时，刀具的主要磨损形态为后刀面磨损、微崩刃、边界磨损、片状剥落、前刀面月牙洼磨损、塑性变形等。
后刀面磨损是高速切削刀具最经常发生的磨损形式，可看作是刀具的正常磨损。后刀面磨损带宽度的加大会使刀具丧失切削性能，在高速切削时常采用后刀面上均匀磨损区宽度VB值作为刀具的磨损极限。
微崩刃是在刀具切削刃上产生的微小缺口，常发生在断续高速切削时，通过选用韧性好的刀具材料、减小进给量、改变刀具主偏角以增加稳定性等措施，均可减小微崩刃的发生概率。通常只要将刀具微崩刃的大小控制在磨损限度以内，刀具仍可继续切削。
边界磨损发生在刀具后刀面的刀—工接触边缘处，形状通常为一狭长沟槽，因此也称为沟槽磨损。高速切削不锈钢、高温合金（如Inconel 718）时刀具容易发生边界磨损，其原因是工件表面的加工硬化使刀—工接触边界的工件材料硬度最高。加工外圆时，刀—工接触边界的切削速度最高，因此也容 易形成边界磨损。此外，用陶瓷刀具高速切削铸铁时也容易发生边界磨损。
片状剥落多发生在刀具的前、后刀面上，其原因是刀—屑或刀—工接触区的接触疲劳或热应力疲劳所致。当剥落很小时，被认为是磨损；但在很多情况下， 由于疲劳裂纹源距刀具表面具有一定深度，裂纹扩展后所形成的剥落块往往大于刀具的磨损限度，一旦发生剥落，即可使刀具失效，形成剥落破损。陶瓷刀具端铣钢 和铸铁时，前刀面上经常出现贝壳状剥落；涂层刀具因涂层材料与基体材料粘结强度不够也易发生剥落。
前刀面月牙洼磨损最常出现在塑性金属的高速切削加工中。塑性变形多发生在切削温度较高而刀具红硬性较差的切削条件下，超硬刀具材料在切削速度很高时也可能发生塑性变形现象。
3 高速切削刀具的磨损机理
在高速切削加工中，与普通切削加工类似，也存在两个摩擦副：前刀面与切屑间的摩擦副和后刀面与已加工表面间的摩擦副。其中，前者影响刀具前刀面的磨损，后 者影响刀具后刀面的磨损，前、后刀面的磨损均影响刀具寿命。但与普通切削相比，高速切削时刀具与工件的接触时间减少，接触频率增加，切削过程中产生的热量 更多向刀具传递，因此其磨损机理与普通切削有很大区别。
（1）陶瓷刀具
陶瓷刀具具有硬度高、耐磨性能及高温力学性能优良、化学稳定性好、不易与金属发生粘结等特点。陶瓷刀具的最佳切削速度通常可比硬质合金刀具高 3～10倍，适用于高速切削钢、铸铁及其合金等。陶瓷刀具用于高速切削时，切削温度可高达800～1000℃甚至更高，切削压力也很大。因此，陶瓷刀具的 磨损是机械磨损与化学磨损综合作用的结果，其磨损机制主要包括磨料磨损、粘结磨损、化学反应、扩散磨损、氧化磨损等。陶瓷刀具的磨损与切削条件密切相关， 在高速切削时以高温引起的粘结磨损、化学反应、氧化磨损和扩散磨损为主。
Al2O3基陶瓷刀具在连续高速切削钢件时，其磨损机制主要为伴有微崩刃的磨料磨损和粘结磨损；而在高速切削铸铁时，磨损机制主要为磨料磨损。
用Al2O3/SiCw陶瓷刀具高速加工Inconel 718高温合金时，刀具的主要磨损机制为粘结磨损、化学反应和扩散磨损，因此用Al2O3/SiCw陶瓷刀具加工Inconel 718时必须使用切削液（含氯化石蜡的切削液效果更好）。用Al2O3/ZrO2和Al2O3/TiCN 陶瓷刀具加工AISI 4337钢时，前刀面与后刀面的磨损机理有所不同：化学反应及塑性变形是前刀面磨损的主要原因；后刀面的磨损机理则是陶瓷颗粒间发生断裂，导致陶瓷颗粒脱 落所致。Al2O3/TiB2陶瓷刀具加工高强钢和淬硬钢时具有较好的耐磨性，且刀具的耐磨性能随着TiB2含量的增加而增强。Al2O3基陶瓷刀具在高 速切削时，刀具表层有时会发生塑性变形现象，这是由于Al2O3与FeO（钢表面氧化产物）或MgO（陶瓷添加剂）反应形成了尖晶石结构，或者是 Al2O3与SiO2、CaO作用形成了低熔点、低硬度的化合物。
Si3N4基陶瓷刀具高速切削铸铁时的主要磨损机制为化学磨损。虽然化学磨损本身在陶瓷刀具的总磨损量中所占比例一般并不大，但化学作用可使机械 磨损的程度大大加剧，如化学溶解及扩散作用会引起陶瓷表面强度减弱，加剧刀具与工件间的粘结，从而导致严重的粘结磨损和微观断裂磨损。切削钢件时， Si3N4陶瓷刀具的磨损主要与刀具和工件间的化学作用有关，由于Si3N4颗粒的化学溶解及不断被从玻璃相中拔出，使Si3N4陶瓷刀具表现出很高的磨 损率。Si3N4陶瓷刀具高速切削钢件时的高磨损率主要可归因于以下两种因素： ①Si3N4氧化而在刀具表面形成的SiO2层不断被磨去；②SiO2与工件表面的FeO形成低熔点的共晶混合物。
（2）立方氮化硼刀具
立方氮化硼（CBN）是氮化硼的致密相，聚晶立方氮化硼（PCBN）则是由CBN微粉与少量粘结相（Co，Ni或TiC、TiN、Al2O3）在高温高压 下烧结而成。PCBN组织中各微小晶粒呈无序排列状态，因此PCBN硬度均匀，无方向性，具有一致的耐磨性和抗冲击性，并有很高的硬度和耐热性 （1300～1500℃）、优良的化学稳定性和导热性以及低摩擦系数，而且PCBN与Fe族元素亲和性很低，因此它是高速切削黑色金属较理想的刀具材料。 PCBN的CBN含量、晶粒尺寸、粘结相等均会影响其性能：CBN含量越高，PCBN的硬度和导热性也越高；CBN晶粒尺寸越大，其抗破损性越弱，刀刃锋 利性越差；采用金属材料Co、Ni作为粘结相时，PCBN有较好的韧性和导电性，采用陶瓷材料作为粘结相时则具有较好的热稳定性。
PCBN 刀具高速切削铸铁时主要发生化学磨损，导致前刀面出现月牙洼磨损。试验证明，通过改变CBN含量和刀具几何参数，以降低切削温度和减小刀—屑接触长度（时 间），可减小化学磨损速率，避免前刀面月牙洼磨损。一般认为，CBN刀具的磨损是由于切削过程中的高温、高压、切屑与前刀面间的摩擦以及工件材料中有关化 学元素与之发生粘结、亲和而引起的，即其磨损机制主要包括：①氧化磨损和相变磨损。CBN刀具高速切削时的平均切削温度可达1000～1200℃，在此高 温下，即使在常压和空气气氛中也足以使CBN刀具刀尖区产生氧化、放氮甚至相变。而CBN刀具一经氧化和相变即会丧失其切削能力。②粘结磨损。在一定压力 和高温条件下，刀尖与被加工材料接触区随着切屑不断流出，双方均不断裸露出新的表面。尽管CBN对Fe族元素有较高化学惰性，但对其它元素并非如此，当条 件适合时，会使CBN活性增加、惰性降低，随着与合金元素的亲和倾向不断增加，将导致出现粘结磨损。这种磨损一般表现为微粒脱落，当刀尖区温度高达 1200℃左右时，局部CBN颗粒将呈现“半熔化”状态，从而使粘结磨损大大加剧。③摩擦磨损。工件与刀具之间的高速相对运动会使CBN刀具发生摩擦磨 损。④颗粒剥落与微崩刃。由于CBN刀具是由无数细小的CBN颗粒构成，颗粒之间呈晶界间的精细裂纹连接，且存在不均匀的内应力，因此当高温切屑流摩擦刮 研CBN刀尖时，会因工件材料硬度不均或存在硬质点所产生的微冲击而造成CBN颗粒脱落或产生微崩刃。
造成CBN刀具磨损的上述多种因素并非只是独立存在、单独作用，而是相互影响、共同加剧，如氧化磨损和相变磨损必然伴随着粘结磨损，并出现摩擦磨损、剥落磨损和微崩磨损。
（3）金刚石刀具
金刚石材料可分为天然金刚石和人造金刚石。天然金刚石具有自然界物质中最高的硬度和导热系数。近年来开发的多种采用化学机理研磨金刚石刀具的方法和保护气 氛钎焊金刚石技术使天然金刚石刀具的制造变得相对容易，从而使天然金刚石刀具在超精密镜面切削领域得到广泛应用。20世纪50年代实现了利用高温高压技术 人工合成金刚石粉后，70年代制造出了金刚石基的切削刀具即聚晶金刚石（PCD）刀具。PCD晶粒呈无序排列状态，不具方向性，因而硬度均匀。PCD刀具 具有高硬度（8000～12000HV）、高导热性、低热胀系数、高弹性模量和低摩擦系数，刀刃非常锋利，可高速切削加工各种有色金属和耐磨性极强的高性 能非金属材料，如铝、铜、镁及其合金、硬质合金、纤维增塑材料、金属基复合材料、木材复合材料等。目前正在研究和开发的化学气相沉积（CVD）金刚石主要 有两种形式：一种是在基体上沉积厚度小于30μm的薄层膜（CVD薄膜）；另一种是沉积厚度达1mm的无衬底金刚石厚层膜（CVD厚膜）。
三种主要的金刚石刀具材料———PCD、CVD厚膜和人工合成单晶金刚石的性能比较结果为：PCD的焊接性、机械磨削性和断裂韧性最高，抗磨损性和刃口质 量居中，抗腐蚀性最差；CVD厚膜的抗腐蚀性最好，机械磨削性、刃口质量、断裂韧性和抗磨损性居中，可焊接性最差；人工合成单晶金刚石的刃口质量、抗磨损 性和抗腐蚀性最好，焊接性、机械磨削性和断裂韧性最差。目前，金刚石刀具是高速切削（2500～5000m/ min）铝合金较理想的刀具材料，但在高速切削钢铁及其合金时却磨损较快，其磨损机理主要是由于碳与铁具有较大亲和作用，尤其在高温下金刚石易与铁发生化 学反应，因此它不适于切削钢铁及其合金材料。
（4）金属陶瓷刀具
金属陶瓷（即TiC（N）基硬质合金）的主要成分为 TiC（碳化钛）、TiN（氮化钛）和TiCN（碳氮化钛）等。TiC（N）基硬质合金包括具有高耐磨性的TiC+Ni（或Mo）合金、具有高韧性的 TiC+WC+TaC+Co合金、以TiN为主体的强韧合金和TiCN+NbC 高强韧合金等。与WC硬质合金相比，金属陶瓷的硬度、强度、韧性、抗塑性变形和抗崩刃性能等均有显著改善，尤其是高温强度、高温硬度、导热性、抗氧化性和 抗热震性能得到提高，与钢的亲和力小，摩擦系数小，抗月牙洼磨损和抗粘结能力强，现已发展成为独立系列的一类刀具材料。近年来开发的高氮含量、具有均匀微 细硬质组织的TiC（N）基硬质合金具有良好的抗磨损性能和抗崩刃性，适于在200～400m/min的高速下切削普通钢和合金钢，也可用于铸铁的精加 工。由于TiC 的抗粘结、抗扩散性能较好，所以耐磨性好，但抗塑性变形能力较差，在对高硬材料进行高速切削时常因刀刃的塑性变形而导致刀刃损坏。
（5）涂层刀具
涂层刀具具有很强的抗氧化性能和抗粘结性能，因而具有良好的耐磨性和抗月牙洼磨损能力。涂层的摩擦系数较低，能有效降低切削时的切削力及切削温度，因而可 大大提高刀具耐用度。TiC涂层的硬度高、耐磨性好，适用于可能产生剧烈磨损的刀具；TiN涂层与被切削金属的亲和力小、润湿性好、抗氧化性强，适用于容 易发生粘结磨损的刀具；Al2O3涂层在高温下具有良好的热稳定性，适用于高速切削时产生大量切削热的刀具。目前应用较广泛的主要是在硬质合金和高速钢刀 体上涂覆不同的氮化物、氧化物和硼化物等，其中氧化铝（Al2O3）、碳氮化钛（TiCN）、氮化铝钛（TiAlN）、碳氮化铝钛（TiAl-CN）等涂 层具有优异的高温性能。WC基、TiC（N）基硬质合金和陶瓷等材料都可作为涂层刀具的基体。
涂层技术发展很快，目前已从单涂层发展为多涂层。应用较广泛的涂层工艺有化学气相沉积法（CVD法）和物理气相沉积法（PVD法）。PVD法主要 用于高速钢刀具涂层；CVD法和PVD法均可用于硬质合金刀具涂层。PVD法涂层的硬质合金刀具有较好的抗破损性能，适于断续切削，但耐磨性不如CVD法 涂层的硬质合金刀具。目前适用于高速切削的硬质合金涂层刀具的涂层物质主要有采用CVD法的TiCN+Al2O3+TiN、TiCN+Al2O3、 TiCN+Al2O3+HfN、TiN+Al2O3、 TiCN等和采用PVD法的TiAlN/TiN复合涂层、TiAlN等。选用不同涂层物质的硬质合金涂层刀具可以200～400m/min的切削速度加工 钢、合金钢、不锈钢、铸铁、合金铸铁等。近年来开发的氮化碳（CNx）和其它氮化物（TiN/NbN、TiN/VN等）涂层在高温下具有良好的热稳定性， 适合于高速切削。
日本近年开发的纳米TiN/AlN复合涂层铣刀片的涂层层数达2000层，每层厚度为2.5nm，可在高速下进行切削。涂层刀具用于高速切削时，由于切削温度较高，可使涂层与基体的结合强度削弱，容易产生剥落、崩碎等损伤。
4 高速切削刀具的磨损寿命
高速切削时，应根据加工方法和加工要求确定合理的刀具磨损寿命（极限）。影响高速切削刀具磨损寿命的因素较多，如工件材料与刀具材料的匹配、切削方式、刀 具几何形状、切削用量、冷却液、振动等对刀具磨损寿命都有显著影响，其影响规律与具体切削条件有关，应通过切削试验来确定各相关因素对刀具磨损寿命的影响 效应。下面给出几个高速切削加工实例及相应的刀具磨损寿命。
（1）铸铁的高速切削加工
在铸铁的高速切削加工中，正确选择刀具材料是提高加工效率的关键。适用于高速切削铸铁零件的刀具材料主要有超细晶粒硬质合金、金属陶瓷、陶瓷、立 方氮化硼和涂层刀具等。陶瓷刀具是高速切削铸铁的理想刀具之一，其价格比PCBN刀具低廉得多，其高速切削铸铁的切削性能则远远优于硬质合金刀具。用 Sialon陶瓷刀具和Si3N4陶瓷刀具车削和铣削普通铸铁时，在相同切削条件下，Sialon陶瓷刀具车削时的磨损量较小，而Si3N4陶瓷刀具铣削 时的磨损量较小。这说明Sialon陶瓷刀具适用于高速连续切削，而Si3N4陶瓷刀具适用于高速断续切削。
（2）淬硬钢的高速切削加工
在相同切削条件下（切削进给量 0.1mm/r，切削深度0.2mm，刀具磨钝标准VB=0.2mm）分别采用P10硬质合金刀具、陶瓷刀具和CBN刀具加工AISI 4340工件材料（硬度60HRC）时，硬质合金刀具的工作寿命最低，这是由于工件材料硬度很高，导致加工时的切削力和切削温度较高，造成硬质合金刀具迅 速磨损、剥离乃至断裂破损。陶瓷刀具和CBN刀具的工作寿命随着切削速度的提高而增加，当达到最大临界值后则开始降低。出现这一现象的原因可能是当切削速 度增加时，刀具粘结层厚度增加，形成一层保护膜，有利于减小刀具磨损，从而提高了刀具寿命；但当切削速度进一步提高时，刀具表面层将变软，容易被工件材料 中的硬质点磨耗掉，从而加剧了刀具磨损，造成刀具寿命迅速降低。
（3）镍基合金的高速切削加工
选用Si3N4陶瓷刀具和 Si3N4-TiC陶瓷刀具（刀具几何参数分别为-5°，-6°；5°，6°；15°，15°；0.8mm）高速车削镍基合金Inconel 718工件（直径150mm，硬度440HV）。切削进给量0.19mm/r，切削深度0.5mm，切削速度30～300m/min，使用水基冷却液（冷 却速度4l/min）。由Si3N4陶瓷刀具的磨损形态和磨损量在切削长度为50m时与切削速度的关系可见，边界磨损量VN的变化较为独特：当切削速度较 低时，VN随切削速度的增加而减小；当切削速度超过100m/min时，VN则随切削速度的增加而增大；当切削速度超过150m/min时，VN又随切削 速度的增加而减小。后刀面磨损量VB在整个切削速度范围内均小于边界磨损量VN。用添加了TiC的Si3N4-TiC陶瓷刀具加工Inconel 718时，由刀具的磨损形态和磨损量与切削速度的关系可见，刀具的磨损形态和磨损规律与Si3N4陶瓷刀具非常相似，但磨损量小于Si3N4陶瓷刀具。
对于高速切削刀具，除应考虑其静态特性外，还应考虑其动态特性。随着刀具悬伸量的不同，可能使刀具系统（刀柄—刀体—刀片等）的固有频率与因每个刀齿切削不均产生的刀齿宽频带激振的频率（或其谐波分量）一致，从而产生颤振，引起刀具剧烈磨损，甚至发生破损。
5 结语
本文对高速切削加工时陶瓷刀具、立方氮化硼刀具、金刚石刀具、金属陶瓷刀具和涂层刀具的磨损形态和磨损机理进行了综合评述。不同种类的刀具材料高速切削加 工不同的工件材料时，其磨损形态和磨损机理也各不相同。对影响高速切削刀具磨损寿命的因素进行了综合分析，研究结论对实际加工中高速切削刀具的合理选用及 磨损控制具有指导、参考和借鉴作用。

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（1）加熱・冷却に伴う組織の変化

前 にＳ点で０．７７％Ｃ鋼を、オーステナイト状態から冷却すると、フェライトとセメンタイトが同時に析出することを共析変態と呼ぶと云うお話をしま した。したがって、この０．７７％Ｃ鋼を共析鋼と云います。これよりＣ％が少ない鋼を亜共析鋼、多い鋼を過共析鋼と呼んでいます。これらの鋼は本質的には フェライトとセメンタイトから成る組織ですが、Ｃ含有量の違いによって異なった模様を呈します。簡単にお話しましょう。

ま ず、オーステナイト状態に加熱した亜共析鋼を冷却すると、Ａ３線でフェライトが析出し始め、Ａ１点まで冷却されてくる と、その量が増加してきます。この析出したフェライトを初析フェライトと呼びます。残りのオーステナイトはＡ１点で共析変態を生じます。白い部分が初析 フェライト、黒いところが共析変態によって生じたフェライトとセメンタイトです。フェライトとセメンタイトは共析変態によって、交互に析出するため層状を 呈しています。この層状組織をパーライトと呼んでいます。黒いパーライトを囲むように白いフェライトが観察されます。また、過共析鋼では、Ａｃｍ線でセメ ンタイトを析出します。このセメンタイトを初析セメンタイトと呼びます。析出過程は亜共析鋼の場合と同じです。つまり、炭素鋼をオーステナイト状態から、 適当な速度で徐冷したときの組織は、純鉄ではフェライト１相ですが、Ｃ量が増加するにしたがいパーライト量が増え、約０．７７％Ｃの共析鋼で全部がパーラ イトとなります。さらにＣ量が増加すると、パーライトと初析セメンタイトの混合組織となり、セメンタイトは結晶粒界にネット状に析出するようになります。 一般的に鉄鋼材料を加熱する場合は、加熱速度にはあまり関係なく、加熱温度に依存します。例えば亜共析鋼をＡ１とＡ３変態の間に加熱すれば、フェライトと オーステナイトの２相組織となり、また、過共析鋼ではＡ１とＡｃｍの間に加熱すれば、オーステナイトとセメンタイトの２相組織となります。いずれの場合も Ａ３、Ａｃｍ以上の温度に加熱すれば、オーステナイト１相です。つまり、加熱によって１相の安定相でも、２相の不安定相の場合でも、１原子ずつ新しい結晶 格子に並び変わったり、Ｃ原子が拡散する場合でもある程度の時間が必要となります。したがって、加熱速度よりもむしろ温度と時間のファクターが大きいので す。

冷却の場合は、加熱の場合と異なり、冷却速度の違いによって複雑な変化を示します。共析鋼を加熱・冷却した 場合変態の起こ る様子を長さの変化についてまず、（ａ）の徐冷（炉冷）では、冷却変態Ａｒ１の膨張が加熱変態Ａｃ１より僅かに下がるのみで、大きな差は認められません。 これは焼なましに相当するもので、組織的には亜共析鋼の場合はフェライト＋パーライト、共析鋼ではパーライト、過共析鋼の場合はセメンタイト＋パーライト です。（ｂ）のように空冷を行うと、Ａｒ１変態が過冷されてＡｒ′と呼ばれる変態がやや低い温度で起こります。つまり、オーステナイトが冷却の途中で、新 しい結晶格子に並び変わる時に若干の時間がかかります。そのため冷却速度を速くすると、過冷されてより低温で変態が起こるようになるわけです。これが焼な らしです。得られる組織は（ａ）の場合と同じです。なお、過冷されたオーステナイトを過冷オーステナイト又は準安定オーステナイトと呼んでいます。（ｃ） の油冷の場合は空冷よりもさらに冷却が速くなるため、Ａｒ′変態が低下します。この変態は途中でとまり、残りのオーステナイトはさらに低温（２５０℃付 近）で硬い麻の葉状のマルテンサイトに変化して、大きな膨張を起こします。この変態をＡｒ″変態又はＭｓ点（マルテンサイトがスタート）と呼んでいます。 組織はＡｒ′で軟らかい微細なパーライトが、また、Ａｒ″で硬いマルテンサイトが生ずるため、軟硬混合晶となり、不完全焼入れの一種となってしまいます。 なお、Ａｒ′変態で生ずる微細なパーライトは、主に結晶粒界に優先的に析出します。水冷の（ｄ）はさらに速い冷却のため、Ａｒ′変態は完全に阻止されＡｒ ″変態のみが起こり、全部が硬いマルテンサイトとなり膨張をします。これが焼入れです。写真５は焼入マルテンサイト組織を示したものです。マルテンサイト 変態は、主としてオーステナイトの化学成分によって決まる温度（Ｍｓ点）で始まり、温度が下がるにつれて進行し、マルテンサイト量も増加します。共析鋼な どでは常温まで冷えたとき、オーステナイトは少量残るだけで、ほとんどがマルテンサイトに変態します。少量残ったオーステナイトを残留オーステナイトと云 い、常温以下まで冷却を続ければ、マルテンサイトへの変態も引続いて進行をします。共析炭素鋼では－１００℃付近で変態が終了します、この終了温度をＭｆ 点（マルテンサイト変態がフィニッシュした）と云います。このように常温以下に冷却してより多く、マルテンサイトに変態させる操作をサブゼロ処理と云って います。なおＭｓ点は次式によって表すことができます。

Ｍｓ点（℃）＝５５０－３５０×Ｃ％－４０×Ｍｎ％－３５×Ｖ％－２０×Ｃｒ％ －１７×Ｎｉ％－１０×Ｃｕ％－１０×Ｍｏ％－５×Ｗ％＋１５×Ｃｏ％＋３０×Ａｌ％

（2）等温変態曲線（Ｔ．Ｔ．Ｔ曲線又はＳ曲線）

Ｆｅ －Ｃ系平衡状態図は鉄鋼材料を扱う者にとっては、非常に大切なことがらですが、実際の熱処理作業においては、等温変態曲線の方がもっと重要で す。つまり、Ｆｅ－Ｃ系平衡状態図は極めてゆっくりと加熱・冷却を行った場合の組織の変化、変態など表したものですが、焼入れなどのごとく急速冷却によっ て、いかなる組織が生ずるか、また、変態が生ずるかと云うことを知ることはできません。したがって、むしろ冷却によって生じた過冷オーステナイトが、いか なる温度でどのような組織に変化して行くかを知ることが大切です。この過冷オーステナイトの変態あるいは安定度を一つの図で表したものが等温変態図、Ｓの 字に似ているのでＳ曲線とも呼んでいます。また、Ｔ．Ｔ．Ｔ曲線、Ｉ．Ｔ曲線とも云います。縦軸に変態温度、横軸に変態に要する時間を、特に横軸は短時間 内での変態を詳しく、また、全体的に長時間までの変態を表すように対数目盛り（ｌｏｇ）で表示しています。等温変態曲線の求め方は、

①顕微鏡組織観察、硬さ測定から求める方法

②変態による熱膨張の変化から求める方法

③磁気的性質の変化により求める方法

④電気抵抗の変化を測定する方法

⑤Ｘ線により求める方法

などがあります。この内最も一般的に行われているのが、①の組織学的方法です。

オー ステナイト状態に十分加熱した試料を変態点以下の所定の温度、例えばＴ１の温度に保たれた熱浴中へ全試料を投入し、あ る一定時間保持した後（Ｐ１、Ｐ２、・・・・Ｐｎ）取り出して急冷をします。この試料を顕微鏡で観察すると、変態した組織と未変態組織とに区別することが できます。この変態割合を（変態開始－終了まで）を時間と温度の関数で表すと、ちょうどＳ字形になるのです。左側の黒い部分が過冷の未変態オーステナイ ト、右側の白い部分が変態時間の間隔を表しています。この曲線から過冷オーステナイトが、最も変態を起こしやすい温度と最も起こしにくい温度が２ずつある ことがわかるでしょう。つまり、起こしやすい温度は４８０～６５０℃のＡｒ′変態に相当する温度範囲と、１００℃前後のＡｒ″変態に相当する温度の２つ、 また、変態を起こしにくい温度は、Ａ１変態点直下と１５０～３００℃の温度範囲です。言い換えると変態の開始時間が左側にあるほど容易に変態を起こしやす く、右側にずれているほど起こし難いと云うことになります。したがって、焼入れ作業においてはＳ曲線全体が右側にずれ、変態を起こし難いものほど容易であ り、また、内部まで良く焼きが入ると云うことにあります。Ｓ曲線全体が左か右にずれるかは、オーステナイト化温度、結晶粒度、添加元素、偏析、加熱速度、 表面の応力状態などによって異なります。なお、Ｓ曲線に及ぼす添加元素の影響は、以下の通りです。

【Ｃ】

Ｃ％の相違によってＳ曲線の鼻、すなわち、Ａｒ′変態はほとんど関係が無く、パーライト変態速度も影響されません。ただし、低温側におけるマルテンサイト変態は、Ｃ％が増加するほど遅くなり、Ｍｓ点が低くなる傾向を示します。

【Ｍｎ】

各温度における変態を遅らせ、右側へ移行させる傾向があります。また、１％程度では影響も小さいが、６～７％添加されると５２５℃位の温度における変態完了時間は約４週間と長くなります。

【Ｎｉ】

Ｍｎと同様変態を遅らせる元素ですが、Ｍｎほどではありあません。

【Ｃｒ】

Ａｒ′変態を遅らせる働きはＭｎ、Ｃ、Ｎｉよりも大きいです。Ｃｒを含んだ鋼は自硬性が大きいゆえんです。

【Ｍｏ】

Ｃｒと同様Ｓ曲線の上部変態の形を著しく変え、Ａｒ′変態を遅らせる働きはＣｒよりも大きいです。

【Ｖ】

Ａｒ′変態を遅らせる傾向がありますが、Ａｒ′点よりも高温では逆に促進させる元素です。

【Ｃｏ】

Ａｒ′変態を促進させる元素です。また、Ｓ曲線の鼻を左側に移行させます。

【Ｗ】

パーライト変態を遅らせ、４００℃以上の温度において２段の湾曲を生じさせます。

【Ｔｉ】

全体的に変態速度を著しく大きくする元素です。

【Ｂ】

Ｓ曲線の鼻を右側へずらせ、焼きを入りやすくする働きをします。

（3）連続冷却変態曲線（Ｃ．Ｃ．Ｔ曲線）

オー ステナイト状態に加熱した鋼を、連続的にしかも等速で冷却した時に生ずる変態の様相及び組織の変化を図示したものが連続冷却変態曲線又はＣ． Ｃ．Ｔ曲線と云います。Ｓ曲線と同様横軸に時間（ｌｏｇ）を取ったもので、Ｓ曲線と併記してあります。例えば完全焼なましの場合は、パーライト変態がａ１ で開始し、ｂ１で終了します。また、油焼入れの場合は、ａ３、ａ４と交わったところで一部パーライト変態を起こしますが、ａ４、ｂ３の変態中止線で変態を 中止し、残りはＭｓ点と交わるところで、マルテンサイトを生じます。したがって、得られる組織は微細なパーライトとマルテンサイトの混合組織です。この曲 線もＳ曲線同様大切ですから、是非頭の中に入れておいて下さい。

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阿爾法級
艇級簡介
國籍	蘇聯/俄羅斯
類別	核動力攻擊潛艇
名稱	北約代號「阿爾法」蘇俄代號705/705K
前型	V級核潛艇
次型	M級核潛艇
同級艦：	7艘
竣工：	1977年
結局：	90年代全被退役
性能諸元
水上排水量：	2,300噸
下潛排水量：	3,200噸
艇長：	81.4米
艇寬：	9.5米
深度極限：	1100米[1]
引擎類別：	液態金屬核動力反應爐
引擎：	OK-550（705K為БM-50）反應爐，單座汽輪機，雙座電動輪機
水上航速：	18~24節
潛行航速：	42節
續航力：	未知
自持力：	50天
乘員：	32人
裝備：	6座533毫米魚雷發射管 18發65型或53-65K型魚雷或 21發SS-N-15反艦飛彈或 12發SS-N-16反艦飛彈或 24發水雷

阿爾法級核動力攻擊潛艇（英文：Alfa class submarine，亦可翻譯為A級潛艇，蘇俄代號：705級）是蘇俄第二代攻擊核潛艇，該級潛艇自設計，建造到最後服役一直充滿了爭議。阿爾法級是蘇俄迄今為止滿編作戰人數最少，水下航速最快的核潛艇。

[編輯] 早期設計與爭論

最初的設計工作是從1957年開始的。當時，第143中央設計局（現孔雀石設計局前身）的設計師A•B•彼得羅夫提出了一種自動化程度遠遠高於當時所有潛艇，能在水下高速運動的潛艇設計思路，時任總設計師對於他的想法很感興趣，將其提交給核動力研究中心，隨後核動力研究中心、自動化遙感研究院和第143設計局開展了「水下殲擊艇」 的研製。「水下殲擊艇」要求水下速度要高，裝備較重火力，潛艇的物理場要低。經過了大量研討，由總設計師魯薩諾夫帶領的提出了一個比較完整的設計方案。這 個設計中最具爭議的就是取消蘇俄潛艇一直沿用至今的雙殼體結構，改用單殼體以減小體積和噸位。1960年，由蘇共中央發出並由勃列日涅夫和柯西金簽發關於水下殲擊艇研究的決議中對主要諸元的要求是：水下排水量1500噸左右，水下航速最高40節，，艇員小於15人。而當時的蘇俄核動力潛艇人數最少的V級也有60多人，可見該決議要求的自動化程度相當高。

該設計小組所呈交的設計書制定的方案為排水量1600噸，6具魚雷發射管，水下最高43節，最大深度達到600米，使用液態金屬冷卻劑反應爐。 方案提出後，受到了海軍司令部的強烈反對，海軍方面則對單殼體所帶來的無法保證水上抗沉性做出了強烈的反對。當時在蘇聯潛艇設計中，水上抗沉性是設計中的 一大指標，雙殼體由於儲備浮力大所以抗沉性極強。但雙殼體也帶來了造價提高，體積增大，排水量增大從而增加阻力和潛艇航行時的噪音。

之後設計局根據海軍和造船廠給出的意見又提出了五種方案，但這五種方案仍採用單殼體：

1. 採用單迴路壓水反應爐，
2. 採用雙迴路液態金屬反應爐，電器系統頻率為400赫茲
3. 基本設計與第一種相同，但在指揮圍殼內另裝4座魚雷發射管
4. 基本設計與第一種相同，但武器系統改為8座北極星飛彈發射系統，裝備北極星飛彈。
5. 採用單迴路壓水反應爐，增大艙室容積從而保證抗沉性。

1961 年初，海軍司令部與設計小組還有各艦隊領導一起開會決定方案。開會結果併為公佈，但根據隨後1961年蘇共中央的第385-201號決議內 容，那次會議應該決定以第二種設計方案為主方案。但海軍司令部在隨後指示必須保證水上抗沉性。該決議要求阿爾法級的排水量不大於1600噸，裝備6座魚雷 發射管，水下全速43節以上，使用液態金屬冷卻劑反應爐。決議還要求1963年初完成設計，1965年首艦試航。

在隨後的設計中，很多重大技術問題被解決，並提出了一個新的方案：

• 水下排水量增至2000噸以增大儲備浮力
• 水下航速41節
• 仍採用單殼體，儲備浮力在20%以下

方 案出台後，設計小組第143設計局與海軍曾進行了相關的討論，前者提出抗沉性在設計中完全沒有必要，隨後又提出在指揮圍殼裝備充氣氣囊以保證抗沉 性，但都遭到海軍的強烈反對。最終該方案以副設計師B•B•羅明因為擁護抗沉性設計而與魯薩諾夫決裂，總設計師魯薩諾夫辭職而告終。

[編輯] 最終設計定型

1974年， 魯薩諾夫離開了設計小組，設計工作由羅明接任。潛艇最終改為雙殼體結構，其他的很多設計仍沿用了魯薩諾夫的方案。雖然仍未達到蘇共中央提出的設計要求，但 海軍部門比較滿意並最終定型，至此經過了長達近10年的設計時間。同年，魯薩諾夫辭職，時年63歲，相對於大部分蘇俄潛艇設計局的總設計師，他結束工作確 實算早的。

[編輯] 定型設計與結構

[編輯] 殼體

阿爾法級正式定型後為雙殼體結構。外形採用水滴流線型設計，阿爾法級的指揮圍殼也是蘇俄潛艇中少數使用流線型外形的潛艇。全殼體用鈦合金製造，是全世界僅有的兩個的全級為鈦合金製造並服役的軍用潛艇中的一個。由於初期製造工藝不夠完善，首艦在下水後發生了殼體開裂隨即改為預備役。但隨後蘇俄在冶金與焊接技術上的快速進步使得以後的鈦合金潛艇沒有再次發生殼體開裂的事故。

由於鈦合金的強度要比普通造艇消磁鋼大的多，這樣讓鈦合金殼體的耐壓力更大，下潛深度也隨之增加。其次，鈦合金的密度也小於消磁鋼，也就減輕了潛艇的排水量。此外，鈦合金具有無磁性的優點，從而降低了潛艇磁性物理場效應而使其更難被反潛飛機用磁探測儀發現。同時鈦合金還要比其他材料更抗海水的腐蝕。但不可否認的是，鈦合金造價極為昂貴。

[編輯] 動力系統與電器設備

動力則是由30兆瓦的汽輪機和兩台100千瓦的電動論及組成，另有一臺500千瓦的柴油發電機和鋅鉛電 池作為備用動力。反應爐是705級和705K級的最大區別。705級採用OK-550反應爐而705K採用БM-50型反應爐。БM-50型較OK- 550型穩定，OK-550型曾在K-64航行時發生了冷卻劑凝固造成反應爐停工。兩種反應爐都使用鉛鉍液態合金作為冷卻劑。儘管БM-50型的穩定型有 所提高，但仍然因為鉍在受到中子照射後形成活性釙-210形成的放射性污染而使得反應爐維護難度較壓水反應爐要難。

在電力設備上，阿爾法級使用了400赫茲作 為全艇電器電源的頻率，阿爾法級也是唯一一個用400赫茲作為電源頻率的蘇俄潛艇。這使得阿爾法級的電器設備無法與其他潛艇的電器設備通用。但400赫茲 也降低了電力設備的重量同時讓潛艇內部組成了一個統一的電網，不需要像其他潛艇為個別設備裝備變頻器，同時藉助統一的電網結構，減小了潛艇的物理場從而增 加了隱蔽性。

阿爾法級使用MBУ-III「和諧」作戰情報系統以控制所有火力裝備；自動導航系統為「索日」型，與德爾塔級潛艇所裝備的 「鮑托爾」型同屬慣性制 導；通訊系統為「閃電」型；聲納系統為「海洋」型。全艇還裝備了「坦」型平衡調節系統，「鋁土礦」型深度調節系統以及「節奏」型自動監視系統等等電子設備 以降低艇員人數。

[編輯] 同級列表

[編輯] 製造與服役

游弋中的阿爾法級潛艇

1974年，阿爾法級（705級）開始在海軍部造船廠，列寧格勒造船廠和北德文斯克造船廠開始建造。首艦於1977年服役。全部7艘戰艦均在北方艦隊服役。

阿 爾法級被定位為了一個試驗平臺性質的戰艦以試驗各種作戰的電子設備，不過經過阿爾法級的研製過程後，蘇聯的潛艇電子設備有了一個飛躍。很多阿爾法 級之後的戰艦都裝備了阿爾法級的電子設備的改進型。不過，由於被定為一個實驗性的設計，705級也自然在服役期間一直處於一種「限制使用」的戰艦，該級戰 艦自首艦服役至末艦退役，很少被派出執行遠洋任務。

在服役期間，K-64艇由於1971年系泊試驗中發射殼體開裂而改為預備役，隨後在 1972年預備役航行中，OK-500反應爐冷卻劑凝固，最終反 應爐堵死。幸虧當時是在近海附近游弋，被拖船拖回北德文斯科後被拆除。1974年8月除名。還有一次事故是K-123艇在1982年4月，一迴路的冷卻劑 發生泄漏，由於中子照射導致鉍變為釙-210，造成全艇發生核污染。1983年10月~1992年8月進行了長達近十年的大修，更換了反應爐。該艇於 1996年退役。不過幸運的是，兩次重大事故均未造成人員傷亡。

[編輯] 影響

儘管阿爾法級一直處於一種「限制使用」的狀態，但是阿爾法級還是給蘇俄以後的潛艇設計產生了影響。尤其是阿庫拉級和雅森級核動力潛艇， 採用了和阿爾法一樣的高自動化標準從而降低艇員。阿庫拉級「獵豹號」排水量高達12,000噸而艇員僅為78人，這比同類型的海狼級和洛杉磯級的約130 人要少的多，雅森級的艇員也少到了80人以下。而且在阿爾法級上使用的很多電力設備經過改裝之後也用於了其他潛艇的設計中，比如「刻赤」型聲納系統則為 「海洋」型的改進版本。阿爾法級還是蘇俄第一個裝備作戰情報系統的潛艇。

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