1、引言
TC4鈦合金具有良好的綜合力學(xué)性能,具有比強度高、耐腐蝕和耐高溫等特性,已廣泛用于航空航天、化工和醫療等行業(yè)。但鈦合金材料導熱性差以及化學(xué)活性高,使刀具在切削加工中承受高溫、熱沖擊和機械載荷,易加劇刀具磨損。加工鈦合金的理想刀具材料必須同時(shí)具備較高的高溫硬度、良好的韌性和耐磨性、高導熱系數和較低的化學(xué)活性,在銑削時(shí),刀具還應具備良好的抗沖擊性[1]。
目前對于鈦合金加工主要研究方向是通過(guò)優(yōu)化加工策略或刀具幾何參數,建立切削力模型和刀具磨損模型來(lái)提高鈦合金材料的加工效率及刀具耐用度[2-4]。刀具幾何參數、涂層和切削參數均會(huì )影響鈦合金加工表面的晶粒尺寸,進(jìn)而影響鈦合金表面完整性[5]。同時(shí),鈍圓半徑對刀具切削力和耐用度影響顯著(zhù),這也是提高鈦合金加工用整體立銑刀使用壽命的主要方法[6]。同時(shí),建立新型的冷卻環(huán)境、降低加工鈦合金實(shí)際切削溫度也是提高刀具使用壽命的常用方法[7]。肖虎等[8]通過(guò)低溫CO2射流降低切削溫度,抑制了刀具磨損并提高鈦合金表面質(zhì)量。易湘斌等[9]利用微量油霧潤滑減小切削力,提高了切削效率。萇浩等[10]研究發(fā)現,以氮氣為切削介質(zhì)可改善刀具的磨損狀況和提高刀具的壽命。另一些學(xué)者通過(guò)分析高速切削刀具材料的進(jìn)展和應用,提高刀具材料的高溫物理特性方面為切削鈦合金提供發(fā)展方向[11,12]。姜增輝等[13]利用多種不同型號硬質(zhì)合金立銑刀進(jìn)行鈦合金切削實(shí)驗,分析了刀具材料中的合金成分對刀具磨損機理及特征的影響。ChengY.等[14]研究了硬質(zhì)合金的高溫力學(xué)性能,并根據涂層性能綜合設計刀具幾何參數,為重型切削加工提供了解決方案。文獻[15,16]研究了TaC含量對WC-Co基硬質(zhì)合金高溫硬度保持性的影響,證明適度添加TaC(NbC)可以有效提高WC-Co基硬質(zhì)合金的常溫硬度和抗彎強度,并有助于提高硬質(zhì)合金的高溫硬度。
本文通過(guò)添加TaC(NbC)難熔金屬碳化物制備WC-Co基硬質(zhì)合金基體材質(zhì),采用高溫硬度計檢測材料的高溫硬度和高溫斷裂韌性,制備了相同幾何參數的兩種整體硬質(zhì)合金立銑刀。為了排除刀具涂層對刀具磨損性能的影響,采用無(wú)涂層硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行試驗,研究硬質(zhì)合金材質(zhì)的高溫性能對TC4鈦合金高速銑削加工的影響。
2、試驗條件與方案
通過(guò)添加TaC(NbC)難熔金屬碳化物制備主元素含量一致的WC-Co基硬質(zhì)合金材質(zhì),制備兩種硬質(zhì)合金材質(zhì)A和B,其成分見(jiàn)表1。
在硬質(zhì)合金整體立銑刀切削鈦合金的過(guò)程中,熱沖擊和機械載荷是刀具切削刃失效的主要因素,并且由于鈦合金導熱系數(100μm)較低,切削溫度會(huì )比加工其它材料更高。因此,硬質(zhì)合金材料在高溫下的硬度和斷裂韌性直接決定了刀具性能。
試驗采用HTV-PHS30高溫硬度計測量硬質(zhì)合金材料的高溫硬度。加載力為10kgf,保持時(shí)間為10s,每組溫度下測量3次取平均值。試樣加載完成后,可得壓痕對角線(xiàn)長(cháng)度2d和裂紋擴展長(cháng)度l(見(jiàn)圖1)。硬質(zhì)合金材料的高溫斷裂韌性可由下式計算得出
式中,l為裂紋長(cháng)度;d為壓痕對角線(xiàn)長(cháng)度的一半;KIC為斷裂韌性;H為硬度;E為彈性模量;φ=3。
由圖2和圖3可知,當切削溫度達400℃時(shí),硬質(zhì)合金A比硬質(zhì)合金B的高溫硬度提升約5%,高溫斷裂韌性提升約4%;當切削溫度達800℃時(shí),硬質(zhì)合金A比硬質(zhì)合金B高溫硬度提升約14.5%,高溫斷裂韌性提升約10.2%。由此可見(jiàn),通過(guò)在WC-Co基硬質(zhì)合金中添加微量元素TaC(NbC),可使硬質(zhì)合金的高溫性能得到顯著(zhù)提高。這是因為T(mén)aC(NbC)微量元素能夠提高WC晶粒在Co粘結相中的固溶度,抑制WC晶粒在高溫燒結過(guò)程中的晶粒增長(cháng),提高了WC-Co基硬質(zhì)合金在高溫下的硬度和斷裂韌性[15]。
為進(jìn)一步驗證添加TaC(NbC)的WC-Co基硬質(zhì)合金加工鈦合金的實(shí)際效果,將A、B兩種硬質(zhì)合金材料以相同幾何參數制備為兩組整體硬質(zhì)合金立銑刀,分別命名為刀具A和刀具B。試驗刀具的幾何參數見(jiàn)表2。
試驗工件材料為退火態(tài)TC4鈦合金,硬度約為28.2HRC;機床為MazakNexus430A-Ⅱ立式加工中心,試驗方式采用方肩順銑;水基乳化液冷卻,使用熱縮刀柄夾持保證加工狀態(tài)的穩定性,加工參數見(jiàn)表3。
試驗過(guò)程中,以切削距離10m為測量基準,在切削距離相同的條件下,采用KeyenceVHX-950F光學(xué)顯微鏡觀(guān)察試驗銑刀A和B磨損情況,測量后刀面磨損寬度VB。為了能更細致研究硬質(zhì)合金高溫性能對刀具磨損的影響,當試驗刀具的后刀面磨損寬度達到0.05mm時(shí)即停止。
3、試驗結果分析
在相同切削加工條件下,加工TC4鈦合金的整體硬質(zhì)合金立銑刀A和立銑刀B后刀面的磨損曲線(xiàn)如圖4所示。
由圖可知,當銑刀A切削長(cháng)度為80m時(shí),刀具后刀面磨損量為0.031mm;銑刀A切削長(cháng)度為120m時(shí),刀具后刀面磨損量約為0.05mm;而銑刀B切削長(cháng)度為80m時(shí),刀具后刀面磨損寬度超過(guò)0.05mm。銑刀A和B在切削長(cháng)度約為40m時(shí),刀具均進(jìn)入均勻磨損階段。由圖5可知,銑刀A在切削長(cháng)度為40m時(shí),刀具前、后刀面顯現出均勻磨損,刀具前刀面靠近刀尖位置基體有輕微剝落。由圖6可知,銑刀B在切削長(cháng)度為40m時(shí),刀尖已出現明顯崩刃,刀具前、后刀面出現明顯磨損,且在刀具前刀面出現多處規則性的基體剝落。
由圖7和圖8可知:銑刀A在切削長(cháng)度為80m時(shí),刀具磨損加劇,刀尖出現微崩,刀具后刀面仍呈均勻磨損形式,刀具前刀面已出現多處規則性的基體剝落;銑刀B在切削長(cháng)度達到80m時(shí),刀尖崩刃持續擴大,后刀面出現多處崩刃,刀具前刀面由之前的多處基體剝落發(fā)展成連續的基體剝落,刀具磨損程度比銑刀A更嚴重。
4、刀具失效分析
為進(jìn)一步研究硬質(zhì)合金基體的高溫性能對刀具磨損機理的影響,利用掃描電子顯微鏡(SEM)分別對銑刀A和銑刀B在切削長(cháng)度40m時(shí)的刀具刃口進(jìn)行檢測,刀尖形貌結果見(jiàn)圖9和圖10。銑刀A在切削40m時(shí)刀尖處為均勻磨損,未發(fā)現顯著(zhù)的崩刃及基體斷裂裂紋;銑刀B的刀尖出現多塊明顯的基體剝落,將刀尖局部再放大,發(fā)現多條清晰可見(jiàn)的基體斷裂裂紋。由于銑刀A和銑刀B的基體高溫性能不同,銑刀A基體材料有更高的高溫硬度和高溫斷裂韌性。
在高速銑削過(guò)程中,銑刀A不易出現基體斷裂裂紋,從而呈現出刀具前、后刀面均勻的磨損形式,刀具刃口的保持性更優(yōu);銑刀B的高溫硬度和高溫斷裂韌性較低,受機械沖擊的作用,在刀具基體中容易產(chǎn)生微裂紋,隨著(zhù)切削持續,微裂紋易縱向擴展,使基體發(fā)生大塊的剝落,加劇刀具磨損程度。
5、結語(yǔ)
(1)對于WC-Co基硬質(zhì)合金,添加微量合金碳化物TaC(NbC)可以有效提高硬質(zhì)合金材料在高溫下的硬度和斷裂韌性的保持性。在800℃時(shí),高溫硬度提高約14.5%,高溫斷裂韌性提高約10.2%。
(2)在相同條件下高速銑削TC4鈦合金時(shí),添加TaC(NbC)的硬質(zhì)合金整體立銑刀的刀具磨損比未添加TaC(NbC)立銑刀的磨損更輕微,刀具壽命更長(cháng)。
(3)由于添加TaC(NbC)硬質(zhì)合金材料的高溫斷裂韌性更高,高速銑削TC4鈦合金時(shí)可有效緩解刀具裂紋的出現和擴展,降低了刀尖崩刃、基體剝落等問(wèn)題的發(fā)生,防止刀具過(guò)早失效。
參考文獻
[1]杜敏,姜增輝,馮吉路.鈦合金切削加工特點(diǎn)及刀具材料選用[J].航空制造技術(shù),2011( 14) : 47-49.
[2]譚靚,張定華,姚倡鋒,等.刀具幾何參數對鈦合金銑削力和表面完整性的影響[J].中國機械工程,2015,26( 6) : 737-742.
[3]耿國盛.鈦合金高速銑削技術(shù)的基礎研究[D].南京: 南京航空航天大學(xué),2006.
[4]陳五一,袁躍峰.鈦合金切削加工技術(shù)研究進(jìn)展[J].航空制造技術(shù),2010( 15) : 26-30.
[5]Arisoy Y M,Ozei T.Prediction of machining induced micro-structure in Ti-6Al-4V alloy using 3-D FE-based simula-tions: effects of tool microgeometry,coating and cutting con-ditions[J].Procedia CIRP,2015,220: 1-26.
[6]Dorlin T,Fromentin G,Costes J.Analysis and modeling of the contact radius effect on the cutting forces in cylindrical and face turning of Ti6Al4V Titanium alloy[J].Procedia CIRP,2015,31: 185-190.
[7]Sui S C,Feng P F.The influences of tool wear on Ti6Al4V cutting temperature and burn defect[J].International Jour-nal of Advanced Manufacturing Technology,2016,85 ( 9 /12) : 2831-2838.
[8]肖虎,李亮.TC4鈦合金在低溫 CO2 冷卻下的切削性能[J].中國機械工程,2017,28( 8) : 883-887.
[9]易湘斌,焦愛(ài)勝,常文春,等.不同冷卻潤滑條件下 TB6鈦合金高速銑削切削力實(shí)驗研究[J].潤滑與密封,2017,42( 9) : 92-97.
[10]萇浩,何寧,滿(mǎn)忠雷.TC4 的銑削加工中銑削力和刀具磨損研究[J].航空精密制造技術(shù),2003( 3) : 30-33.
[11]艾興,劉戰強,趙軍,等.高速切削刀具材料的進(jìn)展和未來(lái)[J].制造技術(shù)與機床,2001( 8) : 21-25.
[12]張衛兵,劉向中,陳振華,等.WC-Co 硬質(zhì)合金最新進(jìn)展[J].稀有金屬,2015.
[13]姜增輝,王琳琳,石莉,等.硬質(zhì)合金刀具切削 Ti6Al4V的磨損機理及特征[J].機械工程學(xué)報,2014,50( 1) :178-184.
[14]Cheng Y,Liu L,Wu M,et al.High-temperature mechanical properties of a cemented carbide cutter during extra-heavy cutting process[J].Journal of Harbin Engineering Univer-sity,2015,36( 4) : 560-566.
[15]林亮亮.WC_xTaC-Co 硬質(zhì)合金的結構性能及高溫硬度的演變[J].金剛石與磨料磨具工程,2018,38( 4) : 50 -55.
[16]楊小璠,李友生,李凌祥,等.硬質(zhì)合金高溫性能對碳纖維復合材料切削加工的影響研究[J].金剛石與磨料磨具工程,2017,37( 5) : 45-49.
作者: 林?zhù)P添,廈門(mén)金鷺特種合金有限公司,福建廈門(mén) 361100
Author: Lin Fengtian,Xiamen Golden Egret Special AlloyCo.,Ltd.,Xiamen,361100
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