張而耕，何 澄，陳 強(qiáng)

(上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué)，上海 201418)

0 引 言

隨著涂層制備工藝的完善，涂層技術(shù)在如今的機(jī)械加工行業(yè)中扮演著越來(lái)越重要的角色，也逐漸引起各行各業(yè)的重視。以往研究資料表明[1,2]，TiN涂層的抗高溫氧化溫度為500-600 ℃，TiAlN涂層抗高溫氧化溫度更高，可達(dá)800-900 ℃，涂層受熱超過上述溫度會(huì)迅速氧化失效。由于材料技術(shù)的快速發(fā)展，高硬度難切削材料的出現(xiàn)，如高錳鋼、硬化不銹鋼、淬火鋼及鎳基合金，切削溫度可達(dá)1000 ℃。因此，新型涂層材料的研究與開發(fā)是必然趨勢(shì)。元素的摻雜對(duì)于涂層性能的提高具有很大影響，如Al、Cr、La可以提高涂層的抗高溫氧化溫度，B、V可以提高涂層的硬度及耐磨性，Si不僅可以提高涂層的硬度，而且可以提高涂層的高溫穩(wěn)定性[3,4]，利用Si元素?fù)诫s已成為目前研究的熱點(diǎn)。

納微米TiAlSiN涂層來(lái)自于TiAlN涂層與Si元素的摻雜。受不同含量Si元素影響，Si元素對(duì)涂層組織結(jié)構(gòu)的影響也不盡相同。低含量的Si元素?fù)诫s起固溶強(qiáng)化作用，隨著Si含量增加，Si3N4非晶相結(jié)構(gòu)開始出現(xiàn)，而且形成了α-Si3N4包覆nc-TiAlN復(fù)合結(jié)構(gòu)，使晶粒結(jié)構(gòu)更加細(xì)化[5-7]。α-Si3N4結(jié)構(gòu)還具有抑制氧元素?cái)U(kuò)散的效果，起到良好高溫氧化保護(hù)作用。除了對(duì)TiAlSiN涂層微觀組織結(jié)構(gòu)的研究，近年來(lái)，TiAlSiN涂層的耐磨性和涂層刀具切削性能也成了學(xué)者研究的對(duì)象。如Yu等采用磁控濺射及空心陰極放電相結(jié)合技術(shù)在硬質(zhì)合金刀具基體上制備了TiAlSiN硬質(zhì)涂層，不同Si含量涂層的磨損量也不同，其中Si含量4．78at．%的涂層刀具磨損量最小，Si元素加入提高了涂層磨損失效前加工距離，較TiAlN涂層失效前加工距離提高20%[8]。Chang等在TiAlSiN涂層硬質(zhì)合金刀具基體上制備了TiAlSiN涂層，研究了TiAlSiN涂層刀具切削鈦合金的性能，在相同切削條件下，TiAlSiN涂層刀具比TiAlN涂層具有更高的使用壽命，約為TiAlN的1．5倍[9]。也有學(xué)者采用有限元模型研究了涂層對(duì)刀具的切削性能影響，如Binder等采用DEFORM-3D軟件模擬了TiAlN涂層對(duì)硬質(zhì)合金刀具車削AISI 1045磨損性能的影響，與現(xiàn)實(shí)切削實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合[10]。Pittala等[11]采用DEFORM-3D預(yù)測(cè)了涂層硬質(zhì)合金(WC/Co)刀具銑削鋁合金的切削力。

鈦合金由于其優(yōu)異的物理、化學(xué)性能，如高的比強(qiáng)度、良好的耐蝕性和生物組織相容性，而受到人們的廣泛關(guān)注，在航空航天、汽車零部件及醫(yī)療器械領(lǐng)域扮演了重要角色。但是鈦合金的難加工性也十分明顯，如易加工硬化、刀具磨損嚴(yán)重，切削過程中高的切削溫度，材料表面加工質(zhì)量難以保證。因此，加工鈦合金的刀具需要有高的強(qiáng)度、熱硬性、良好的耐磨性。隨著有限元模擬加工精度的不斷提高，有限元軟件被越來(lái)越廣泛地應(yīng)用于輔助設(shè)計(jì)與制造，如正交車削、銑削、鉆削等[12,13]，可以確保產(chǎn)品設(shè)計(jì)的合理性，減少設(shè)計(jì)成本與資源消耗。借助有限元分析軟件對(duì)不同涂層厚度的刀具的切削性能進(jìn)行分析，能為涂層厚度設(shè)計(jì)的合理性提供理論基礎(chǔ)，尋找最佳涂層厚度，降低材料的消耗，減少試驗(yàn)時(shí)間及設(shè)計(jì)成本。本文采用DEFORM-3D軟件，建立刀具三維正交切削模型，模擬了TiAlSiN涂層硬質(zhì)合金刀具與未涂層刀具在相同切削條件下切削鈦合金(TC4)及45號(hào)鋼的切削溫度、切削熱，并對(duì)比分析不同涂層厚度對(duì)加工性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 試樣的制備

采用瑞士ICS-04 ARC PRO陰極電弧沉積系統(tǒng)分別在WC-Co硬質(zhì)合金刀具及高速鋼試片上制備了納微米TiAlSiN涂層，刀具及高速鋼試片的主要材料成分如表1所示。制備TiAlSiN涂層的靶材分別為Ti靶、AlTi靶(67% at．% Ti, 33% at．% Al)、TiSi靶(80% at．% Ti, 20% at．% Si)。TiAlSiN涂層制備前，需對(duì)基體進(jìn)行前處理，前處理包括基體拋光、超聲波清洗和基體烘干，清洗時(shí)間為30 min，清洗液為酒精與丙酮混合液體。前處理完成后的基體裝進(jìn)爐腔，啟動(dòng)分子泵對(duì)爐腔內(nèi)進(jìn)行抽真空，同時(shí)啟動(dòng)內(nèi)置加熱裝置進(jìn)行基體加熱，溫度達(dá)到450 ℃和爐腔真空度0．5 Pa時(shí)，可通入氬氣(Ar)進(jìn)行氬離子刻蝕清洗，刻蝕時(shí)間40 min?？涛g完成后，通過調(diào)節(jié)基體偏壓、不同靶材的電流和N2流量進(jìn)行沉積。涂層厚度與涂層制備時(shí)間呈正相關(guān)，制備參數(shù)如表2所示，涂層刀具及試片如圖2所示。此參數(shù)制備的涂層為單層結(jié)構(gòu)，研究表明雙層及多層結(jié)構(gòu)可以有效的減少硬質(zhì)薄膜與基體之間由于物理性質(zhì)不匹配導(dǎo)致的膜基結(jié)合力不足。為提高結(jié)合力，可以先在基體上制備結(jié)合力較好的TiN做打底層，再制備TiAlSiN硬質(zhì)涂層[14]。

圖1 陰極電弧設(shè)備及設(shè)備爐腔示意圖Fig.1 Cathode arc equipment and equipment furnace cavity diagram

表1 硬質(zhì)合金刀具及高速鋼試片的主要成分(%)Tab.1 Main ingredients of carbide tool and high speed steel test piece

1.2 涂層性能測(cè)試

采用涂層厚度無(wú)損檢測(cè)設(shè)備(含X射線熒光測(cè)量系統(tǒng))對(duì)涂層沉積后的基體表面涂層厚度進(jìn)行測(cè)量，基體材料分別為高速鋼試片與硬質(zhì)合金刀片，為使測(cè)量準(zhǔn)確，分別選取5個(gè)檢測(cè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量，取測(cè)量的平均值。利用掃描電子顯微鏡觀察涂層表面、斷面微觀形貌特征，設(shè)備型號(hào)為Quanta 200FEG。能譜儀(Energy dispersive spectrometer，EDS)安裝在該型號(hào)掃描電鏡上配套使用，通過能譜儀對(duì)涂層的微觀成分進(jìn)行觀察分析，放大倍數(shù)為10000倍，加速電壓為20 KV。涂層的顯微硬度通過帶有玻氏壓針的MTS Nano Indenter XP測(cè)量，為減少基體對(duì)涂層顯微硬度的影響，涂層的1/10涂層厚度為壓痕最大深度，壓針載荷為20 mN，為避免測(cè)量誤差，涂層的顯微硬度取6個(gè)測(cè)量點(diǎn)的平均值。通過球-盤圓周式摩擦磨損設(shè)備測(cè)量涂層的摩擦性能，溫度為室溫，摩擦副為Al2O3陶瓷球，球體直徑6 mm，載荷4 N，線速度5 m/min，時(shí)間為30 min。膜基結(jié)合力通過壓痕法測(cè)量，壓頭為金剛石壓頭(圓錐夾角120 °，頂端半徑0．2 mm)，施加載荷為60 kgf，壓入涂層時(shí)間保持6 s，然后在顯微鏡下觀察涂層壓痕形貌特征。

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

X射線熒光測(cè)量系統(tǒng)測(cè)得3 μm涂層程序制備的高速鋼試片表面的涂層厚度如表3所示，涂層的平均厚度為3．02 μm。圖3為涂層表面及斷面形貌，宏觀顏色呈紫銅色，無(wú)剝落現(xiàn)象，微觀下涂層具有良好的晶粒度形態(tài)。這是由于TiAlN涂層中柱狀晶結(jié)構(gòu)被Si元素抑制，使得微觀組織更加致密。 Du H[15]等通過陰極電弧技術(shù)在硬質(zhì)合金基體上制備出TiAlN和TiALSIN涂層，通過掃描電鏡觀察涂層截面，有TiALN明顯的柱狀晶結(jié)構(gòu)出現(xiàn)，柱狀晶體通過添加Si消失，與本文一致。有研究表明，伴隨Si元素含量增加，柱狀晶生長(zhǎng)被抑制愈發(fā)明顯，而且涂層硬度逐步提高，但涂層的與基體之間的結(jié)合力逐漸降低[16-17]。涂層與基體結(jié)合良好，但涂層表面除了凹坑、針孔以外，還有白色大顆粒附著在涂層表面。這是由于在制備過程中在真空爐腔內(nèi)產(chǎn)生了大液滴且液滴濺射涂層表面，形成了凹坑與針孔，白色大顆粒是液滴黏附在涂層表面所致。EDS分析涂層中Ti、Al、Si、N的百分含量分別為50．34%、28．85%、5．22%、15．59%。納米壓痕儀測(cè)量涂層的顯微硬度為35 GPa，測(cè)得涂層楊氏模量為340 GPa。金剛石壓痕微觀形貌如圖5所示，其中圖5(a)是整體壓痕形貌，顯微鏡下放大倍數(shù)為200倍，圖5(b)是壓痕邊緣形貌，在顯微鏡下放大500倍，可清晰看到壓痕周圍邊緣裂紋。與德國(guó)科學(xué)技術(shù)協(xié)會(huì)頒布的VDI評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，該涂層與基體結(jié)合力優(yōu)異，達(dá)到工業(yè)HF1級(jí)別。在常溫下測(cè)得涂層摩擦系數(shù)為0．35，相較于切削刀具的摩擦系數(shù)更低。

表2 涂層的制備參數(shù)Tab.2 Preparation parameters of the coating

圖2 涂層后的高速鋼試片及硬質(zhì)合金刀具Fig.2 High speed steel and hard alloy tools after coating

表3 涂層厚度(μm)Tab.3 Coating thickness (μm)

圖3 TiAlSiN涂層的截面及微觀形貌：(a)截面形貌；(b)微觀形貌Fig.3 Section and microscopic morphology of TiAlSiN coatings: (a) section morphology; (b) microscopic morphology

圖4 TiAlN、TiAlSiN涂層的截面形貌[15] (a)TiAlN；(b)TiAlSiNFig.4 Section morphology of TiAlN and TiAlSiN coatings: (a) TiAlN; (b) TiAlSiN

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

圖5 TiAlSiN涂層壓痕微觀形貌：(a)壓痕；(b)微觀裂紋Fig.5 Microstructure of TiAlSiN coating: (a) indentation; (b) micro cracks

金屬切削加工涉及到材料的彈塑性變形，切削過程中是一個(gè)高應(yīng)變非線性的動(dòng)態(tài)變化過程。因此，基于非線性基礎(chǔ)上的金屬材料切削加工有限元模擬才具有實(shí)際意義。目前的Hollomon模型、Swift模型和Ludwik模型等外推模型，擬合偏差大，實(shí)測(cè)曲線與擬合曲線逼近程度低[18-19]。而Johnson-Cook流動(dòng)應(yīng)力模型與實(shí)際的切削狀態(tài)較吻合，在金屬切削加工研究中應(yīng)用較廣泛。該模型認(rèn)為，在加工過程中材料受到高應(yīng)變率影響，出現(xiàn)了應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化和熱軟化等現(xiàn)象。本文采用Johnson-Cook模型(簡(jiǎn)稱J-C模型)，該模型在試驗(yàn)基礎(chǔ)上得到，模擬計(jì)算結(jié)果具有實(shí)際參考價(jià)值。采用材料模型的本構(gòu)方程如下所示：式中：σ 為流動(dòng)應(yīng)力；A為準(zhǔn)靜態(tài)下的屈服強(qiáng)度；B為應(yīng)變硬化系數(shù)；εp為等效應(yīng)變；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；C為應(yīng)變率敏感系數(shù)；為塑性應(yīng)變率；為參考應(yīng)變率；T為變形溫度；Tr為環(huán)境參考溫度；Tm為熔點(diǎn)溫度。A、B、n、c、k是材料本身決定的性能參數(shù)。

Ti-6Al-4V(TC4)及45鋼的J-C模型參數(shù)如表4所示，TC4、45鋼材料的物理性質(zhì)如表5所示。鈦合金導(dǎo)熱性能較差，刀具在切削過程中會(huì)產(chǎn)生大量的切削熱，軟化刀具基體，影響刀具的使用壽命。45號(hào)鋼為典型的中碳鋼，強(qiáng)度及硬度低，塑性好，大的刀具前角及后角有助于減少切削力及切削熱，刀具的切削參數(shù)如表6所示。DEFORM模型中，工件設(shè)置為彈塑性體，刀具設(shè)置為剛性體，切削模型如圖6所示。工件的長(zhǎng)度設(shè)置為20 mm，刀具及工件的網(wǎng)格數(shù)采用相對(duì)網(wǎng)格尺寸劃分，網(wǎng)格數(shù)為8000，切削步數(shù)為10000。對(duì)刀具切削刃及工件切削部位進(jìn)一步細(xì)化，尺寸比列為原來(lái)的0．1。摩擦模型設(shè)置為剪切摩擦模型，剪切摩擦系數(shù)為0．6。設(shè)置室溫為20 ℃，熱交換系數(shù)為45 N/s/mm/℃，無(wú)冷卻。

圖6 刀具切削模型Fig. 6 Tool cutting model

切削刀具的磨損也是影響刀具加工精度，切削力及切削熱的主要因素。DEFORM中采用Usui’s模型計(jì)算刀具加工的產(chǎn)生的磨損，在計(jì)算刀具的前后刀面及刀尖磨損時(shí) 同時(shí)、也考慮了應(yīng)變速率、溫度及刀/屑間的摩擦因素的影響。其公式為：式中，W為磨損量；dt為時(shí)間增量；a、b為實(shí)驗(yàn)校準(zhǔn)系數(shù)，均設(shè)置為經(jīng)典數(shù)值a = 1．0e-5，b = 1000；p為接觸面壓力；V為滑動(dòng)速度；T為接觸面溫度。

表4 TC4及45鋼的J-C模型參數(shù)[20]Tab.4 Parameters of J-C model TC4 and AISI 1045

表5 TC4、45鋼的物理性能Tab.5 Physical properties of TC4, 45 steel

表6 刀具參數(shù)及其切削要素Tab.6 The tool parameters and cutting elements

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2．2．1 TiAlSiN涂層厚度對(duì)切削力的影響

切削步為5000時(shí)的切削模型如圖7所示。為了防止涂層在切削加工中過早的磨損失效，本文取較小的切削長(zhǎng)度(10 mm)研究涂層對(duì)刀具切削力及切削熱的影響。伴隨著刀尖的應(yīng)力集中，刀具在加工過程中切削力先增大，然后將在某一位置趨于平衡，切削力在平衡位置有上下波動(dòng)。圖7是未涂層的刀具切削鈦合金及45號(hào)鋼的切削力隨時(shí)間的變化圖。由于鈦合金的彈性模量小，在切削加工時(shí)容易彎曲變形，在高溫下與空氣中的O2及N2反應(yīng)生成脆硬結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致切削力的振動(dòng)幅度較大。兩種材料的切削力總體變化趨勢(shì)一致，分別在0．003 s及0．001 s時(shí)開始在平衡位置震蕩，10 mm的切削長(zhǎng)度可以反應(yīng)刀具在切削過程中的應(yīng)力變化。

刀具的切削力包括主切削力Fc，切深抗力Fp，進(jìn)給力Ff，本文主要研究涂層對(duì)主切削力Fc大小的影響。在切削過程中會(huì)產(chǎn)生大量切削熱，在切削刃附近的小范圍面積內(nèi)的熱量容易聚集卻不易散發(fā)，導(dǎo)致了切削過程中45號(hào)鋼基體軟化，所以刀具的切削力先增大后趨于平緩。

不同涂層厚度與刀具切削力的關(guān)系如圖9所示，適當(dāng)厚度的TiAlSiN涂層不僅減少刀具切削的主切削力Fc，同時(shí)也減小了切深抗力Fp及進(jìn)給力從圖9中可以看出，涂層厚度對(duì)于切削力具有顯著的影響，刀具的主切削力FC隨著涂層厚度的增加先減小后增加。數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果表明，鈦合金進(jìn)入穩(wěn)定切削階段后最小的切削力出現(xiàn)在涂層厚度為4 μm處，平均切削力為734．7 N，無(wú)涂層及涂層厚度為2 μm、3 μm、5 μm、 6 μm的平均切削力分別為1264．1 N、1133．1 N、959．2 N、1148．6 N、1547．3 N。45號(hào)鋼進(jìn)入穩(wěn)定切削階段后最小的切削力也出現(xiàn)在涂層厚度為4 μm處，平均切削力為450．7 N，無(wú)涂層及涂層厚度為2 μm、3 μm、5 μm、 6 μm的平均切削力分別為648．5 N、600．5 N、557．3 N、580．5 N、720．6 N。涂層與工件接觸相比較于硬質(zhì)合金刀具與工件接觸具有較小的摩擦系數(shù)，但較大厚度涂層并不利于刀具切削力的減小。在實(shí)際生產(chǎn)過程中，若在刀具基體上制備較厚的涂層，涂層與刀具基體間會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，容易導(dǎo)致涂層剝落，不利于刀具使用壽命的提高。

圖7 切削步為5000時(shí)的切削模型Fig. 7 The cutting model when the cutting step is 5000

圖8 未涂層刀具的切削力隨時(shí)間變化曲線：(a)TC4；(b)AISI 1045Fig.8 Variation of cutting force of uncoated tool with time:(a) TC4; (b) AISI 1045

圖9 不同涂層厚度與刀具切削力的關(guān)系Fig. 9 Relationship between different coating thickness and cutting force of cutting tool

2．2．2 涂層厚度對(duì)切削溫度的影響

鈦合金具有高的熱強(qiáng)度，與鋁合金相比，鈦合金使用溫度更高，可以在450-500 ℃溫度下長(zhǎng)期工作。但對(duì)于機(jī)械切削加工而言，鈦合金已加工表面產(chǎn)生的塑型變形容易造成表面硬化，再加上在高溫條件下鈦合金加工表面與大氣中的氧氣與氮?dú)夥磻?yīng)生成脆硬陶瓷結(jié)構(gòu)，都會(huì)加劇刀具的磨損。導(dǎo)熱系數(shù)低的鈦合金因切削區(qū)域散熱慢，冷卻效果差，易于在切削區(qū)域形成高溫，加工后零件變形回彈大，造成刀具扭矩增大，耐用度降低，刃口磨損快。在加工過程中，切屑與前刀面及后刀面的接觸面積大，進(jìn)一步加劇刀具的磨損，提高切削區(qū)域的溫度。涂層厚度與切削溫度關(guān)系如圖10所示。

圖11為切削10 mm長(zhǎng)度后未涂層刀具及3 μm厚涂層刀具切削鈦合金的刀尖的溫度分布，圖12為未涂層刀具及涂層厚度為3 μm切削45號(hào)鋼的刀尖溫度分布。涂層與未涂層刀具的切削溫度區(qū)域分布大致相同，刀具的最高溫度均出現(xiàn)在第二變形區(qū)。圖11表明，切削鈦合金時(shí)未涂層刀具與涂層刀具的最大溫度差約為200 ℃，且最低切削溫度出現(xiàn)在涂層厚度為3 μm處。在初始切削階段，刀具的切削溫度隨切削時(shí)間的增加而上升，無(wú)涂層刀具比涂層刀具溫度上升速度快。當(dāng)溫度超過某一臨界溫度時(shí)，熱導(dǎo)率低的TiAlSiN涂層阻礙刀具加工區(qū)域與大氣的熱交換，這是由于涂層覆蓋在基體表面，使得刀尖散熱變慢。大量切削熱堆積涂層刀具的切削溫度迅速增長(zhǎng)，其增長(zhǎng)速度大于未涂層 。但在穩(wěn)定切削過程中，適當(dāng)?shù)耐繉雍穸葘?duì)于刀具切削溫度的減少具有顯著效果。圖11中，刀具切削溫度隨涂層的厚度先降低后增高，在涂層厚度為3 μm時(shí)，切削溫度最低。雖然涂層具有相對(duì)較低的摩擦系數(shù)，在切削鈦合金過程中，刀具與工件接觸區(qū)域產(chǎn)生較低的摩擦熱，但涂層厚度為5 μm、6 μm的刀具的切削熱卻大于未涂層刀具。主要是由于涂層的導(dǎo)熱率低，熱量積聚在刀尖部位難以散發(fā)，致使刀尖溫度較高。此外，涂層表面元素在高溫作用下與大氣中的氧元素發(fā)生反應(yīng)，在涂層表面生成氧化物陶瓷材料(如Al2O3、TiO2)。陶瓷材料雖硬度高、耐磨性好，但熱傳導(dǎo)性能差，也不利于刀具切削熱的散發(fā)。適當(dāng)?shù)耐繉雍穸龋挥绊懙毒叩氖褂眯阅?，還有利于大氣與刀具熱量交換，大部分的切削熱也會(huì)被切削過程中產(chǎn)生的 切屑帶走，有效降低切削溫度。

圖10 不同涂層厚度與刀具切削溫度的關(guān)系Fig.10 Relationship between different coating thickness and tool cutting heat

圖11 切削TC4刀尖溫度分布: (a)0 μm;(b) 3 μmFig.11 TC4 cutting tip temperature distribution: (a) 0 μm; (b) 3 μm

圖12 切削AISI 45刀尖溫度分布：(a) 0 μm；(b) 3 μmFig.12 AISI 45cutting tip temperature distribution:(a) 0 μm; (b) 3 μm

圖13 切削操作設(shè)置：(a)切削力的測(cè)量—測(cè)力計(jì)；(b)工件及刀具Fig. 13 Arrangement of the experiment set up: (a)measurement of forces; (b) tool and holder

表7 實(shí)驗(yàn)切削力、模擬切削力及誤差Tab. 7 Experimental cutting force, simulated cutting force and error

3 切削測(cè)試

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際加工的偏差，在臥式車床CM6140A上對(duì)AISI 1045進(jìn)行切削實(shí)驗(yàn)。試驗(yàn)儀器主要包括電勢(shì)信號(hào)采集儀器：HP Dynamic3562 分析儀，YDCB-III05三向壓電石英測(cè)力儀，YE5850B電荷放大器，實(shí)驗(yàn)材料是AISI 1045圓形棒料，直徑80 mm。

通過調(diào)節(jié)涂層制備時(shí)間，保持其余參數(shù)不變，在兩種不同幾何參數(shù)的三角硬質(zhì)合金刀片上制備厚度約為2 μm、3 μm、4 μm、5 μm及6 μm的TiAlSiN涂層。經(jīng)無(wú)損測(cè)厚設(shè)備測(cè)量，涂層的實(shí)際厚度分別為2．05 μm、3．14 μm、4．08 μm、5．21 μm、6．17 μm，厚度誤差控制在± 5%及以內(nèi)，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響甚微。本實(shí)驗(yàn)采用干式切削，刀具參數(shù)及模擬切削條件如表5所示，設(shè)置與模擬分析相同的切削參數(shù)切削45號(hào)鋼，不同涂層厚度刀具模擬及實(shí)驗(yàn)切削結(jié)果如表7所示。不同涂層厚度刀具的切削力實(shí)驗(yàn)測(cè)量值均大于數(shù)值模擬值，實(shí)驗(yàn)誤差小于13%。

4 結(jié) 論

本文通過陰極電弧技術(shù)制備了TiAlSiN硬質(zhì)涂層，基體材料分別為高速鋼試片及硬質(zhì)合金刀片，借助X射線熒光測(cè)量系統(tǒng)、掃描電鏡(SEM)、能譜儀(EDS)、納米壓痕儀、洛氏硬度計(jì)、球盤式摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，分別研究了涂層的厚度、表面及斷面形貌特征、涂層元素成分、涂層顯微硬度、結(jié)合力及摩擦性能。

本文制備的TiAlSiN涂層的顯微硬度為35 GPa，涂層中Ti、Al、Si、N的百分含量分別為50．34%、28．85%、5．22%、15．59%。對(duì)涂層微觀形貌進(jìn)行掃描電鏡觀察，組織結(jié)構(gòu)致密無(wú)缺陷，但表面有大液滴附著和針孔存在。涂層與基體的結(jié)合力可達(dá)到工業(yè)等級(jí)的HF1，膜/基結(jié)合力優(yōu)異。在常溫下，涂層摩擦系數(shù)小于基體摩擦系數(shù)，為0．35。模擬切削實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，4 μm的TiAlSiN涂層刀具在切削TC4及45號(hào)鋼時(shí)具有最小的切削力，最小的切削熱均出現(xiàn)在3 μm涂層厚度處。雖然TiAlSiN涂層具有較低的導(dǎo)熱系數(shù)，但較大厚度的涂層并不利于刀具切削，大的涂層厚度不僅會(huì)增大切削力，也會(huì)使刀尖熱積聚，不利于熱量交換。切削實(shí)驗(yàn)得到的切削力值與模擬切削力值的變化趨勢(shì)一致，誤差在13%以內(nèi)，因此可以較好的反應(yīng)刀具切削過程中切削力的變化。