冷卻潤滑方式對純鐵車削表面完整性的影響*

孔金星 鄧飛 趙威 何寧?

(1.南京航空航天大學(xué) 機電學(xué)院，江蘇 南京210016;2.中國工程物理研究院 機械制造工藝研究所，四川 綿陽621900)

純鐵材料具有優(yōu)良的塑性變形能力、沖擊韌性等綜合性能和低廉的價格［1-2］，廣泛用于航空儀器儀表、爆轟物理試驗、加速器等產(chǎn)品中關(guān)鍵零部件的制造［3-4］.該類材料零件不僅要求極高的尺寸精度，還要求優(yōu)良的表面質(zhì)量. 然而，由于純鐵材料的硬度、強度低而塑性、韌性很高，切削時切屑變形大且加工硬化嚴(yán)重，極易形成積屑瘤，切削區(qū)摩擦劇烈，刀具磨損快，對零件已加工表面完整性造成不利影響，從而影響純鐵零件的使用性能.

影響工件表面完整性的因素有刀具幾何參數(shù)和涂層、切削工藝參數(shù)、刀具磨損和冷卻潤滑方式等［5-8］.良好的冷卻潤滑能有效減小刀/屑和刀/工間的摩擦和磨損，帶走切削區(qū)內(nèi)產(chǎn)生的熱量以降低切削溫度，減少切削過程中的塑性變形并抑制積屑瘤和鱗刺的生長，減小刀具磨損并獲得優(yōu)良的工件表面完整性［8-9］.Rotella 等［8］研究了干切、微量潤滑(MQL)和低溫冷卻在不同切削速度和進給量時對Ti6Al4V 表面完整性的影響，認(rèn)為低溫冷卻是提高產(chǎn)品表面質(zhì)量的重要途徑.Umbrello 等［10］的試驗證明低溫空氣冷卻時能減小車削52100 鋼的白層厚度并降低表面顯微硬度值. Fritz 等［11］采用普通冷卻、高壓水冷、MQL 和液氮低溫冷卻4 種冷卻潤滑方式加工γ-TiAl 合金材料，認(rèn)為低溫冷卻可以有效降低切削區(qū)的熱沖擊，在減小刀具磨損和提高表面質(zhì)量方面具有明顯優(yōu)勢. Pusavec 等［12］通過試驗對比了干切、MQL、液氮+MQL、液氮4 種冷卻潤滑方式對Inconel 718 已加工表面完整性的影響，結(jié)果表明低溫液氮冷卻降低了工件表面塑性變形并產(chǎn)生細(xì)小尺寸晶粒，降低了表面粗糙度，增加了表面硬度和殘余壓應(yīng)力，有利于改善表面完整性.

高精度純鐵零件精加工階段的工藝方法決定了產(chǎn)品最終的表面質(zhì)量和加工精度，因此文中針對純鐵材料的精加工，研究干切、水冷、MQL 和菜籽油潤滑4 種方式對純鐵車削表面完整性的影響機理，為優(yōu)化純鐵零件車削工藝、選擇合適的冷卻潤滑方式、提高工件加工精度和表面完整性提供數(shù)據(jù)支撐.

1 試驗方案

1.1 試驗材料及熱處理狀態(tài)

試驗用純鐵材料為太原鋼鐵公司提供的原始棒料(執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)Q/TB 3045—2007)，經(jīng)1000 ～1250 ℃高溫鍛造，空冷后加工為φ60 mm ×150 mm 試樣，該材料的化學(xué)成分如表1 所示.

表1 純鐵材料的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of pure iron %

1.2 冷卻潤滑方式及切削參數(shù)

在純鐵零件的高精度車削過程中，傳統(tǒng)的冷卻潤滑方法是在工件表面涂刷菜籽油以增加潤滑性能，進而減小刀具磨損并保證工件表面質(zhì)量的一致性.近年來，MQL 技術(shù)因其良好的環(huán)保性、經(jīng)濟性和潤滑性能，在生產(chǎn)加工中得到了廣泛應(yīng)用［13-14］. 因此選擇水冷、MQL、菜籽油潤滑和干切4 種冷卻潤滑方式進行純鐵車削表面完整性的對比試驗.MQL 冷卻潤滑系統(tǒng)為安默林公司的OoW129AC-2 型設(shè)備，采用兩個噴嘴對刀具前、后刀面噴射. MQL 單個噴嘴潤滑油流量為80 mL/h，進氣壓力為0.55 MPa，噴嘴到刀尖距離固定為20 mm. 刀片為DCGT11T302 K313 鋒利型非涂層硬質(zhì)合金刀具，刀柄型號為SDJCL2525M11，安裝后刀具主偏角為93°，刀具前角15°，后角7°，刃傾角10°.切削試驗在國產(chǎn)MJ520 數(shù)控車床上進行，機床主軸轉(zhuǎn)速范圍:35 ～3500 r/min.

表面完整性測試采用精加工階段的工藝參數(shù)，切削參數(shù)固定為:切削速度v =100 m/min，進給量f=0.12 mm/r，切削深度ap=0.2 mm.

1.3 測試儀器

切削力測試儀器為Kistler 9257B 型動態(tài)測力儀.加工后的工件表面三維形貌及粗糙度采用Taylor Hobson 公司的Tailsurf CCI 白光干涉儀測量. 表面殘余應(yīng)力采用XStress 3000 型應(yīng)力儀沿工件圓周切線和軸向兩個方向測量，在每個試驗件的不同方位測量5 次，然后取均值.測試方法為X 射線衍法，采用Fe 粉校準(zhǔn)，測試時使用的靶材為Cr Kα 靶，2θ為156.6°，傾角為±45°.由線切割將已加工工件切割成15 mm×15 mm×10 mm 的試樣，然后經(jīng)鑲嵌、研磨、拋光后進行腐蝕，在金相顯微鏡上對表層金相組織變形進行觀測，并采用MH-5 型維氏硬度計沿加工表面深度方向測試顯微硬度值，加載載荷為0.49 N，保持加載時間為5 s.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 表面粗糙度和表面形貌

圖1 為相同切削工藝參數(shù)時，干切、菜籽油潤滑、MQL 和水冷4 種方式下工件表面的三維形貌，實測的表面粗糙度如圖2 所示.其中表面粗糙度Ra為輪廓算術(shù)平均偏差，Rt為輪廓峰谷最大高度.

根據(jù)文獻(xiàn)［9，15］，表面粗糙度Ra和Rt的理論計算公式如式(1)、(2)所示:

式中，r 為刀尖圓弧半徑.

根據(jù)式(1)、(2)計算的表面粗糙度Ra和Rt的理論值分別為2.372 μm 和9 μm，由圖1、2 可知，4種冷卻潤滑方式下實測的粗糙度Ra和Rt均大于理論值，且4 種冷卻潤滑方式下純鐵材料已加工表面均勻間隔突起的棱脊在刀具擠壓作用下產(chǎn)生了嚴(yán)重的塑性側(cè)向流動，極大地影響了工件表面粗糙度.

冷卻潤滑方式因切削介質(zhì)對流系數(shù)和散熱方式的不同使得工件表面溫度差異明顯，而且切削力也有較大差別，干切時切削力最大，其次為水冷方式，而MQL 和菜籽油潤滑時切削力最小，如圖3 所示.受切削力和傳遞給工件熱量的綜合影響，不同冷卻潤滑方式下工件表面棱脊處純鐵材料的塑性側(cè)向流動能力各不相同，造成棱脊的寬度和高度差異顯著.由圖1 可知，干切時棱脊寬度最大且凹凸不平，側(cè)向流動最為嚴(yán)重，降低了峰谷高度差，使得Rt值最小而Ra值較大;菜籽油潤滑時切削力較小且潤滑良好，棱脊寬度比干切小且光滑、均勻，其Ra和Rt值均較小;水冷和MQL 時因冷卻作用而減小了純鐵材料的塑性側(cè)向流動，使得表面棱脊寬度較小但高度增大，且有明顯的凹凸不平，在較大切削力作用下Ra和Rt值均為最大;而MQL 因具有良好的潤滑性能和最小的切削力，棱脊寬度小但最為光滑平整，因此Ra值最小而Rt值較大.

圖1 已加工表面的3D 形貌Fig.1 3D topography of machined surface

圖2 表面粗糙度Fig.2 Surface roughness

圖3 4 種冷卻潤滑方式下的切削力Fig.3 Cutting force under four cooling/lubrication conditions

2.2 顯微硬度

圖4 平行于切削速度方向的顯微硬度測量Fig.4 Microhardness measurement along the direction parallel to cutting speed

圖5 沿平行于切削速度方向的顯微硬度對比Fig.5 Comparison of microhardness along the direction parallel to cutting speed

為避免前后兩個所測壓痕顯微硬度值的相互影響，以兩排相互平行且間隔一定距離進行顯微硬度的測量，圖4 所示為平行于切削速度v 沿已加工表面深度方向的測量方法，測試結(jié)果如圖5 所示. 可知，4 種冷卻潤滑方式下沿表面深度方向的顯微硬度具有相同的變化趨勢，最大顯微硬度值出現(xiàn)在工件表層部位，隨后呈減小趨勢，在距離表面約70 μm處與基體硬度基本一致.干切、MQL、菜籽油潤滑和水冷時，在距離表面15 μm 處測得的顯微硬度值分別為:155.7、170.3、165.8 和179.9 HV. 顯然，不同的冷卻潤滑方式對純鐵已加工表面的硬化程度具有重要的影響，水冷時表面顯微硬度值最大，干切時最小，MQL 和菜籽油潤滑時顯微硬度介于兩者之間.為進一步研究冷卻潤滑方式對純鐵表面硬化程度的影響，按圖6 所示沿平行于進給量f 方向分別在刀具副切削刃與工件表面接觸發(fā)生側(cè)向流動處和刀具中心與工件表面接觸位置測量顯微硬度，結(jié)果如圖7 所示.兩種不同測量位置的顯微硬度的變化趨勢相同，在距離表面約60 μm 處，顯微硬度值與基體硬度基本一致.由圖7(a)可知，水冷時在刀具副切削刃與工件表面接觸處具有最大的顯微硬度，而干切時最小，MQL 和菜籽油潤滑時具有相同的顯微硬度值.圖7(b)為刀具中心與工件接觸處的顯微硬度對比，水冷和MQL 方式下的顯微硬度值最大，干切時最小，而菜籽油潤滑時的顯微硬度比干切時略大.

圖6 平行于進給量方向的顯微硬度測量Fig.6 Microhardness measurement along the direction parallel to feed rate

圖7 沿平行于進給量方向的顯微硬度對比Fig.7 Comparison of microhardness along the direction parallel to feed rate

切削介質(zhì)主要通過毛細(xì)管滲透原理進入切削區(qū)域并形成穩(wěn)定的邊界潤滑膜實現(xiàn)潤滑，其冷卻能力Q 可用下式表示［16］:

式中，Δt 為切削區(qū)溫度tw與流體溫度tf的溫差，h為切削液傳熱系數(shù)，m 為流體質(zhì)量.

水冷方式具有最佳的冷卻能力，由切削溫度引起的熱軟化效應(yīng)最小，同時該方式下切削力較大，因此工件表面呈現(xiàn)明顯的加工硬化. 但是水冷時在切削溫度的作用下發(fā)生汽化，阻礙了切削液進一步滲透進切削區(qū)域，使得刀具與工件接觸區(qū)域呈現(xiàn)不同的溫度分布，在刀具中心處和副切削刃與工件接觸處形成的溫度梯度最大，從而造成顯微硬度的明顯差別，如圖7(a)和7(b)所示，在刀具副切削刃與工件接觸的顯微硬度值在距離表面15 μm 處達(dá)到了240 HV，遠(yuǎn)大于刀具中心與工件接觸處的顯微硬度.壓縮空氣的傳熱系數(shù)h 小于水，MQL 散熱能力小于水冷，而且具有最小的切削力，因此表面顯微硬度小于水冷方式. 同時，MQL 方式下不僅霧化的微米級潤滑介質(zhì)有利于通過毛細(xì)管滲透進切削區(qū)域形成邊界潤滑膜，而且壓縮空氣能完全滲透進入切削區(qū)域帶走切削熱，在刀具中心處和副切削刃與工件接觸處形成的溫度基本一致，使得刀具副切削刃和刀具中心分別與工件接觸處的顯微硬度相差不大.

干切時刀/工接觸區(qū)域溫度最高，而純鐵材料具有顯著的熱軟化效應(yīng)，因此工件表面的顯微硬度最小.由于刀具副切削刃與工件接觸處的散熱能力明顯大于刀具中心處，因此刀具中心處的顯微硬度值比刀具副切削刃與工件接觸區(qū)域側(cè)向流動處小，如圖7(a)和7(b)所示.同樣，菜籽油潤滑時產(chǎn)生的切削溫度小于干切但大于水冷和MQL 方式，且具有較小的切削力，因此該方式下的顯微硬度值明顯小于水冷和MQL 方式而大于干切方式.

2.3 表面微觀組織

工件取樣、鑲嵌，沿平行于進給量f 方向和切削速度v 方向研磨兩個平面，經(jīng)拋光、腐蝕后在金相顯微鏡下拍攝工件的表面微觀組織，如圖8 所示.

圖8 不同冷卻潤滑條件下的微觀組織對比Fig.8 Microstructure comparison among different cooling/lubrication conditions

由圖8 可知，4 種冷卻潤滑方式下已加工表面的晶粒沿切削速度方向被扭曲拉伸，但其扭曲變形程度差異明顯.干切時已加工表面晶粒被嚴(yán)重拉長，晶界線因晶粒的扭曲、畸變而變得模糊不清，晶粒變形層深度LD最大.這是因為干切時的切削力和殘留在工件表面的切削溫度最大，使得表面軟化的晶粒在切削力作用下出現(xiàn)嚴(yán)重的塑性變形;水冷時工件表面的淬火效應(yīng)減小了表層晶粒的變形，其晶粒變形深度LF最小;MQL 和刷菜籽油冷卻潤滑時，已加工表層均存在晶粒剪切拉伸、扭曲現(xiàn)象，存在明顯的剪切流動現(xiàn)象，由于MQL 冷卻能力大于菜籽油潤滑方式，且切削力相同，導(dǎo)致MQL 時的晶粒變形深度LM小于菜籽油潤滑方式的晶粒變形深度LR.

沿進給f 方向的表面金相組織反映了刀具后刀面對已加工表面擠壓、摩擦以及純鐵材料的側(cè)向流動情況.由圖8 可知，4 種冷卻潤滑方式下已加工表面均存在明顯的因刀具擠壓而出現(xiàn)嚴(yán)重的塑性側(cè)向流動，在刀具后刀面與工件表面接觸區(qū)域也存在明顯的晶粒變形，但晶粒的變形程度和深度小于切削速度方向.

2.4 表面殘余應(yīng)力

圖9 為4 種冷卻潤滑方式下工件沿圓周切線方向和軸線進給方向?qū)崪y的表面殘余應(yīng)力.

圖9 已加工表面殘余應(yīng)力Fig.9 Residual stress of machined surface

已加工表面的殘余應(yīng)力狀態(tài)是由切削過程中切削力引起的刀具后刀面與加工表面的“擠光效應(yīng)”和刀尖處的“塑性凸出”效應(yīng)以及切削熱引起的熱效應(yīng)綜合作用的結(jié)果［17］. 受到切削區(qū)不均勻熱、力耦合強應(yīng)力場的直接影響，4 種冷卻潤滑對切向表面殘余拉應(yīng)力大小的影響順序為:干切、菜籽油潤滑、MQL 和水冷，對軸向殘余應(yīng)力的影響順序為菜籽油潤滑、MQL、水冷和干切.對于高塑性純鐵材料的車削加工，切削工藝參數(shù)相同時，4 種冷卻潤滑方式下已加工表面的晶粒沿圓周切線方向和進給方向均具有明顯的塑性變形，且沿切向的晶粒扭曲變形更為嚴(yán)重，如圖8 所示，呈現(xiàn)出明顯的“塑性凸出”效應(yīng)，而“擠光效應(yīng)”和殘留在工件表面的切削熱引起的熱效應(yīng)對工件表面殘余應(yīng)力的影響較小，使得4 種冷卻潤滑方式下軸向和切向的應(yīng)力值差別較小，即冷卻潤滑方式對純鐵材料加工表面殘余應(yīng)力影響不大.如圖9 所示，干切、水冷、MQL 和菜籽油潤滑時軸向和切向?qū)崪y殘余應(yīng)力的差值僅為38.1 和29.2 MPa，該差值遠(yuǎn)小于軸向和切向殘余應(yīng)力值，因此冷卻潤滑方式對純鐵精加工階段的表面殘余應(yīng)力影響較小.純鐵材料已加工表面具有顯著的“塑性凸出”效應(yīng)，使得已加工表面沿圓周切線方向和軸線進給方向均呈現(xiàn)殘余拉應(yīng)力，而且切向應(yīng)力大于軸向應(yīng)力.

3 結(jié)論

文中針對干切、MQL、水冷和菜籽油潤滑4 種冷卻潤滑方式下純鐵材料精加工表面完整性的影響規(guī)律進行了分析，主要得出以下結(jié)論:

(1)4 種冷卻潤滑方式下純鐵工件表面粗糙度差異顯著，已加工表面發(fā)生嚴(yán)重的塑性側(cè)向流動，對表面粗糙度Ra的影響由大到小依次為水冷、干切、菜籽油潤滑、MQL，對Rt的影響順序為水冷、MQL、菜籽油潤滑和干切.

(2)純鐵表面呈現(xiàn)顯著的加工硬化，4 種冷卻潤滑方式下表面顯微硬度具有相同的變化趨勢，表層硬度最大，隨后減小至基體硬度，硬化層深度為60 ～70 μm.干切時工件表面顯微硬度最小，水冷時最大，MQL 和涂刷菜籽油潤滑介于干切和水冷之間.

(3)純鐵已加工表面微觀組織呈現(xiàn)明顯的扭曲拉伸狀塑性變形，4 種冷卻潤滑方式對沿切削速度方向的表層晶粒塑性變形程度具有顯著的影響. 干切時塑性變形層深度最大，其次為菜籽油潤滑和MQL，水冷時最小.

(4)純鐵已加工表面具有顯著的“塑性凸出”效應(yīng)，4 種冷卻潤滑下切向和軸向均呈殘余拉應(yīng)力，且切向應(yīng)力大于軸向應(yīng)力，冷卻潤滑方式對軸向和切向殘余應(yīng)力值影響不大.

(5)切削參數(shù)相同時，綜合比較4 種冷卻潤滑方式下的表面粗糙度、表層微觀組織和顯微硬度以及殘余應(yīng)力等表面完整性特征參數(shù)發(fā)現(xiàn)，MQL 方式更有利于提高純鐵材料已加工表面質(zhì)量.

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