涂层硬质合金刀具磨损机理的研究

收稿日期 : 2005 年 3 月 涂层硬质合金刀具磨损机理的研究 贾庆莲 　乔彦峰 中国科学院长春光学精密机械与物理研究所 摘 　要 :通过高速切削试验 ,观察了涂层刀片的磨损过程 ,描述了其磨损形态 , 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 了涂层刀片磨损率不同的 原因 ,提出了涂层硬质合金刀具的磨损机理模型以及涂层硬质合金刀具的磨损类型。 关键词 :TiN 涂层 , 　硬质合金刀具 , 　磨损机理 , 　高速切削 Study on Wearing Mechanism of Coated Cemented Carbide Tool Jia Qinglian 　Qiao Yanfeng Abstract : Based on experiments of high speed cutting , the wear process and wear appearance of the coated cemented carbide tools are studied. The causes of different quantities of wear in the experiments are analyzed. The model of wear mechanism of the coated cemented carbide tools and the wear styles of the coated cemented carbide tools such as diffuse wear , plastic distortion wear and fatigue flake are presented. Keywords :TiN coating , 　cemented carbide tools , 　wearing mechanism , 　high2speed cutting 　　1 　引言 用化学气相沉积法 (CVD 法)在 WC 基硬质合金 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 面涂覆一薄层高硬度的难熔金属化合物 (如 TiC、 TiN) ,所制备的涂层硬质合金具有高耐磨性的表层 和足够韧性的基体。在高速切削条件下 ,涂层硬质 合金刀具的切削性能较佳 ,其原因之一是由于刀具 表面的涂层材料向基体材料一方的“渗透”作用 ,使 刀具上涂层材料已磨穿区的抗扩散磨损能力提高 ; 原因之二是由于刀具刃口涂层材料被磨损的滞后 性 ,即在继续切削过程中 ,刃口涂层材料起到了有效 的机械支承作用 ,提高了涂层刀片的耐磨性。一般 情况下 ,涂层硬质合金的低速切削性能较差 ,这是因 为在低速切削条件下 ,涂层的磨损会以磨损率很高 的脆性疲劳剥落磨损为主。 　　2 　高速切削试验 试验中以 TiC 涂层硬质合金刀片在无级变速车 床上加工材料为 38CrNi3MoVA 的工件 ,切削用量为 : f = 012mm/ r , ap = 2mm , v = 70～300m/ min。由试验 可知 ,在较高切削速度范围内 ,涂层刀片的磨损过程 大致可划分为三个阶段 (见图 1) 。 (1) 初磨阶段 自切削开始至刀具表面涂层材料被磨穿前的这 个阶段称为初磨阶段。由于涂层刀片表面存在残余 拉应力 ,其表面不平度约为 2～4μm ,在刀具 —切屑 (或工件)间的强烈摩擦下 ,表面涂层材料沿切屑流 动 (或主运动) 方向发生塑性滑移。其后果必导致 前、后刀面的涂层材料发生塑性断裂 ,即塑性疲劳剥 落磨损 ,前、后刀面的涂层在图 1a 所示 R、F 处被磨 穿。 图 1 　磨损特征 (2) 正常磨损阶段 大量观察表明 ,在正常磨损阶段 ,前、后刀面涂 层磨穿区均离刃口一定距离 (见图 1b) 。也就是说 , 刀片刃口的涂层完整性尚好。为便于分析 ,将前、后 刀面磨损面划分为六个区 (见表 1) 。 表 1 　磨损区域划分 区域 特征 Ⅰ 前刀面近主刃处未磨穿区 Ⅱ 前刀面已磨穿区 Ⅲ 前刀面远离主刃处未磨穿区 Ⅳ 后刀面近主刃处未磨穿区 Ⅴ 后刀面已磨穿区 Ⅵ 后刀面远离主刃处未磨穿区 　　据观察 ,已被磨穿的 Ⅱ、Ⅴ区磨损面呈均匀的晶 粒状 ,未磨穿的前刀面 Ⅰ、Ⅲ区 ,后刀面 Ⅳ、Ⅵ区均呈 “脊沟”状浅擦痕 ,深度为 1～3μm ,其方向平行于切 屑流动方向 (或主运动方向) 。据分析 ,可以认为磨 损面上的脊沟是涂层材料沿切屑流动方向的塑性滑 移所形成。 732005 年第 39 卷№11 © 1994-2008 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net (3) 终磨阶段 经过一定时间后 ,刀具刃口上的涂层材料终因 塑性疲劳而被剥落。大量观察表明 ,一旦刃口处涂 层材料的完整性被破坏 (见图 1c) ,涂层刀片便迅速 丧失切削能力。 在切削试验中 ,随着时间的推移 ,刀片处于不同 的磨损阶段 ,其磨损形态、磨损机理及磨损速率均随 之变化。图 2 所示即为一种刀片磨损模型。 图 2 　磨损模型 　　3 　试验结果分析 311 　扩散磨损 (1) 未磨穿区的扩散磨损率很低 　　涂层刀片切削后 ,用电子探针对任意八个刀片 未磨穿区表面进行微区分析 ,得到 W、Ti、Co 等元素 的浓度沿刀 —屑界面上的线分布情况 (见表 2 和图 3) 。 图 3a 为尚未切削的新涂层刀片 W、Ti、Co 等元 素的浓度变化情况。刀片表面富钛区显然是 TiC 涂 层材料 ;基体 ( YW3) 内部的 W、Ti、Co 元素浓度分布 均匀 ;在涂层材料和基体材料的结合面附近存在着 1～2μm 厚的相互扩散层 ,这个扩散层在涂层工艺过 程中已经形成。 图 3b 是已经切削过的刀片 W、Ti、Co 等元素的 浓度变化情况。界面处的富钛区是 TiC 涂层材料 , 表明该刀片尚未被磨穿。与图 3a 所示新涂层刀片 相比 ,富钛区内 W、Co 元素浓度增大 ,由此可以判 断 ,基体材料中的 W、Co 元素正穿过涂层向工件 (切 屑)扩散。电子探针对任意八个刀片未磨穿区表面 进行微区分析的结果证明了 W、Ta、Nb、Co 元素向外 扩散的普遍性。由图 3b 还可发现 ,刀 —屑界面附近 (约 2μm 左右)的 Ti 元素浓度略有下降 ,这是因为涂 层材料 TiC 也正向工件一方扩散和溶解。 表 2 　涂层未磨穿区微区元素分析 切削条件 v , f , ap , t 刀片涂层 对应区域(见表 1) Ti W Co Nb Ta 200 ,0. 2 ,2 ,20 TiN Ⅰ 99. 415 0. 331 0. 013 0. 232 0. 009 200 ,0. 2 ,2 ,6 TiC Ⅰ 98. 071 1. 368 0. 361 0. 162 0. 032 200 ,0. 2 ,2 ,6 TiC Ⅲ 98. 398 0. 998 0. 403 0. 135 0. 066 200 ,0. 2 ,2 ,20 TiN Ⅲ 95. 921 3. 120 0. 920 0. 030 0. 009 200 ,0. 2 ,2 ,20 TiC Ⅳ 96. 132 2. 368 1. 132 0. 153 0. 215 200 ,0. 2 ,2 ,6 TiN Ⅳ 95. 689 2. 357 1. 856 0. 063 0. 035 200 ,0. 2 ,2 ,20 TiC Ⅵ 98. 863 0. 875 0. 178 0. 012 0. 070 200 ,0. 2 ,2 ,20 TiN Ⅵ 97. 933 1. 767 0. 134 0. 085 0. 081 　　由上述试验分析可知 ,涂层刀片表面涂层未磨 穿区确实存在扩散磨损 ,但该区的扩散磨损率是微 不足道的。其原因有以下三点 : ①与 WC 相比 , TiC、TiN 的形成自由能 ΔG 较 低。因而涂层表面的化合物 (TiC 或 TiN) 状态稳定 , 不易分解 ,因而限制了 Ti 元素的扩散 ; ②在 1250 ℃高温时 ,TiC 化合物在 Fe 中的溶解 度只是 WC 的 1/ 14 ,因而 ,与 WC 相比 ,TiC整体溶入 工件材料中去的速率是极低的 ; ③处于高温作用下的基体材料 (WC、Co 等) 虽 有向涂层外扩散的趋势 ,但由于表面层的扩散屏障 作用 ,阻碍了 WC、Co 的扩散。 (2)磨穿区以扩散磨损为主 当磨损面上的涂层被磨穿后 ,基体材料暴露在 界面上。这时的扩散磨损作用机理已与一般硬质合 金的扩散磨损作用机理并无大的区别。在刀 —屑界 面附近约 3～5μm 范围内 ,刀具材料中的 Ti 含量高 于原基体中的 Ti 含量。为了进行比较 ,在相同的切 削条件下 ,分别对涂层磨穿区及非涂层基体刀片 ( YW3)相对应的磨损部位进行微区分析 ,结果表明 , TiC涂层刀片的 Ti/ W 比值普遍高于 YW3 刀片 (见 表 3) 。这种磨损区表面 Ti 含量略高的现象称为涂 层材料向基体材料在化学成分上的“渗透”作用。据 研究 ,WC 在立方碳化物 TiC 中的溶解度高达 70 % , 形成复杂固溶体 ( Ti、W) C。随着含 Ti 量的增大 , (Ti、W) C固溶体随之增多。由于其固溶强化作用 , 83 工 具 技 术 © 1994-2008 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net (Ti、W) C的高温强度、高温硬度均比 WC 有所提高 ; (Ti、W) C在工件材料中的溶解度是 WC 的 1/ 14。由 此可知 ,涂层的“渗透”作用调整了磨穿区基体材料 的化学成分比例 ,提高了磨穿区基体材料的抗扩散 磨损能力。这就是为什么在涂层材料被早期磨穿 后 ,涂层刀片仍具有较高耐磨性的原因之一。 (a) 新涂层刀片 (TiC) (b) 切削后涂层未磨穿区 图 3 　W、Ti、C元素在刀 —屑界面上的线分布 表 3 　涂层已磨穿区与 YW3 刀片的 Ti/ W比值 切削条件 ( v , f , ap , t) TiC涂层 YW3 测试位置 200 ,0. 2 ,2 ,2 0. 273 0. 101 Ⅴ 200 ,0. 2 ,2 ,4. 5 0. 148 0. 125 Ⅴ 200 ,0. 2 ,2 ,2 0. 213 0. 077 Ⅱ 200 ,0. 2 ,2 ,2 0. 236 0. 095 Ⅱ 　　312 　塑性变形磨损 涂层刀片刃口附近的工作条件与非涂层刀片无 本质差别 :该处的切削温度不是最高 ,与工件间的相 对速度较低。同时由于切削刃刃口钝圆半径远比涂 层厚度大 ,故后刀面上涂层首先被磨穿部分应在离 开刃口向下约 011mm 的 F 处 (见图 1) 。由于涂层刀 片的切削刃在涂镀前经过钝化 ,处于三向压应力状 态 ,从而大大提高了刀具材料的塑性 ,因此此时该处 的工作条件 (受力状态、温度及相对速度) 和材料状 态均有利于其抗磨损能力的提高。 试验中观察到 ,涂层刀片的刃口完整性与刀具 失效密切相关 ,即一旦涂层刀片的刃口完整性被破 坏 ,刀片就进入终磨阶段 (见图 1c) 。分析认为 ,完 整的刃口为前、后刀面涂层已磨穿区的继续磨损起 到了有效的“支承”保护作用 ,从而延缓了前、后刀面 涂层已磨穿区的扩展。这种“支承”作用和前述的 “渗透”作用是涂层材料被磨穿后涂层刀片仍具有较 高耐磨性的两个主要原因。 由于涂层材料的热膨胀系数高于基体材料 ,在 高温作用下 ,沿涂层厚度方向上的热膨胀量大于基 体材料 ;又由于涂层材料的高温硬度高于基体材料 , 故在切削过程中 ,前刀面上的 Ⅰ、Ⅲ区 ,后刀面上的 Ⅳ、Ⅵ区分别起到了机械支承作用 ,保护了已磨穿的 Ⅱ、Ⅴ区 ;而未磨穿的 Ⅰ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅵ区则承受着塑性 变形磨损。 在切削过程中 ,因热胀量较小而稍呈洼状的 Ⅱ、 Ⅵ磨穿区完全被切屑底部的熔融状工件材料所填 平。用电子探针沿切屑流动方向扫描发现 , Ⅱ区 Fe 元素扫描线出现峰值 , Ⅰ、Ⅲ区则以 Ti 元素为主。 此时 , Ⅱ、Ⅴ区受到涂层材料的两次“渗透”作用 (涂 层工艺过程中和涂层未磨穿时) ,已暴露的基体材料 以复杂固溶液体 (Ti、W) C + Co 组成 ,故在高速切削 条件下 ,涂层刀片的耐磨性大大提高。 313 　疲劳剥落磨损 在高速切削条件下 ,由于切削温度较高 ,刀具材 料塑性有所提高 ,涂层表面承受塑性变形 ,产生塑性 滑移 ,致使涂层内部形成许多裂纹。由于涂层材料 的热胀量大于基体材料 ,因此涂层表面必然会出现 早期剥落 ,以释放残余应力。但其磨损面形态很光 滑 ,在剥落块边界无明显台阶。在切削初期 ,涂层材 料内裂纹密度高达 015 根/ 微米 ,由于高速切削时切 削力平稳 ,材料塑性较好 ,涂层内裂纹非常稳定地度 过了正常磨损阶段 (或者说 ,此时裂纹的扩展速率极 慢) 。随着切削过程的继续 ,当刀具材料达到塑性疲 劳极限时 ,刀具刃口处、甚至整个磨损面上的涂层很 快疲劳剥落 ,涂层刀片的切削寿命终止。 　　4 　结论 (1) 在高速切削条件下 ,涂层硬质合金刀具的 表面涂层在切削早期就被磨穿 ;刀具的正常工作是 处于涂层已局部被磨穿的情况下进行的 ;此时 ,刀具 涂层磨穿区的磨损以扩散磨损为主 ,未磨穿区以塑 性变形磨损为主。 (2)由于表面涂层对基体材料的渗透作用以及 涂层未磨穿区对磨穿区的支承作用 ,致使涂层硬质 合金刀具的磨损率很低 ;在相同的切削条件下 ,与未 涂层刀片相比 ,涂层刀片的后刀面磨损耐用度可提 高 2～4 倍 ,抗月牙洼磨损能力可提高 5～10 倍。 932005 年第 39 卷№11 © 1994-2008 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net 　　(3) 由于 WC 在立方碳化物 TiC 中的溶解度较 高 ,形成的复杂固溶体 ( Ti、W) C 有助于提高涂层刀 片磨穿区的抗扩散磨损能力 ,因而基体材料除具备 足够韧性外 ,以选择 WC 基硬质合金为宜 ;涂层材料 除具备较高硬度及稳定的化学性能外 ,由于未磨穿 区的涂层材料以塑性变形磨损为主 ,因而涂层材料 以选择剪切强度τs 较高者为宜。 (4)由于涂层刀片磨损过程中刃口的机械支承 作用能提高其耐磨性 ,从而强调了涂层前刀片刃口 钝化处理工序的必要性。 参考文献 1 　薛玉娥 ,林香祝 ,陈仁悟. 氮化钛涂层的磨损特性. 稀有金 属材料与 工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 , 1990(2) :42～46 2 　庄大明 ,刘家浚 ,朱宝亮. TiN 薄膜的应力状态对摩擦学 性能的影响. 摩擦学学报 ,1996 ,16(4) :312～321 3 　周泽华. 金属切削原理. 上海 :上海科技出版社 ,1989 4 　韩荣第 ,周 　明. 金属切削原理与刀具. 哈尔滨工业大学 出版社 ,1998 第一作者 :贾庆莲 ,助理研究员 ,中国科学院长春光学精 密机械与物理研究所 ,130031 长春市 　3国家自然科学基金资助项目 (项目编号 :50275088 ,50475133) 收稿日期 :2005 年 3 月 陶瓷拉丝模的受力分析及其结构设计 3 杨学锋 　邓建新 　姚淑卿 山东大学 摘　要 :根据拉拔力的计算结果分析了陶瓷拉丝模工作时的受力状态 ,得到陶瓷拉丝模在拉拔加工过程中工 作区和定径区的应力分布情况 ;基于分析结果对陶瓷拉丝模进行结构设计 ,得到与陶瓷材料匹配的合理的拉丝模 结构。 关键词 :拉丝模 , 　应力 , 　陶瓷 , 　结构设计 Force Analysis and Structural Design for Ceramic Wire Dra wing Die Yang Xuefeng 　Deng Jianxin 　Yao Shuqing Abstract : According to the calculation of the drawing force , the stress state of the ceramic wire drawing die during working process was analyzed and the stress distribution at working section and fixed diameter section of the die were studied. The structure of the ceramic wire drawing die was also designed based on the analyzed results and the rational die structure matching with ceram2 ic material was gained. Keywords :wire drawing die , 　stress , 　ceramic , 　structural design 　　1 　引言 拉丝模作为线材拉拔行业中各种金属线材生产 企业 (如电线电缆厂、钢丝厂、焊条焊丝厂等)使用的 一种非常重要的易耗模具 ,广泛用于拉拔棒材、线 材、丝材、管材等直线型难加工工件 ,适于加工钢铁、 铜、钨、钼等金属和合金材料。由于拉丝模的成本消 耗通常占到拉丝加工总费用的 1/ 2 以上 ,因此 ,如何 降低拉丝模成本、提高其工作寿命是金属线材生产 企业迫切需要解决的问题。 从国外的研究结果看 ,陶瓷材料已广泛应用于 模具领域 ,日本、美国、法国等国家已拥有多项相关 专利。尽管目前我国对陶瓷拉丝模的应用尚处于起 步阶段 ,但随着制造技术的不断发展和研究工作的 继续深入 ,相信陶瓷作为一种性能良好的拉丝模材 料 ,将会越来越广泛地应用于拉丝工业。 　　2 　拉拔力的计算 计算拉拔力时要考虑到作用于棒材上的各种因 素。常用的拉拔力计算公式都是在一定的假设基础 上用理论方法导出的 ,即假设金属在拉丝模中塑性 流动时 ,横断面平均的主应力σ1 和σ2 与金属的屈 服极限σs 具有如下的关系[1 ,7 ,8 ] : σ1 - σ2 =σs 上式是近似正确的。目前的研究还未从理论上 对[ (σ1 - σ2) - σs ]这一差值作出评价。由于在计算 公式中还有一个近似值 ———摩擦系数 ,因此这一差 值不可能用试验方法评定 (所谓的试验方法就是测 量拉拔力并将其值与根据公式计算出来的值加以比 较) 。由于这个原因 ,最合适的方法是用理论 —试验 的方法来制定拉拔力的计算公式。 04 工 具 技 术 © 1994-2008 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net