林勇傳，董曉梅，朱能熠，王 凱

(1.廣西大學機械工程學院，南寧 530004；2.廣西柳鋼物流有限責任公司，柳州 545002；3.陸軍工程大學石家莊校區(qū)車輛與電氣工程系，石家莊 050003)

0 引言

灰鑄鐵是一種石墨形態(tài)為片狀石墨的鑄鐵，具有優(yōu)良的鑄造成形性、耐磨性、消振性和熱傳導性，生產成本低，在國民經濟中占有重要地位[1-2]?；诣T鐵廣泛應用于機座、齒輪、氣缸等的生產，通常應用環(huán)境較惡劣，因此要求其具有足夠的強度[3]。目前國內外主要是通過在灰鑄鐵中添加適量的Cu、Cr、Mo、Ni、Sn等合金元素來獲得優(yōu)質的高強度灰鑄鐵[4-9]，但是通過添加高合金元素生產的灰鑄鐵存在鑄造工藝性差以及成本較高的問題[10-11]，故急需尋求某種相對廉價的合金元素來提高灰鑄鐵強度。N的來源豐富，價格低廉，通過添加N的方法來制取高牌號灰鑄鐵可以降低成本，提高企業(yè)經濟效益。

在氮元素強化灰鑄鐵研究方面，RUFF等[12]研究表明N元素能明顯提高灰鑄鐵強度；岡田千里[13]研究成果表明在采用某種未公布工藝添加Fe-Mn-N合金的條件下，N元素含量每增加0.001%，灰鑄鐵的強度可提高5～7 MPa，同時硬度可增加3～4 HB；MOUNTFORD[14]指出，N含量每增加0.01%，灰鑄鐵抗拉強度增加25%；周小平等[15]使用尿素作為增氮劑對灰鑄鐵進行N添加，其試樣抗拉強度達到400 MPa，硬度達到HB260；王謙謙等[16]則在N含量為0.012%時，獲得抗拉強度為395 MPa、硬度為HBW260的灰鑄鐵試樣；WILBERFORS等[17]在添加N的條件下獲得了抗拉強度為347 MPa的灰鑄鐵試樣；昆明某公司進行灰鑄鐵加N試驗亦獲得了抗拉強度為325 MPa的試樣[18]。

目前關于灰鑄鐵切削加工性研究主要集中在低牌號普通合金灰鑄鐵方面，尚未有學者針對N強化后的N型高牌號灰鑄鐵的切削加工性進行研究。因此，有必要對切削加工N型HT250的磨損機理進行研究。本文選用Al2O3-TiCN涂層硬質合金刀具對普通/N型HT250進行了系統(tǒng)的車削試驗，通過光學顯微鏡、掃描電子顯微鏡(FESEM)和能譜分析儀(EDS)，觀察刀具磨損形貌，分析前、后刀面磨損量，研究刀具的磨損機理，為N型HT250的切削加工提供理論依據(jù)。

1 試驗方法

1.1 工件和刀具

兩種材料的化學成分如表1所示，車削試驗工件(φ100 mm×h250 mm)，試驗中的刀具選用京瓷Al2O3-TiCN涂層硬質合金刀具TNMG160408KG，刀具幾何角度如表2所示。

表1 兩種灰鑄鐵HT250試樣的化學成分 (wt%)

表2 刀具幾何角度

1.2 試驗設備和方案

切削試驗平臺為某機床廠CY-K360n/1000數(shù)控機床，選用三因素三水平的正交表(如表3所示)進行普通/N型HT250的車削試驗，每一輪試驗的車削時間為60 s。使用光學顯微鏡Axio Scope.A1對前刀面磨損形貌進行觀察拍照，對后刀面磨損帶寬進行測量，以最大磨損寬度作為刀具的磨損量；使用Hitachi S-3400N掃描電鏡對前刀面磨損部分進行高倍觀察，并進行元素能譜分析，進而分析磨損機理。

表3 正交試驗方案

2 試驗結果及分析

2.1 前刀面磨損形貌

刀具前刀面磨損反映的是刀具前刀面與切屑之間的摩擦情況。硬質合金刀具在不同車削條件下切削普通/N型HT250的前刀面磨損形貌如表4所示。雖然灰鑄鐵是脆性材料，但是在切削加工過程中，加工表面會產生大量的切削熱，工件受高溫軟化使得其在切削加工中具有一定的塑性。在高切削速度和背吃刀量的情況下，刀具前刀面受到切屑流出產生的壓力作用，造成一定程度的月牙洼磨損。切削速度較低時，一般不發(fā)生月牙洼磨損。

表4 前刀面磨損形貌

從表4中可以看出，整體上切削HT250的前刀面磨損均高于普通HT250。對比表4中的3、6、9號試驗可知，隨著切削速度的增加，刀具前刀面磨損區(qū)域減少，前刀面磨損主要發(fā)生在接近刀尖的較小區(qū)域內。這是因為切削速度的增加導致刀具與切屑接觸長度變短，切屑流出的壓力易在刀尖處產生集中效應。對比表4中的9、7、8(或5、6、4)號試驗可知，隨著背吃刀量的增加，刀具前刀面磨損面積增大，且磨損程度也更為嚴重。這是因為背吃刀量決定前刀面與工件直接接觸的面積，隨著背吃刀量的增加，刀具前刀面與工件接觸面積增大，刀具所承受的切削力也相應增大，進而導致前刀面磨損嚴重。對比表4中的7、8、9(或4、5、6)號試驗可知，隨著進給量的增加，刀面前刀面磨損未發(fā)生明顯的變化。

2.2 后刀面磨損量

刀具后刀面磨損主要是由刀尖及切削刃與工件摩擦造成的，會影響工件的表面質量、尺寸精度。硬質合金刀具在不同車削條件下切削普通/N型HT250的后刀面磨損量如圖1所示。

圖1 切削普通/N型HT250后刀面磨損量

從圖1中可以看出，切削N型HT250的后刀面磨損量均大于普通HT250。這是因為在共晶凝固過程中，由于N原子與C原子具有相似的原子半徑和理化性質，N原子以置換的形式固溶于石墨的六邊形層狀結構中，再加上N原子原子半徑略小于C原子，置換后導致基體組織發(fā)生晶格畸變。硬度主要取決于基體的硬度，隨著N元素的添加，導致其顯微硬度增加，使得N型HT250的硬度大于普通HT250。在車削過程中，硬度的提升會導致切削抗力增大，同時含N夾雜物(如TiN)增多，硬質點隨之增多，進而導致刀具后刀面磨損加劇。由圖1中的1、2、3號試驗可知，低速車削時(Vc=100 m/min)，切削N型HT250的后刀面磨損量遠大于普通HT250。雖然此時獲得了最小加工效率，但卻產生了較大的后刀面磨損，因此該切削速度不適合涂層硬質合金刀具切削N型HT250使用。由圖1中的4、5、6、7、8、9號試驗可知，高速車削時(250≤Vc≤400 m/min)，切削N型HT250的后刀面磨損量略大于普通HT250。因此，可以認為在此切削參數(shù)下，切削加工性并沒有隨著工件力學性能的優(yōu)化而急劇惡化，處于可接受的范圍內。

3 討論

由于N型HT250在鑄造中添加了Si、Ti等元素，車削時工件中存在的極小的硬質點(如TiN、TiC、SiC等)會對刀具各個面造成磨粒磨損，其中以前刀面最為明顯，且磨粒磨損伴隨于車削的每個狀態(tài)中。在低速切削時(Vc=100 m/min)，由于切削力、低頻剛性沖擊較大，刀具基體的斷裂韌性較差，磨粒磨損程度比較嚴重，造成的犁溝痕跡深淺不一。在較高速度切削時(Vc≥250 m/min)，磨粒磨損現(xiàn)象逐漸減弱，其犁溝痕跡趨于規(guī)則化，如表4所示。

通過對刀具前刀面形貌進行觀察，可知工件材料與刀具之間發(fā)生了粘結，導致切屑在前刀面堆積形成積屑瘤后脫落進而帶走刀具涂層形成了不規(guī)則的凹坑破損。通過對比圖2a和圖2b可知，相較于切削N型HT250，切削普通HT250的月牙洼磨損更為嚴重，刀具在倒棱附近出現(xiàn)了明顯的因切屑粘結而導致的剝落凹坑。雖然圖2b出現(xiàn)了涂層脫落，但這些脫落位置均位于前刀面，且其深度較淺、面積較小，對于刀尖強度、月牙洼磨損的影響不大，可視為正常磨損。采用掃描電鏡對附著在前刀面上的粘結物進行成分檢測，發(fā)現(xiàn)粘結物中含有大量的Fe、C元素和微量的Si元素，如圖4和圖5所示，說明此時灰鑄鐵中有大量的鐵和石墨在倒棱附近堆積粘結，導致粘結處因強度不足而脫落或斷裂，帶走刀具涂層甚至是刀具基體，對刀具造成嚴重的粘結磨損。從圖5中可以看出，6號試驗刀具前刀面雖然存在粘結磨損，但粘結磨損程度明顯減輕。在高切削速度時(Vc=400 m/min)，基本未發(fā)現(xiàn)明顯粘結物和脫落現(xiàn)象，如圖7所示。上述表明，低速車削時(Vc≤250 m/min)，粘結磨損現(xiàn)象比較嚴重，隨著切削速度的增加，現(xiàn)象逐漸得到改善。當切削速度Vc=100 m/min時，刀具粘結磨損最嚴重。

(a) 切削普通HT250 (b) 切削N型HT250圖2 切削普通/N型HT250的刀具前刀面形貌

(a) 初始刀具前刀面涂層 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖3 初始刀具前刀面涂層的能譜分析

(a) 倒棱附近粘結部位 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖4 2號試驗刀具倒棱附近粘結部位的能譜分析

(a) 前刀面粘結部位 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖5 6號試驗刀具前刀面粘結部位的能譜分析

(a) 刀具倒棱面 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖6 6號試驗刀具倒棱附近的能譜分析

(a) 刀具倒棱附近 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖7 7號試驗刀具倒棱附近的能譜分析

由圖8可知，在2號試驗刀具前刀面基本未檢測到Ti、N元素，說明此時TiCN涂層可能已完全磨損；雖然O元素的原子個數(shù)百分比較高，但此時刀具仍存在Al2O3涂層，通過對比Al元素可以發(fā)現(xiàn)，O元素的高占比是由于Al2O3涂層的存在，因此可以認為當Vc=100 m/min時刀具基本不發(fā)生氧化磨損。與刀具基體的元素含量相比如圖3所示，刀具磨損區(qū)域的O元素含量較高如圖6和圖7所示。氧化磨損與車削溫度的高低密不可分，隨著切削速度的增加，切削溫度逐漸變高，空氣中的O元素越容易與刀具發(fā)生氧化還原反應，造成嚴重的氧化磨損。

擴散磨損涉及工件與刀具之間的元素擴散和化學反應，會導致刀具材料成分與比例發(fā)生變化，影響刀具的抗磨損性能。由于Fe元素在硬質合金刀具中的溶解度很低，當?shù)毒咔邢魅刑幙梢詸z測到微量的Fe元素時，即可能存在著擴散磨損。由圖6可知，6號試驗刀具倒棱附近可以檢測到微量的Fe元素，同時存在Ti、C和N元素。因為面掃描分析區(qū)域較大，且未在檢測區(qū)域發(fā)現(xiàn)明顯粘結物，因此可以推測此時刀具涂層尚未全部磨損并伴隨有擴散磨損現(xiàn)象產生。對比圖6和圖7，觀察6號試驗刀具倒棱附近和7號試驗刀具倒棱附近的形貌和EDS結果可以發(fā)現(xiàn)：6號試驗刀具倒棱附近的Ti、C和N元素多于7號試驗刀具倒棱附近，這說明6號正交試驗的最外層TiCN涂層磨損量小于7號；6號試驗刀具倒棱附近的Fe元素少于7號試驗刀具倒棱附近，同時在低切削速度(Vc=100 m/min)時，除了明顯的粘結部位外，基本未檢測到Fe元素，如圖4和圖8所示。綜上所述，隨著切削速度的增加，刀具擴散磨損程度逐漸加重。

(a) 刀具前刀面 (b) 能譜分析

(c) 原子分數(shù)圖8 2號試驗刀具前刀面的能譜分析

4 結論

(1)切削N型HT250的前、后刀面磨損量均高于普通HT250。隨著切削速度的增加，刀具前刀面磨損區(qū)域減小；隨著背吃刀量的增加，刀具前刀面磨損面積增大；隨著進給量的增加，刀具前刀面磨損未發(fā)生明顯的變化。

(2)在對車削N型HT250的刀具磨損形式分析時發(fā)現(xiàn)：低速車削時(100≤Vc≤250 m/min)，刀具主要以磨粒磨損和粘結磨損為主；隨著切削速度的增加，刀具算法收斂速度較快，整體平均適應值逐漸降低，其中CADE算法優(yōu)化效果最出色，由圖4可知，關節(jié)路徑優(yōu)化效果好，角度跟蹤誤差小，魯棒性強，算法收斂速度較快，證明本文所提算法的有效性。

的磨粒磨損和粘結磨損程度逐漸減小。高速車削時(250≤Vc≤400 m/min)，刀具主要以擴散磨損和氧化磨損為主，磨損程度隨著切削速度的增加呈現(xiàn)緩慢增大趨勢；同時也存在一定程度的磨粒磨損。當切削速度Vc=100 m/min時，刀具的粘結磨損最為嚴重且產生了較大的后刀面磨損。