鋼結硬質合金GT35切削去除機理研究＊

陳博川，邵夢博，高曉星，李麒麟，袁松梅

（1.北京航空航天大學 機械工程及自動化學院,北京 100191）

（2.北京市高效綠色數(shù)控加工工藝及裝備工程技術研究中心,北京 100191）

（3.北京航空航天大學,寧波創(chuàng)新研究院高精尖中心,浙江 寧波 315100）

鋼結硬質合金GT35 是以TiC 顆粒為硬質相，以鉻鉬鋼為黏結相，以粉末冶金技術制造的一種金屬陶瓷復合材料。該材料兼具硬質合金的高硬度、高耐磨性和鉻鉬鋼的可加工性。材料表面微觀結構如圖1所示，材料的內部顆粒分布狀態(tài)如圖2所示。其中，細小的TiC 顆粒彌散分布于鉻鉬鋼基體中，呈現(xiàn)聚集的團鏈狀分布，形成了高硬度骨架結構，有效提升了材料的硬度和耐磨性；同時，鉻鉬鋼基體具有一定強度和韌性，可將硬質金屬TiC 顆粒黏結約束而形成材料的微觀結構。

圖1 GT35 顆粒增強金屬基復合材料微觀組織Fig.1 Microstructure of GT35 particle reinforced metal matrix composites

圖2 調質GT35 材料中TiC 顆粒的微觀結構（鋼基體腐蝕處理）Fig.2 Microstructure of TiC particles in quenched and tempered GT35 material (corrosion treatment of steel substrate)

經(jīng)調質處理后的GT35 硬度可達85 HRA，同時具有較高的強度和沖擊韌性（6.00 J/cm2），其力學性能明顯強于鎢鈷系硬質合金的（YG15 淬火硬度為86 HRA，沖擊韌性為2.05 J/cm2）。GT35 被廣泛應用于切削刀具[1-3]、沖壓裝備及模具[4-5]和航空航天慣性器件等領域[6-8]。在退火狀態(tài)下，由于鋼基體較軟而TiC 顆粒硬脆，具有類似鋼材的機械加工性能，可采用車、銑、刨等常規(guī)冷加工工藝進行材料成形加工[9-11]。在調質后，鋼基體迅速硬化，將TiC 顆粒牢固鑲嵌于基體中，形成了高硬度高耐磨的微觀結構。在切削加工中，切削力大，刀具磨損嚴重，切削溫度高，只能采用磨削或特種加工方法進行成形制造[12-14]。

目前，針對材料去除機理的研究，多采用劃痕實驗或單顆粒金剛石切削實驗[15]。劃痕引起的材料變形與斷裂為材料的去除機理提供了重要信息[16]。周雯雯等[17]利用單顆磨粒劃擦實驗研究了SiCf/SiC 材料的磨削損傷機理，發(fā)現(xiàn)纖維取向角對劃痕形態(tài)影響較大。ZHOU等[18-19]對TiC 顆粒增強鈦合金PTMCs 材料進行了連續(xù)單顆粒磨削過程仿真和實驗驗證，認為TiC 顆粒是脆性斷裂后去除，而基體為塑性去除，TiC 顆粒內部缺陷和應力狀態(tài)會對去除過程產生較大影響。ZHANG 等[20]采用納米壓痕實驗研究了GT35 的力學性能和開裂行為，并將結果集成到GT35 磨削表面粗糙度分析模型中，分析了磨削過程中金屬和TiC 顆粒的不同去除機理，認為TiC 顆粒同時存在塑性和脆性去除。FARID 等[21]研究了不同TiC 顆粒質量分數(shù)的金屬陶瓷材料的顯微組織、力學性能和磨損性能，發(fā)現(xiàn)TiC 含量越高，材料表面顯微硬度越大，其耐磨性越強，TiC 顆粒破碎后拔出脫落，而鋼基體以微犁削的方式去除。張春河等[6]認為退火GT35 材料磨削過程中的顆粒與基體存在嚴重的選擇性去除現(xiàn)象，顆粒磨削量極小而基體磨削量極大，從而導致顆粒以脫落的形式去除。

目前，GT35 材料切削工藝研究[23-24]較為成熟，而材料去除過程及去除模式等機理研究較為匱乏，得出的結論也有一定分歧。為探究調質GT35 材料磨削去除過程，分析其去除機理，研究影響切削力的主要因素，開展以下研究：通過單顆粒金剛石變切深刻劃實驗，研究調質GT35 材料去除過程，分析切痕形成過程，建立切向及法向切削力與切痕截面積的線性關系。進一步通過單顆粒金剛石等切深刻劃實驗驗證該線性關系的正確性，并得出線性比例系數(shù)k的精確值。通過觀測不同刻劃深度下的材料表面形貌及金剛石刀尖磨損狀態(tài)，分析調質GT35 材料表面缺陷成因，并確定材料去除模式。

1 實驗條件與方法

工件材料為調質GT35，調質硬度不小于85 HRA，沖擊韌性不小于6.00 J/cm2，其成分參數(shù)見表1。工件尺寸為10 mm × 10 mm × 5 mm，對其進行雙面精密磨拋處理，其宏觀形貌如圖3所示，放大后的工件表面可觀測到TiC 顆粒、鋼基體及孔隙缺陷。處理后工件材料表面三維粗糙度Sa為0.02 μm，基本達到鏡面效果。

表1 GT35 鋼結硬質合金成分[22]Tab.1 Material composition of GT35[22]

圖3 GT35 磨拋后形貌Fig.3 Morphology of polished GT35 sample

圖4 為基本實驗設置。實驗用機床為北京精雕科技有限公司的JDGR200T 精雕機；刀具為錐形人造金剛石，刀具錐尖角為100°；將刀具裝夾于機床主軸并鎖緊。采用Kistler 9257b 測力儀獲取3 個方向切削力數(shù)據(jù)。實驗前用千分表調平測力儀，使其x，y，z軸與機床坐標軸完全重合以控制切削力的測量誤差。測力儀上安裝有二自由度旋轉微動臺，用于精細調整工件位置；工件材料通過轉接板固定于微動臺表面。實驗中的具體切削參數(shù)如表2所示。

表2 切削參數(shù)設置Tab.2 Cutting parameter setting

圖4 單顆粒金剛石刻劃GT35 實驗設置Fig.4 Experimental setup of single particle diamond scratching test for GT35

1.1 變切深刻劃實驗設置

圖5 為GT35 變切深刻劃實驗過程。將微動臺繞測力儀坐標系的X軸進行偏擺后，使工件上表面與Y軸形成極小的夾角；利用千分表監(jiān)測微動臺角度偏移值，使其沿Y軸方向的高度差達到6 μm；實驗中使機床工作臺沿測力儀Y軸正方向水平進給，即可實現(xiàn)最大切深為5.000 μm 的變切深刻劃。

圖5 變切深刻劃實驗過程Fig.5 Experimental process of variable depths scratching

1.2 等切深實驗設置

圖6 為GT35 等切深刻劃實驗過程。首先調平工件，使其X、Y軸方向尺寸跳動不超過1 μm。每次切削均需重新對刀，對刀過程中使用測力儀進行監(jiān)測。具體方法是使主軸向下緩速移動，在Z方向力發(fā)生跳動的瞬間停止進給，此時刀尖與工件接觸，即可完成對刀。該方式雖然可以盡量減小對刀誤差，但無法完全消除，刀具實際切深無法精準控制，尤其是在切深較小時影響較大，需要采用激光共聚焦顯微鏡對實際切痕深度及切痕截面積進行重新測量，消除對刀誤差的影響。實驗過程中，使工件沿機床y軸負方向以固定速度進給，每次實驗固定切削深度，每組實驗重復3 次，每組切深需更換新刀，以控制刀具磨損對實驗結果的影響，保留表面刻劃形貌并測量切削力。

圖6 等切深刻劃實驗過程Fig.6 Experimental process of stable depth scratching

1.3 切痕截面積測量

受機床重復定位精度、金剛石刀尖形狀精度、工件材料平面度等條件的限制，單顆粒金剛石實際切削深度與設置值有較大誤差。因此需要在實驗后重新測量切痕截面積。采用奧林巴斯LEXT? OLS5000 激光共聚焦顯微鏡對材料表面高度進行觀測并建模，獲取切痕截面積數(shù)據(jù)。

2 實驗結果與討論

2.1 單顆粒金剛石變切深實驗

在單顆粒金剛石變切深刻劃實驗中，設置切削深度為變量，即切削力的變化僅受切深影響。圖7 為激光共聚焦顯微鏡拍攝的變切深切痕形貌圖，其中的切痕全貌采用低倍觀測，切痕出入口采用高倍觀測。由于切削深度受材料不均勻性影響，變化較大，無法有效統(tǒng)計，因此采用切痕截面積作為切削力的因變量進行統(tǒng)計。切痕最大深度約為5.588 μm，切痕全長為4 739 μm。

從圖7 的入口形貌中可以看到，刀具切入過程存在從劃擦犁耕到切削去除的轉變。在切入階段，材料處于彈塑性變形階段，刀具切深極小，尚未發(fā)生材料去除，此時，TiC 顆粒被壓入鋼基體。隨著切削深度增大，材料發(fā)生切削去除作用，但由于刀具負前角較大，顆粒仍存在部分壓入及流動現(xiàn)象。

圖7 變切深切痕形貌圖Fig.7 Topography of variable cutting depth cutting

圖8 為變切深實驗刻劃過程示意圖。其中，切痕長度l為4 739 μm，切痕最大深度h為5.588 μm。圖8中的陰影區(qū)域為切痕截面積，其隨時間的變化關系如式（1）：

圖8 切深及截面積隨刻劃長度變化示意圖Fig.8 Variation of cutting depth and groove cross-sectional area with scraching length

其中：S1為切痕截面積，μm2；vf為進給速度，7.5 m/min；α為切痕深度與切痕長度的夾角，tanα= 5.588/4 739；β為金剛石刀具刀尖角，β= 100°；t為時間，s。

因此，理想切痕截面積S0與時間的關系式應為：

圖9為切痕截面積隨時間的變化曲線。將圖7 中的變切深切痕全長70 等分，分別統(tǒng)計每個等分點對應的切痕截面積，可以獲得圖9 中黑色點線所示的實際切痕截面積隨時間的變化關系。實際切痕截面積（圖中黑色點線）在理想切痕截面積曲線上下波動，部分點偏離理想值較大。這種大幅波動是由刀具微崩刃和材料本身的不均勻性共同導致的結果。由于材料中存在大量孔隙，而最大切深僅為5.588 μm，因此材料的孔洞會對實際切深造成明顯影響。在TiC 顆粒分布密集區(qū)域，材料難以切削，因此切痕截面積較小，在鋼基體及孔洞區(qū)域，材料更易于切削，因此截面積相應增大。上述多種因素的影響，形成了實際切痕截面積的波動性。

圖9 變切深切痕截面積隨時間變化Fig.9 Variation of cross-sectional area of variable depth cutting

圖10 為單顆粒金剛石變切深實驗切削力曲線，其整體呈上升趨勢，但存在較大波動，這是由于機床運行過程中的噪音調制了實際信號，該噪音會明顯影響切削力測量的準確性，且無法通過濾波消除。因此，變切深實驗獲取的切削力與切痕截面積關系將存在一定誤差。

將圖9 中的實際變切深切痕截面積曲線與圖10中的切削力曲線在時間軸上對齊取樣后，即可獲得如圖11 中的切向力Fx1、法向力Fz1隨時間變化曲線；上述對應取樣點的切削力與切痕截面積的比值k也按照時間順序對齊排列，即可繪制出如圖11 中k（Fx1）和k（Fz1）圖。

圖10 變切深實驗切削力隨時間變化Fig.10 Cutting force of variable depth cutting experiment changes with time

圖11 切削力及比例系數(shù)k 隨時間變化圖像Fig.11 Variation trend of cutting force and proportional coefficient k with time

由圖11 可知：在切深較小時，k值變化較大，這是由于切削力及實際切痕截面積的統(tǒng)計數(shù)據(jù)在數(shù)值較小時，受到噪音及材料表面形貌不均勻性的影響較大，因此造成k值大幅度偏移。此外，在切深較小時，顆粒存在壓入材料的現(xiàn)象，刀具并未實現(xiàn)有效切削，而是處于犁耕和劃擦狀態(tài)，因此k值大幅度偏移。切深均勻增大時，k值較為穩(wěn)定呈現(xiàn)小幅波動。在接近最大切深時，k值再次大幅偏移。因此，取中間穩(wěn)定k值區(qū)域作為實際k值。

從7.030 s 到7.085 s，F(xiàn)x1和Fz1的趨勢極不穩(wěn)定。而圖9 中在此時間范圍內的實際切痕截面積的變化同樣劇烈，但兩者的比值k卻基本穩(wěn)定。該現(xiàn)象充分說明，F(xiàn)x1、Fz1與切痕截面積呈明顯線性關系。

通過對7.030～7.085 s 內的穩(wěn)定k值求取平均值后，可以得到Fx1、Fz1與切痕截面積S1的函數(shù)表達式，如式（3）和式（4）所示。

其中：Fx1、Fz1分別為切向和法向切削力，N。

2.2 單顆粒金剛石等切深實驗分析

由于變切深切削實驗中，切痕截面積測量存在較多的隨機誤差源（刀具微崩刃，切屑黏結，孔隙隨機分布，切削力噪音信號），統(tǒng)計獲得的截面積及切削力均存在較大誤差。為更好地研究切痕截面積與切痕力的關系，進行單顆粒金剛石等切深刻劃實驗。圖12 為部分等切深切痕微觀形貌，從左到右設定切削深度分別為1.000，5.000，10.000 μm；實際平均切削深度分別為2.115，3.203，5.832 μm，與設定值存在誤差。由圖12 可知：等切深的切痕寬度基本一致，在整個切痕長度上，截面面積基本穩(wěn)定，可以獲取更為精確的切痕截面積與切削力的數(shù)學關系。

圖12 等切深切痕形貌圖Fig.12 Appearance of equal cutting depth mark

在不同切深下，等切深實際切痕截面積的變化情況及其相對標準誤差RSD如圖13所示。從圖13a可以看出：在等切深切削中，切痕截面積存在一定的波動性，因此，須統(tǒng)計每個設定切削深度下不同位置的多個截面后取平均值方可作為有效數(shù)據(jù)。從圖13b 中可以看到，RSD隨實際切深的增大迅速減小。這說明在切削深度極小時，切痕截面積波動更為劇烈。這是由于切痕深度小，刀具切削過程受材料不均性的影響更大，且切痕深度與材料的孔洞缺陷的尺寸更為接近，因此切痕截面積變化也更加劇烈。

圖13 不同切深下的切痕截面積變化趨勢及相對標準誤差RSDFig.13 Variation trend and relative standard error (RSD) of crosssectional area under different cutting depths in equal cutting depth experiment

如圖14所示為切向切削力Fx2及法向力Fz2與切痕溝槽實際截面積S2的關系。通過對等切深刻劃實驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計和分析發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)x2、Fz2與實際切削截面積S2均呈現(xiàn)線性關系。在切痕截面積較小時（ ≤ 100 μm2），實際切削力與擬合線偏離較大；在切痕截面積較大時，實驗數(shù)據(jù)與擬合曲線高度吻合。擬合曲線的表達式如式（5）和式（6）所示，其相關系數(shù)分別為R1= 0.990 46、R2= 0.994 08，擬合程度極高。

圖14 Fx2 及Fz2 與切痕截面積S2 的關系圖Fig.14 Relationship between Fx2/Fz2 and cross-sectional area S2

在切痕截面積為0 時，表示刀具未切到材料表面，此時切削力也應為0，但擬合曲線出現(xiàn)了非零截距。這是由于實驗過程及數(shù)據(jù)處理過程中存在誤差，主要是在切削力信號的測量過程中，設備存在的零點漂移誤差等，雖然可以進行一定程度的控制，但無法消除。因此，取Fx2= 1.772 N 及Fz2= 2.886 N 為實際引入的總誤差，將其舍掉。Fx2及Fz2與切痕實際截面積S2的函數(shù)關系為：

其中：kt= 0.026 29 N/μm2；kn= 0.046 42 N/μm2。

由于等切深刻劃實驗中切痕截面積及切削力經(jīng)過多次測量取平均值，實驗數(shù)據(jù)準確度更高；同時，所獲得的比例系數(shù)k排除了在變切深實驗中切深極小的情況下切削力測不準的情況，其結果更可信。

2.3 切痕形貌及材料去除模式分析

圖15 為不同設定切深下GT35 材料表面等切深劃痕形貌，其中左側為激光共聚焦圖像，中間為低倍率SEM 圖像，右側為局部高倍率放大SEM 圖像。從整體看，所有切深條件下，均出現(xiàn)了切痕外緣明顯的材料擠壓堆疊現(xiàn)象，這是因為材料發(fā)生了塑性流動，切痕底部可以明顯分辨出TiC 顆粒及鋼基體，切面光滑，顆粒及基體均為塑性去除。其中，顆粒存在少量的脆性斷裂現(xiàn)象，有部分材料表面有裂紋及材料撕裂拔出現(xiàn)象，這是材料表面孔隙及刀具磨損后，后刀面擠壓摩擦造成的。

如圖15a所示，設定切深hp=1.000 μm，經(jīng)測量可知，其平均實際切深為1.458 μm。從右側高倍SEM 圖中可以明顯看到：切痕內部有深淺不一的色塊，其中淺色鋼基體區(qū)域和深色TiC 顆粒區(qū)域都呈現(xiàn)塑性去除狀態(tài)，但部分殘留顆粒有明顯的橫向裂紋，同時部分切痕邊緣的顆粒出現(xiàn)脆性斷裂現(xiàn)象。TiC 顆粒可以被金剛石完整切斷，但切面較為粗糙，存在脆性斷裂及表面的橫向裂紋擴展。

如圖15b所示，設定切深hp=5.000 μm，實際平均切深為5.622 μm。低倍率SEM 圖中，切痕外緣右側有明顯的材料擠壓堆疊現(xiàn)象以及因此形成的滑移變形線。高倍率SEM 圖中，深色TiC 顆粒與鋼基體協(xié)調一致去除，存在無顆粒的拔出、擠壓推移以及與基體高度不一致的現(xiàn)象，也未觀察到顆粒表面的橫向裂紋。這是由于基體熱處理后強度高，把持力大，加之TiC 顆粒與鋼基體浸潤性好，結合力強，因此顆粒極少發(fā)生拔出或壓入現(xiàn)象。金剛石顆粒受磨削精度限制，表面有明顯粗糙峰，因此在刻劃過程中，刀具表面紋理復映到材料表面，在切痕底面出現(xiàn)縱向脊線。

圖15 等切深切痕形貌Fig.15 Morphology of cutting area in equal cutting depth experiment

圖15c 中設定切深hp=10.000 μm，實際測得平均切深為9.328 μm。該圖中切痕內部粗糙度較高，這是由刀具磨損造成的。低倍率SEM 圖中，切痕內部右下側有明顯的大片橫向裂紋（5～12 μm）產生，且生成于基體上。這是由于該區(qū)域存在孔隙，使基體結構支撐差，刀具后刀面對已加工表面的摩擦形成的。從高倍SEM 圖中可以看到，TiC 顆粒表面存在脆性斷裂裂紋，裂紋長度極小（1～2 μm），并被限制在顆粒內部。這是由于在刀具磨損后，刃口鈍圓半徑較大的情況下，部分顆粒沒有被順利切斷，而是產生了脆性擠壓斷裂的情況。從整體看，絕大多數(shù)TiC 顆粒的斷口平整光滑，呈現(xiàn)塑性去除狀態(tài)。

圖15d 中設定切深hp=15.000 μm，實際平均切深為14.562 μm。從低倍率SEM 圖中可以看到：切痕表面相對平滑，脊線較少，切痕外緣無明顯的材料塑性堆疊現(xiàn)象，說明刀具鋒利度較好；但切痕內部存在尺寸較大（8～15 μm）的多處材料崩碎、脫落及橫向裂紋。該現(xiàn)象也是由孔隙缺陷造成的。從高倍率SEM 圖中可以看出：TiC 顆粒與鋼基體的去除狀態(tài)協(xié)調一致，TiC顆粒被刀具整齊切斷后基本沒有發(fā)生滑移、拔出現(xiàn)象；同時，材料表面存在均勻的豎直方向的刀刃粗糙峰復映留下的脊線，說明材料發(fā)生了明顯的塑性變形。

圖15e 中設定切深hp=20.000 μm，實際平均切深為17.661 μm。在該組實驗中，由于切削深度過大，金剛石刀具承受了較大的切削力，刀具發(fā)生明顯崩刃，根據(jù)刀具切痕狀態(tài)判斷，崩刃主要發(fā)生于刀具左側，因此切痕左側表面相對粗糙、豎向脊線密布于切痕內。低倍率SEM 圖顯示，切痕內部左側區(qū)域存在多處材料崩碎、拔出及橫向裂紋（10～20 μm）。該現(xiàn)象主要是由于刀具在該處崩刃，材料受到周圍完好的刀刃擠壓并發(fā)生流動后聚集在刀刃缺口處，并被粗糙的后刀面摩擦所致。而在右側的切削刃完好的區(qū)域，顆粒及基體材料被完整的塑性切除。

通過上述分析可知，金剛石刀具在刻劃調質GT35材料時，材料變形及缺陷形成過程如圖16所示，其在切痕邊緣形成堆疊及塑性隆起。在切痕邊緣或刀具崩刃位置，后刀面與已加工材料的摩擦大幅增大，GT35材料表面出現(xiàn)橫向拉開狀裂紋（長度為5～25 μm）；刀具崩刃處基體材料出現(xiàn)崩碎、拔出現(xiàn)象；通過對實際切削參數(shù)進行計算可知，在實際加工中，單顆金剛石的最大切深為1.500～4.000 μm，金剛石磨粒刀具的實際切削狀態(tài)使其更易出現(xiàn)類似于如圖15b所示的較為平滑的切痕，出現(xiàn)圖15e 中缺陷的可能性較低。

圖16 金剛石刀具刻劃調質GT35 材料的缺陷產生過程Fig.16 Material uplift and stacking process at the edge of the scratch

2.4 刀具磨損分析

圖17a 為錐形單顆粒金剛石刀具磨損后刀尖狀態(tài)，可以明顯看到刀尖位置黏結了GT35 材料。經(jīng)文獻調研可知，除硅酸鹽玻璃材料外，一般脆性材料如SiC、SiCf/SiC、Al2O3等在磨削過程中不會出現(xiàn)材料黏附砂輪的現(xiàn)象。而塑性材料如鋁、鈦、鋼等，在磨粒高溫高壓的作用下會呈現(xiàn)明顯的流動性并產生黏附，典型材料包括淬火鋼、鈦合金等。而金屬基復合材料如 SiCAl、Cf/Mg 等也存在較為嚴重的黏附砂輪現(xiàn)象。因此，調質GT35 材料的刻劃實驗出現(xiàn)了材料黏附于刀尖的現(xiàn)象，充分說明了該材料具有較強的塑性去除的特點。

材料黏結的具體形成過程如圖17b所示。由于金剛石刀尖具有一定的刃口圓弧半徑（實驗用刀具平均刃口圓弧半徑為20 μm），因此，其切削過程可以理想化為球形刀尖切入工件。在切削過程中，刀尖點處由于材料流動速度分布的差異性，在其前下部位置形成圓錐體死區(qū)，該死區(qū)內材料無法沿刀具邊緣流出，在切削區(qū)高溫高壓的作用下，最終形成材料黏附，其具體形成機理如圖18所示。

圖17 切痕邊緣材料隆起及堆疊過程Fig.17 Generation process of material surface defects in diamond tool cutting

圖18 圓錐體死區(qū)形成過程示意圖Fig.18 Generation process of cone dead zone

工件與被切除材料的相對速度V可以由砂輪線速度vs、機床進給速度vw和材料切除速度vm合成得到。V可分解為切削刃的法向切入速度vN及切向切入速度vT。在A點處，可以將vN及vT進一步分解為vTt和vNt，則A點處材料流動速度為:

因此，A點處材料將相對于工件移動。同理可知，B點處材料流動速度為：

由于vTt和vNt存在大小相等、方向相反的情況，因此B點處材料流動速度為0。由于此時工件及球形切削刃之間并無供材料流動的間隙，考慮到鋼基體及TiC 的不可壓縮性，因此工件材料只能流向切削刃的前方和側面，由此形成了切屑和切痕溝槽邊緣的材料隆起。B點周圍區(qū)域內，材料貼附于金剛石刀具表面，形成了如圖17所示的圓錐體死區(qū)。由于死區(qū)的形成會大幅影響刀尖鋒利度，使切削力增大，形成如圖19所示的刀尖崩刃現(xiàn)象。圖中的左側為側視圖，右側為俯視圖。

圖19 單顆粒錐形金剛石磨粒刀具刻劃實驗前后形貌對比Fig.19 Comparison of morphology of single particle conical diamond abrasive tool before and after scraching experiment

3 結論

通過開展單顆粒金剛石刻劃實驗，獲取了切削力、材料表面形貌及刀具磨損狀態(tài)。研究調質GT35 切削力的變化規(guī)律及材料切削去除特性。結論如下：

（1）單顆粒金剛石刀具切削時，切削力與切痕截面積存在線性關系F=kS，通過變切深切削實驗確定的切向切削力Fx1、法向切削力Fz1的比例系數(shù)k分別為0.029 46 及0.051 52。利用等切深切削實驗獲得的比例系數(shù)k的精確值分別為：k(Fx) 為0.026 29 N/μm2（R1=0.990 46） ，k(Fz) 為0.046 42 N/μm2（R2=0.994 08）。

（2）調質GT35 材料在多種切深下均以塑性去除為主。在切削開始的彈塑性變形區(qū)域，TiC 顆粒被壓入鋼基體，此時材料尚未發(fā)生切削去除，未產生切屑。隨著切深增大，進入塑性變形區(qū)，材料表面逐漸產生切痕及材料去除，材料在切削過程中存在塑性流動現(xiàn)象，在切痕邊緣處形成材料隆起。其中切痕底面呈現(xiàn)明顯塑性剪切去除狀態(tài)，殘余顆粒表面光滑無裂紋，與基體間無明顯高度差。而切痕邊緣位置，則呈現(xiàn)一定的脆性去除狀態(tài)，顆粒表面存在脆性裂紋或整體擠裂現(xiàn)象。

（3）刀具在切削過程中會在刀尖處形成材料堆疊死區(qū)，引起刀具崩刃及磨損。在刀具磨損較小時，切痕底面光滑；而刀具磨損較大時，切痕底面存在大量基體的崩碎拔出現(xiàn)象，及大尺度橫向裂紋（5～25 μm）。刀具本身的微觀粗糙度會在材料表面形成復映，產生脊線。切痕表面形貌的形成與刀具磨損密切相關。

實驗采用的單顆粒金剛石刀具與實際生產中采用的單層釬焊磨粒刀具的金剛石磨粒的材料及尺寸基本一致。因此，可以認為單顆粒金剛石切削過程中的材料去除模式與實際金剛石磨粒刀具的材料去除模式相同。將單顆粒金剛石刻劃實驗中材料去除方式應用在實際切削加工中，有助于理解切削過程及材料去除機理。劃痕截面積與切削力的關系可以直接應用于磨粒刀具切削力建模的研究中，替代原本的單顆磨粒壓入深度與壓痕力的關系或單顆磨粒切削力的理論公式，可以大幅提升切削力建模的精度。采用的研究手段和方法同樣可以應用于其他金屬陶瓷材料及金屬材料的切削去除機理研究及進一步的切削力預測研究中。