吳玉厚，閆廣宇，趙德宏，王 賀

(沈陽建筑大學(xué) 高檔石材數(shù)控加工裝備與技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實(shí)驗室，沈陽 110168)

0 引言

天然石材因其穩(wěn)定的物理和化學(xué)性能被廣泛應(yīng)用于高精密零部件和高檔裝飾材料等領(lǐng)域[1]。傳統(tǒng)金剛石釬焊刀具不能很好地控制高檔石材制品的表面加工質(zhì)量。金剛石薄膜因其優(yōu)良的物理和化學(xué)性能，是難加工材料領(lǐng)域的理想刀具涂層材料[2]，在硬質(zhì)合金表面沉積CVD金剛石薄膜可以在很大程度上提升刀具的切削性能[3-4]。然而金剛石涂層刀具在實(shí)際切削加工中切削性能及刀具磨損受多方面因素影響，因此針對高鈷硬質(zhì)合金金剛石涂層刀具在硬脆石材高效銑削加工中刀具切削性能隨切削壽命的變化特性和磨損機(jī)理研究，對金剛石刀具在硬脆性難加工材料的產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用意義重大。

目前，國內(nèi)外針對CVD金剛石涂層硬質(zhì)合金刀具在硬脆材料加工中的切削研究研究較少。鐘啟茂等人對金剛石涂層刀具高速銑削石墨的磨損形態(tài)和破損機(jī)理進(jìn)行了研究[5]。卞榮等人對金剛石涂層刀具微銑削氧化鋯陶瓷過程中的刀具磨損特性進(jìn)行了研究[6-7]；J A Arsecularatne 等人對比了金剛石涂層刀具和硬質(zhì)合金刀具在復(fù)合材料切削中的刀具切削性能，總結(jié)了磨損特性[8]；Zhou M 等研究了金剛石刀具在光學(xué)玻璃切削中的刀具壽命和表面加工質(zhì)量[9]。針對金剛石涂層高鈷硬質(zhì)合金刀具在硬脆材料切削中的刀具切削性能和磨損機(jī)理的研究尚處于基礎(chǔ)性研究階段，且不同類型刀具在硬脆材料切削中的適用性研究較少。

本文利用課題組自主研制的CVD金剛石涂層高鈷硬質(zhì)合金刀具，以硬脆石材為切削材料，進(jìn)行不同沉積工藝參數(shù)金剛石薄膜刀具的切削試驗，分析刀具切削性能隨刀具磨損面積的變化特性，總結(jié)了不同類型的金剛石涂層刀具在硬脆石材高效銑削中的切削性能，為金剛石涂層高鈷硬質(zhì)合金刀具的制備工藝和在硬脆石材切削中的應(yīng)用提供理論支撐。

1 實(shí)驗平臺的搭建

1.1 實(shí)驗材料及刀具

本文中的試驗所使用切削工件為天然米黃大理石，工件尺寸為300×300×25mm塊料，主要由碳酸鈣(CaCO3)和少量二氧化硅(SiO2)組成，因其特殊的材料裝飾屬性，此種大理石在工程領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用，其機(jī)械性能參數(shù)見表1[10]。試驗過程中所用切削工具分別為CVD金剛石薄膜涂層和未涂層硬質(zhì)合金雙刃球頭立銑刀，刀具基體為YG6硬質(zhì)合金，具體幾何參數(shù)如表2所示，其中金剛石薄膜主要沉積參數(shù)分別為甲烷氣體配比1%、2%、3%三種，涂層厚度均為3～3.5μm，其金剛石顆粒表面形貌如圖1所示。

表1 米黃大理石材料屬性

表2 刀具幾何參數(shù)

圖1 金剛石顆粒形貌

1.2 試驗方案

如圖2所示，本次天然理石銑削試驗在德瑪吉(DMG)DMU50數(shù)控五軸銑削加工中心上進(jìn)行，試驗過程中利用奇石樂(Kistler9257B)多分量測力計測量不同種類金剛石刀具X、Y、Z三個方向切削力。刀具總體切削時間為300min，利用掃描電子顯微鏡測量與分析刀具磨損形貌。具體試驗方案如表3所示。

表3 切削試驗方案

圖2 切削試驗平臺

2 結(jié)果與討論

刀具后刀面的磨損是一個復(fù)雜的變化過程，立銑刀的主切削刃是圓柱面上的螺旋切削刃，在切削刃參加工作的各點(diǎn)上切削載荷不均勻，后刀面磨損也不均勻。在刀尖部分，由于強(qiáng)度和散熱條件較差，磨損較為劇烈。在切削刃上靠近工件外表面處，強(qiáng)度和散熱條件較好，磨損較為輕微，磨損帶寬度較小。磨損帶形狀及磨損模式與許多因素有關(guān)，切削深度不同，磨損帶的中間位置不同，因此用AB表示刀具磨鈍程度和制定磨鈍標(biāo)準(zhǔn)不能完整、準(zhǔn)確地衡量刀具磨損狀態(tài)。而后刀面磨損帶面積AB在計算時即考慮了整個磨損帶的變化情況，考慮了因加工條件和刀具安裝等因素的改變(或誤差)而引起的磨損帶改變，因此能比較真實(shí)地反映銑刀的磨損狀態(tài)[11]。如圖3所示，刀具后刀面磨損面積隨切削時間的變化大致可分為4個階段：

(1)OA階段為刀具磨損第一階段，此階段為刀具的初始磨損區(qū)。開始參與切削的刀具切削刃比較鋒利，切削過程中刀具與工件接觸面積較小，產(chǎn)生的較大接觸應(yīng)力在刀具表面形成破損，加之金剛石和硬質(zhì)合金內(nèi)部都是由島狀晶粒組成，在制備過程中都存在大小不同的內(nèi)應(yīng)力，內(nèi)部裂紋的初始擴(kuò)展也是刀具在此階段磨損面積增大的主要原因。

(2)由于刀具切削壽命不同，在AB階段，硬質(zhì)合金刀具出現(xiàn)磨損量劇烈增長的趨勢，此時由于刀具自身材料原因，在斷續(xù)切削的循環(huán)沖擊作用下，刀具后刀面與切削刃均出現(xiàn)較嚴(yán)重的磨損。AC階段為2%和3%兩種甲烷濃度金剛石涂層刀具的磨損第二階段-穩(wěn)定磨損區(qū)，AD段則為1%甲烷濃度刀具穩(wěn)定磨損階段。此階段刀具磨損量穩(wěn)步上升，時間持續(xù)100min。經(jīng)過初始磨損后的金剛石涂層較為尖銳的切削刃部分發(fā)生部分顆粒的脫落或表面出現(xiàn)粘結(jié)，切削刃與后刀面變?yōu)槠交瑺顟B(tài)，刀具-工件實(shí)際微觀接觸面積增大，切削系統(tǒng)表面接觸是應(yīng)力相較于第一階段下降。

n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm

(3)第三階段為磨損加劇區(qū)。圖中CD、CE、階段分別為2%、3%甲烷濃度的金剛石刀具磨損加劇區(qū)，持續(xù)時間分別為40min和100min；DF階段為1%甲烷濃度金剛石涂層刀具磨損階段。此階段為刀具磨損的最終階段。由于硬質(zhì)合金基體與金剛石顆粒在熱膨脹系數(shù)方面相差較大，在熱絲沉積過程中膜-基結(jié)合處會產(chǎn)生不同程度的裂紋，隨著切削時間的增加，裂紋逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)致涂層在基體表面脫落，造成破損。綜上，由刀具后刀面磨損量隨切削時間的變化特性分析結(jié)果可知，沉積甲烷濃度為1%的金剛石涂層刀具壽命較長，金剛石涂層內(nèi)部結(jié)構(gòu)與膜-基結(jié)合力較好。

圖4所示為1%甲烷沉積濃度的金剛石涂層刀具后刀面磨損面積與切削力和工件表面粗糙度之間的關(guān)系。在刀具初始磨損區(qū)，隨著磨損面積的增大，刀具三個方向的切削力和工件表面粗糙度均有上升趨勢，但是變化相對比較平穩(wěn)，此時金剛石顆粒屬于初始磨合期，較為鋒利的切削刃在硬質(zhì)石材顆粒的作用下產(chǎn)生磨鈍效應(yīng)；在第二個穩(wěn)定磨損期內(nèi)，刀具磨損量上升幅度較小，刀具切削力和工件表面粗糙度出現(xiàn)平穩(wěn)增長態(tài)勢，金剛石涂層刀具在磨損平穩(wěn)期持續(xù)時間較長；刀具磨損過程中的最后階段為劇烈磨損期，磨損量增幅較大，隨著磨損量的增加，表面加工質(zhì)量也隨著出現(xiàn)大幅度下降，刀具切削能力減弱，直至達(dá)到界定的磨損上限。

n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm圖4 金剛石涂層刀具磨損量對切削力和表面粗糙度的影響曲線

3 刀具磨損特性分析

3.1 裂紋作用下的涂層剝落

圖5所示為甲烷濃度為1%時刀具切削300min后刀面表面磨損形貌，從圖中可以看出，刀具主后刀面部分的金剛石涂層在循環(huán)沖擊應(yīng)力的作用下發(fā)生大面積剝落。在圖5a的刀具主切削刃放大圖中，切削刃處的金剛石涂層仍然附著在刀具基體上。左側(cè)基體處金剛石涂層大部分均已經(jīng)發(fā)生剝落，這是由于鎢鈷硬質(zhì)合金基體材料熱膨脹系數(shù)與金剛石熱膨脹系數(shù)相差較大，在熱絲工藝沉積結(jié)束后，刀具基體由800℃左右的高溫冷卻到室溫的過程中，膜-基結(jié)合處和刀具薄膜內(nèi)部都會產(chǎn)生或多或少的微裂紋和內(nèi)應(yīng)力。如圖5b所示，在刀具主切削刃開始參與切削時，主切削刃部分的金剛石涂層向刀具前刀面和后刀面?zhèn)鬟f切削力，裂紋在縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力的雙重作用下向周圍擴(kuò)展，最終導(dǎo)致膜-基結(jié)合處失效，發(fā)生涂層剝落現(xiàn)象。由于甲烷濃度較低時金剛石晶粒為柱狀晶，微米級柱狀晶與硬質(zhì)合金刀具基體結(jié)合性能較好，因此微米金剛石涂層刀具的膜-基處抵抗裂紋擴(kuò)展能力較強(qiáng)，不易直接從基體處發(fā)生剝落現(xiàn)象。后刀面涂層的膜-基結(jié)合處剝落在石材等硬脆材料的斷續(xù)切削過程中屬于金剛石涂層刀具的主要磨損機(jī)制。

(a)刀具后刀面磨損形貌 (b)區(qū)域A金剛石涂層內(nèi)部裂紋甲烷濃度1%，n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm，T=300min圖5 后刀面涂層剝落磨損形貌

3.2 涂層內(nèi)部晶間斷裂

圖6所示為甲烷濃度為2%時金剛石刀具切削100min后刀面磨損形貌，相較于相同切削時間的3%甲烷濃度刀具，此類刀具磨損情況較為輕微，此時刀具主后刀面部分金剛石涂層出現(xiàn)磨損。區(qū)域1中，出現(xiàn)階梯狀兩種涂層，圖7能譜EDS分析結(jié)果顯示，階梯兩側(cè)的結(jié)構(gòu)均為金剛石涂層顆粒，在左側(cè)散落的大顆粒則為粘結(jié)在表面的石材硬質(zhì)顆粒，由此判斷金剛石涂層發(fā)生內(nèi)部涂層晶間分層斷裂。在抵抗裂紋擴(kuò)展能力方面，增大甲烷濃度，可以生產(chǎn)出納米尺寸金剛石，納米金剛石在刀具表面形成團(tuán)簇晶，顆粒之間抵抗裂紋擴(kuò)展能力較強(qiáng)。

(a)后刀面涂層斷裂形貌 (b)區(qū)域1磨損形貌甲烷濃度2%，n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm，T=100min圖6 后刀面涂層分層斷裂磨損形貌

(a)1處能譜分析結(jié)果

(b)2處能譜分析結(jié)果圖7 后刀面物質(zhì)能譜分析結(jié)果

3.3 粘結(jié)磨損

圖8所示為甲烷濃度為1%刀具在切削60min后刀具切削刃磨損形貌。從圖中可以看出，刀具切削刃表面覆蓋一層白色物質(zhì)，由能譜分析結(jié)果可知，表面涂覆的物質(zhì)為天然石材顆粒粘著粉末，此種粘結(jié)粉末在一定程度上鈍化金剛石刀具主切削刃，降低刀具切削性能。

圖9為甲烷濃度為1%的刀具在切削140min后刀具前刀面表面磨損形貌。在金剛石薄膜脫落后，刀具硬質(zhì)合金基體參與切削，由于硬質(zhì)合金與工件材料摩擦系數(shù)較大，表面承受載荷增大，切削溫度上升。工件粉末狀切屑在前刀面排出過程中部分粘著在刀具表面，此種情況影響切屑的排出，隨著切削的進(jìn)行，越來越多的粉末粘著在刀具前刀面后會逐漸硬化，最終在接觸應(yīng)力的作用下會隨刀具基體材料一同剝落，造成刀具失效。切削過程中納米金剛石表面粗糙度較低，石材粉末不易附著在表面，排屑較為順暢，因此高甲烷濃度金剛石外表面涂層可以減緩粘結(jié)磨損的發(fā)生，進(jìn)而提升刀具壽命與切削質(zhì)量。

(a)刀具前刀面磨損形貌 (b)切削刃粘結(jié)磨損形貌甲烷濃度1%，n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm，T=60min圖8 刀具切削刃粘結(jié)磨損形貌

甲烷濃度1%，n=4000r/min，f=300mm/min，ap=0.5mm，d=1mm，T=140min圖9 前刀面涂層粘結(jié)磨損形貌

4 結(jié)論

基于不同沉積工藝參數(shù)的金剛石涂層刀具，進(jìn)行了硬脆石材的高效銑削實(shí)驗。分析了刀具切削力和表面加工質(zhì)量隨刀具磨損的變化規(guī)律，結(jié)合切削后的刀具表面磨損形貌，得出以下結(jié)論：

(1)金剛石涂層刀具的磨損過程可分為三個階段：初始磨損區(qū)、穩(wěn)定磨損區(qū)和加劇磨損區(qū)；金剛石涂層刀具整體切削壽命高于未涂層硬質(zhì)合金刀具，低甲烷濃度刀具切削壽命較高，切削性能穩(wěn)定。

(2)隨著切削的進(jìn)行，刀具磨損直接影響切削力和工件表面粗糙度，隨磨損量的上升，切削力和表面粗糙度均有上升趨勢，刀具穩(wěn)定磨損區(qū)時間段持續(xù)時間較長，刀具切削性能穩(wěn)定。

(3)金剛石涂層刀具磨損機(jī)理可以分為：裂紋作用下的涂層膜-基剝落磨損、涂層內(nèi)部晶間斷裂磨損和粘結(jié)磨損。其中，在硬脆材料的斷續(xù)切削中，刀具膜-基涂層剝落磨損為金剛石涂層磨損的主要磨損機(jī)制；粘結(jié)磨損易發(fā)生于低甲烷濃度大顆粒金剛石刀具表面，在切削前中期使切削刃鈍化，增大切削力，使涂層以剝落的形式造成刀具磨損，最終失效。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 吳玉厚，趙德宏. 異型石材數(shù)控加工裝備與技術(shù)[M].北京:科學(xué)出版社，2011.

[2] 趙志巖, 鄧福銘, 盧學(xué)軍, 等. CVD 金剛石涂層刀具研究與應(yīng)用前景[J]. 硬質(zhì)合金, 2009, 26(4): 246-251.

[3] 尹超, 毛善文. CVD 金剛石涂層硬質(zhì)合金刀具研究進(jìn)展[J]. 硬質(zhì)合金, 2016 (4): 275-282.

[4] 楊俊飛, 田欣利, 劉超,等. 非金屬硬脆材料加工技術(shù)的最新進(jìn)展[J]. 新技術(shù)新工藝, 2009(8):10-16.

[5] 鐘啟茂. 金剛石涂層刀具高速銑削石墨的磨損形態(tài)與破損機(jī)理[J]. 工具技術(shù), 2009, 43(6):36-39.

[6] Bian R, Ferraris E, Qian J, et al. Tool wear characters in micro-milling of fully sintered ZrO2 ceramics by diamond coated end mills[C]. Materials Science Forum, 2012, 723: 365-370.

[7] 卞榮. 金剛石微銑刀精密銑削氧化鋯陶瓷基礎(chǔ)研究[D]. 南京:南京航空航天大學(xué)，2011.

[8] Arsecularatne J A, Zhang L C, Montross C. Wear and tool life of tungsten carbide, PCBN and PCD cutting tools[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2006, 46(5): 482-491.

[9] Zhou M, Ngoi B K A, Yusoff M N, et al. Tool wear and surface finish in diamond cutting of optical glass[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 174(1): 29-33.

[10] 托魯基安YS, 賈德WR, 羅伊RF. 巖石與礦物的物理性質(zhì)[M]. 北京:石油工業(yè)出版社,1990.

[11] 李錫文, 杜潤生, 楊叔子. 基于后刀面磨損帶面積的銑刀磨損模型的建立[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2001, 29(4):53-56.