铣削硬质合金时的材料脆延转变特性试验研究

史卫奇，赵威，李浩，蒋涛，李亮; SHI Weiqi; ZHAO Wei; LI Hao; JIANG Tao; LI Liang

2025年6月11日 6:09 星期三

网刊加载中。。。

使用Chrome浏览器效果最佳，继续浏览，你可能不会看到最佳的展示效果，

确定继续浏览么?

复制成功，请在其他浏览器进行阅读

铣削硬质合金时的材料脆延转变特性试验研究 PDF

- ORCID：
史卫奇
- ORCID：
赵威
✉
- ORCID：
李浩
- ORCID：
蒋涛
- ORCID：
李亮

南京航空航天大学机电学院，南京210016

中图分类号： TG506

最近更新：2024-03-13

DOI：10.16356/j.1005-2615.2024.01.006

摘要

硬质合金是一种难加工材料，具有很高的硬度、强度、耐磨性和耐腐蚀性。为了实现对硬质合金材料的高效精密切削加工，本文以聚晶金刚石（Polycrystalline diamond， PCD）刀具铣削WC‑15Co硬质合金为研究对象，基于Bifano切削厚度模型计算出WC‑15Co的临界切削厚度，进而与切削参数对应的最大切削厚度比较，初步确定了被加工材料脆性域切削与延性域切削共存的跨域铣削参数范围。在此基础上，通过高速铣削试验，分析了每齿进给量、径向切削深度和切削速度等切削参数对试件已加工表面质量和切削力等的影响，并探讨了其作用机理。结果表明：在跨域铣削参数下，即当切削速度为300 m/min时，控制每齿进给量在11 μm/z以内，径向切削深度小于1 mm，可以获得延性域切削表面，此时表面粗糙度小于0.2 μm，表面无明显脆性破坏缺陷，材料去除率最高可达到157 mm³/min，显著高于纯延性域切削时的43 mm³/min。

关键词

硬质合金; 跨域铣削; 脆延转变; 临界切厚; 表面粗糙度

硬质合金材料主要由高硬度和高熔点的碳化物（如WC、TiC、TaC）粉末和金属粘结剂（如Co、Ni、Mo等）经高压成形和高温烧结而成，因而具有高硬度、耐磨、强度较好、耐热和耐腐蚀等优良性能，广泛应用于航天航空、机械制造、石油钻井、岩凿盾构和半导体电路等领域^［

1‑2］。然而硬质合金是硬脆性材料，在切削加工时切削区材料承受的应力很容易超过强度极限从而发生脆性破坏，即脆性域切削，虽然采用较小的切削参数可以通过材料的脆/延转变^{［参考文献 3

百度学术}3］而获得延性域切削加工表面，但加工效率较低。因此，硬质合金的高效精密加工一直是机加工领域亟需解决的难题之一。

跨域铣削是指在延性域切削和脆性域切削共存的条件下去除材料，并获得延性切削表面的铣削加工方法。脆/延转变一方面是指材料去除时由脆性域去除模式向延性域去除模式的转变；另一方面是指实现脆性材料的延性域加工，即通过合理选择铣削过程中的加工参数，以控制已加工表面损伤程度，在材料延性域去除和脆性域去除双重模式下获得延性域机加工表面。

在脆硬材料加工的脆/延转变研究方面，Blake等^［

4］较早开展了精密车削脆性材料单晶锗的试验研究，成功实现了单晶锗的脆/延转变，获得延性域加工表面。Bifano等^{［参考文献 5

百度学术}5］根据压痕试验和格里菲斯断裂力学理论，提出了脆性材料的脆/延转变临界切削厚度模型，认为可以采用较小的进给量实现脆性材料的延性域加工。Chai等^{［参考文献 6

百度学术}6］进行了4H‑SiC纳米压痕试验，并通过Bifano的模型计算出4H‑SiC的理论临界切深为91.7 nm，计算结果与试验结果表现出高度一致。Nakasuji等^{［参考文献 7

百度学术}7］从力学的观点解释了脆/延转变机制，并建立了临界切削厚度分析模型。Liu等^{［参考文献 8

百度学术}8］以WC‑9Co硬质合金作为研究对象，结合临界切削厚度模型，发现当切削厚度小于某一临界值时，可以获得延性域加工表面，当切削厚度大于该临界值时，硬质合金的主要去除方式为脆性断裂，其表面质量相对较差。

近年来，杨启^［

9］进行了介观尺度切削WC‑18Co的仿真与试验研究，分析表面粗糙度以及刀具磨损，进而优选出最佳加工参数，进行了切削硬质合金模具的铣削试验验证，获得的表面粗糙度为0.131 μm。薛建勋^{［参考文献 10

百度学术}10］对硬脆材料氧化锆进行了铣削试验研究，分析并计算出氧化锆陶瓷的脆/延转变临界切削厚度为1.6 μm；切削速度的提高有利于延性域加工表面的获得。卞荣^{［参考文献 11

百度学术}11］测算了两种氧化锆陶瓷的脆/延转变临界切削厚度为2.72 μm和2.42 μm，并开展了精密切削氧化锆试验研究，控制最大切削厚度小于临界切削厚度，获得了氧化锆的延性域加工表面，表面粗糙度稳定小于0.08 μm。徐伟民等^{［参考文献 12

百度学术}12］在用聚晶金刚石（Polycrystalline diamond， PCD）刀具铣削WC‑15Co时发现，每齿进给量和铣削深度的增大会导致表面粗糙度上升。吴贤^{［参考文献 13

百度学术}13］使用PCD刀具微细铣削硬质合金发现，当切削厚度在2 μm以下时，表面粗糙度可以控制在0.151 μm以下。

综上可知，现有切削硬脆性材料的加工方法主要是控制材料在单一延性域去除模式下被切除，虽然可以获得延性域加工表面，但是切削参数数值偏小，材料去除率和加工效率偏低，因此有必要进行跨域铣削硬质合金材料的试验研究。

1 跨域铣削模型

国内外学者提出了计算临界切削厚度（简称临界切厚）的若干理论模型，其中较为经典的是Bifano等在1991年建立的模型^［

5］，该模型的表达式为

d_{c} = 0.15 (\frac{E}{H}) {(\frac{K_{c}}{H})}^{2}

（1）

式中：d_c表示临界切削厚度；E表示弹性模量；H表示维氏硬度；K_c表示断裂韧性。

对于硬质合金WC‑15Co，可查证K_c为8.815 MPa·m^1/2，E为524.06 GPa，H为14.26 GPa^［

14‑15］。通过式（1）最终可求得WC‑15Co的临界切削厚度d_c=2.106 μm。

与此同时，对于侧刃立铣削（图1），可建立最大切削厚度（简称最大切厚）为

h_{m a x} = r - \sqrt[]{r^{2} + f_{z}^{2} - 2 f_{z} \sqrt[]{2 r a_{e} - a_{e}^{2}}}

（2）

式中：h_max为最大切厚；r为刀具的半径；a_e为径向切削深度；f_z为每齿进给量。

图1 铣削示意图

Fig.1 Milling schematic diagram

综合式（1， 2），将计算的临界切厚与最大切厚进行对比，当临界切厚大于最大切厚时可以认为材料为延性去除，反之则为脆性去除。

对于跨域铣削，其核心思想主要是认为脆性材料的延性域加工并没有必要在整个切削过程中材料都要以塑性变形的方式去除，只要接近已加工表面的那一部分材料是通过塑性去除，即可获得延性域切削表面。因此，通过该方法一方面可保证切削区材料靠近已加工表面层处于延性域切削区；另一方面，则在保证较大切厚处因脆性破坏产生的裂纹没有扩展到已加工表面层的前提下，尽可能增大每齿进给量或切削深度，由于这些裂纹将会在后续刀齿切削时被去除，仍可以得到光滑表面，如图2所示。

图2 跨域铣削示意图

Fig.2 Schematic diagram of cross-domain milling

2 硬质合金跨域铣削试验

试验材料为WC‑15Co硬质合金，尺寸为20 mm×15 mm×1.2 mm，如图3（a）所示。切削刀具为PCD双刃机夹立铣刀，如图3（b）所示，直径为16 mm，前角0°，后角15°，螺旋角0°，刃口半径为（10±2）μm。

图3 硬质合金工件及PCD铣刀

Fig.3 Carbide workpiece and PCD milling cutter

在干切条件下，采用侧铣（逆铣）方式，跨域铣削试验采用单因素试验，切削参数见表1，轴向切深为1.2 mm，即试件的厚度。由式（2）计算得到切削参数对应的最大切厚h_max范围为1.898~6.444 μm。由式（1）计算出WC‑15Co临界切厚为2.106 μm，在切削厚度区间［0，h_max］之内，满足跨域铣削硬质合金的要求。试验后，使用超声波清洗仪去除表面杂质，使用三维形貌仪测量表面粗糙度S_a；采用HITACHI扫描电子显微镜观察表面形貌；采用Kistler测力仪测量切削力。

表1 跨域铣削试验参数

Table 1 Cross‑domain milling test parameters

切削速度v_c/（m·min^-1）	每齿进给量f_z/（μm·z^-1）	径向切削深度a_e/mm	最大切厚h_max/μm
300	5、7、9、11、13、15、17	0.6	1.90、2.65、3.42、4.17、4.93、5.68、6.44
300	11	0.2、0.4、0.6、0.8、1.0	2.44、3.43、4.17、4.79、5.32
75、150、300、400、500	11	0.6	4.17

3 试验结果及分析

3.1　切削力分析

切削参数对切削力的影响如图4所示。其中，F_x表示进给分力，F_y表示径向分力，F_z表示轴向分力。由图4（a， b）可知，切削力随每齿进给量和径向切削深度的增大而增大。这主要是由于随着每齿进给量和径向切削深度的增大，单位时间内每齿的切削厚度变大，刀具与材料之间的挤压和摩擦也相应增加，相应的铣削力不断增大。轴向分力F_z较小的原因为侧铣加工使用侧切削刃去除材料，刀具的底部刀尖圆弧实际不参与切削，且刀具螺旋角为0°。

图4 切削参数对切削力的影响

Fig.4 Effect of cutting parameters on cutting force

通过图4（c）可以发现，随着切削速度的增大，切削力呈现出先减小再增大的趋势。切削速度对切削力的影响主要有以下两方面：一方面，铣削速度的提高造成刀/工、刀/屑间的摩擦和挤压作用也相应增加，从而导致切削力的增大；另一方面，刀/工、刀/屑间的摩擦和挤压作用亦会产生大量的切削热，切削区域温度增大，形成局部热软化，且硬质合金在高温下很容易发生氧化，形成WO₃、CoWO₄和Co₃O₄，导致材料的硬度减小，进而造成切削力的降低^［

16］。切削力的最终的变化趋势则是上述两种原因综合作用的结果。在干切削条件下，当切削速度小于300 m/min时，随着切削速度的提高，后一种作用占优势，因此切削力呈下降趋势；当切削速度大于300 m/min时，随着切削速度的提高，前一种作用占主导作用，导致切削力随切削速度的增大而增加。

3.2　已加工表面质量分析

图5为切削参数对表面粗糙度的影响测试结果。由图5（a）可以看出，每齿进给量对表面粗糙度的影响较为显著。当每齿进给量为5 μm/z时，最大切厚仅为1.89 μm，此时为纯延性切削，虽然此时的表面粗糙度均处于0.15 μm以下，但材料去除率只有43 mm³/min。当每齿进给量逐渐增大时，表面粗糙度缓慢上升，然而每齿进给量从11 μm/z上升至13 μm/z时，粗糙度上升的幅度较大，这是因为每齿进给量在13 μm/z时，裂纹已经扩展到已加工表面，形成较多的表面加工缺陷。图5（b）表明随径向切削深度的增大，表面粗糙度也在增大，但增速较缓，这说明影响裂纹向下扩展深度的主要因素是每齿进给量。因此，控制每齿进给量在11 μm/z以内，即使增大径向切削深度至1 mm，也可以控制表面粗糙度在0.2 μm以下，此时的材料去除率最大可达157 mm³/min。

图5 加工参数对表面粗糙度的影响

Fig.5 Effect of processing parameters on surface roughness

通过图5（c）发现，随着切削速度的增加，加工表面的粗糙度先减小再趋于平缓，主要原因是干切条件下，当切削速度增加到一定程度，刀具切削工件产生切削热，导致切削区域温度增加，促进工件材料软化，使加工过程更容易，减小了表面粗糙度值。当切削速度超过300 m/min时，切削速度的提高对于表面粗糙度的影响趋于平缓，这是因为切削速度的增大不仅提高了切削力，还导致了刀具的磨损加剧^［

17］，在与增加材料塑性的共同作用下，最终使表面粗糙度变化趋于平缓。

图6为4组加工参数下的表面SEM图片，由图6（a）可以发现，即使最大切厚2.66 μm（a_e=0.6 mm，f_z=9 μm/z）已经超过了临界切厚，但是表面的粗糙度仅为0.14 μm，依然处于较低的水平，表面主要存在一些粘结剂的涂覆以及一些小孔洞，这些孔洞主要是因为成型剂与硬质合金粉末不能完全地吸附所产生，一般对硬质合金的性能不会产生影响^［

18］。因此，可以认为在此加工参数下裂纹并未扩展到已加工表面。

图6 4种加工参数下的表面SEM图片

Fig.6 Surface SEM images under four processing parameters

由图6（b）可以发现，当最大切厚增大到4.17 μm（a_e=0.6 mm，f_z=11 μm/z）时，此时虽然表面粗糙度为0.18 μm，但加工表面已经出现了些许微裂纹，并且可以观察到破碎的WC小颗粒。然而如图6（c）所示，当切削速度从300 m/min降低到150 m/min时，尽管最大切厚保持4.17 μm不变，此时的表面粗糙度已经增大到0.28 μm，并且在表面可以清楚观察到大面积的WC材料的脱落，以及WC颗粒的拔出与压入。这主要是因为切削速度的降低使得刀具在加工的过程中需要更大的切削力，当切削力较大时很容易使WC材料中的晶粒整个拔出，随后这些脱落或者破碎WC颗粒会被刀具重新压入已加工表面形成凸起。

由图6（d）可以看出，当最大切厚增到6.44 μm（a_e=0.6 mm，f_z=17 μm/z）时，表面粗糙度已经增大到了0.34 μm，可以发现已加工表面粘结剂的涂覆相对较少，存在大量的WC破碎颗粒的聚集，还能观察到WC晶粒的晶界，此时可以认为是延晶断裂的材料去除方式导致的表面脆性破坏。

4 结论

本文通过单因素试验分析了每齿进给量、切削速度和径向切削深度3种加工参数对WC‑15Co材料的切削力和表面质量的影响，结论如下：

（1）WC‑15Co硬质合金的临界切厚为2.106 μm。若保持切削速度为300 m/min，并控制每齿进给量在11 μm以内，即使增大径向切削深度至1 mm，仍然可以得到表面粗糙度小于0.2 μm的加工表面，此时的铣削方式为脆性域与延性域共存的跨域铣削。

（2）随着每齿进给量和径向切削深度的增大，切削力逐渐增大；随着切削速度的增大，由于热软化效应和挤压摩擦效应交互作用，切削力呈现出先减小再增大的趋势。

（3）表面粗糙度会随着每齿进给量和径向切削深度的增大而增大，但是径向切削深度对表面粗糙度的影响较每齿进给量弱。

（4）随着切削速度的增大，表面粗糙度先减小再保持平稳。切削速度为300 m/min时可以得到较好的表面粗糙度和较低的切削力。

（5）硬质合金材料的延性切削去除的主要表现形式为塑性流动以及刀具对工件产生的微切削。随着每齿进给量的增大，硬质合金的脆性去除主要表现形式为裂纹扩展、晶粒脱落和晶粒破碎。

参考文献

牛勇，陆柏贤，黄伟，等. 塑性成形模具用硬质合金的研究进展［J］. 模具工业， 2022， 48（9）： 1-9. [百度学术]

NIU Yong， LU Boxian， HUANG Wei， et al. Research progress of cemented carbide for plastic forming die［J］. Die & Mould Industry， 2022， 48（9）： 1-9. [百度学术]

赖志伟，王成勇，郑李娟，等. 硬质合金激光加工研究进展［J］. 硬质合金， 2022， 39（5）： 335-349. [百度学术]

LAI Zhiwei， WANG Chengyong， DENG Lijuan， et al. Research progress of laser processing of cemented carbide［J］. Cemented Carbides， 2022， 39（5）： 335-349. [百度学术]

LIU K， LI X P， RAHMAN M. Characteristics of ultrasonic vibration-assisted ductile mode cutting of tungsten carbide［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2008， 35（7/8）： 833-841. [百度学术]

BLAKE P， BIFANO T G， DOW T A， et al. Precision machining of ceramic material［J］. American Ceramic Society Bulletin， 1988， 67（6）： 1038-1044. [百度学术]

BIFANO T G， DOW T A， SCATTERGOOD R O. Ductile-regime grinding： A new technology for machining brittle materials［J］. Journal of Manufacturing Science and Engineering， 1991， 113： 184-189. [百度学术]

CHAI P， LI S， LI Y. Modeling and experiment of the critical depth of cut at the ductile‑brittle transition for a 4H-SiC single crystal［J］. Micromachines， 2019， 10（6）： 382-395. [百度学术]

NAKASUJI T， KODERA S， HARA S， et al. Diamond turning of brittle materials for optical components［J］. Annals of the CIRP， 1990， 39（1）： 89-92. [百度学术]

LIU K， LI X P. Ductile cutting of tungsten carbide［J］. Journal of Materials Processing Technology， 2001， 113： 348-354. [百度学术]

杨启. 介观尺度切削硬质合金YG18的仿真与试验研究［D］. 南京：南京航空航天大学， 2018. [百度学术]

YANG Qi. Simulation and experimental study on the meso-scale cutting of tungsten carbide YG18［D］. Nanjing： Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2018. [百度学术]

薛建勋. 氧化锆陶瓷高速铣削基础研究［D］. 南京：南京航空航天大学， 2016. [百度学术]

XUE Jianxun. Research on high-speed milling of zirconia ceramics［D］. Nanjing： Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2016. [百度学术]

卞荣. 金刚石微铣刀精密铣削氧化锆陶瓷基础研究［D］. 南京：南京航空航天大学， 2014. [百度学术]

BIAN Rong. Research on precision milling of zirconia ceramics by micro diamond end mills［D］. Nanjing： Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2014. [百度学术]

徐伟民，金伟，施斐炯，等. PCD刀具铣削YG15硬质合金的试验研究［J］. 工具技术， 2021， 55（12）： 43-46. [百度学术]

XU Weimin， JIN Wei， SHI Feijong， et al. Experimental study on milling of YG15 cemented carbide with PCD［J］. Tool Engineering， 2021， 55（12）： 43-46. [百度学术]

吴贤. 激光氧化辅助微细铣削硬质合金的基础研究［D］. 南京：南京航空航天大学， 2019. [百度学术]

WU Xian. Fundamental research on laser oxidation assisted micro milling of cemented carbide［D］. Nanjing： Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2019. [百度学术]

聂洪波. 三点弯曲法测试硬质合金弹性模量［J］. 粉末冶金材料科学与工程， 2010， 15（6）： 606-610. [百度学术]

NIE Hongbo. Determination of elastic modulus of cemented carbides by three-point bend tests［J］. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy， 2010， 15（6）： 606-610. [百度学术]

LAUGIER M T. Palmqvist toughness in WC-Co composites viewed as a ductile/brittle transition［J］. Journal of Materials Science Letters， 1987， 6（7）： 768-770. [百度学术]

罗学全，于涛，瞿峻，等. 硬质合金的成分对其高温抗氧化性和高温硬度的影响［J］. 硬质合金， 2023， 40（4）： 263-270. [百度学术]

LUO Xuequan， YU Tao， QU Jun， et al. Effects of chemical compositions on oxidation resistance and hardness of cemented carbides at high temperatures［J］. Cemented Carbides， 2023， 40（4）： 263-270. [百度学术]

LIU K， LI X P， RAHMAN M， et al. CBN tool wear in ductile cutting of tungsten carbide［J］. Wear， 2003， 255： 1344-1351. [百度学术]

颜杰，邵旭，唐楷. 硬质合金鼓泡与孔洞产生的原因分析及处理方法［J］. 湖南有色金属， 2010， 26（3）： 33-38. [百度学术]

YAN Jie， SHAO Xu， TANG Jie. The reasones of swollen bubbles and holes left in cemented carbides and solve approaches［J］. Hunan Nonferrous Metals， 2010， 26（3）： 33-38. [百度学术]

请使用 Firefox、Chrome、IE10、IE11、360极速模式、搜狗极速模式、QQ极速模式等浏览器，其他浏览器不建议使用!