熔覆材料對高速鋼刀具激光熔覆斷屑臺裂紋及硬度的影響

吳毛朝 于愛兵 魏金龍 陳秋潔 孫 磊 袁建東

寧波大學機械工程與力學學院，寧波，315211

0 引言

在機加工過程中，如果切屑無法折斷，則連續(xù)不斷的切屑會纏繞在工件或刀具表面上，增大工件的已加工表面粗糙度、縮短刀具使用壽命以及危害工作人員的安全，如果切屑的纏繞情況嚴重，還會導致機床停機，影響自動化進程和生產效率。目前斷屑已成為影響自動化生產的關鍵因素之一[1-3]，通過采用有效的斷屑技術，將切屑折斷成適當?shù)拈L度，能夠在保證工件加工質量的前提下，提高生產效率，降低生產成本，推動自動化生產的進程。硬質合金材料可轉位刀片的斷屑方法目前已得到廣泛研究且發(fā)展較為成熟，斷屑槽成為硬質合金刀具的常用斷屑方式。何耿煌等[4]研究了硬質合金刀片的斷屑槽槽形的幾何參數(shù)與切削進給量對折斷切屑的作用機制；LOTFI等[5]通過有限元分析和實驗的方法，研究了硬質合金刀片斷屑槽槽形對切屑形狀的影響規(guī)律； LIAO等[6]對硬質合金刀片的斷屑槽的槽形進行了有限元仿真優(yōu)化。

目前，對于高速鋼刀具，主要通過在刀具的前刀面上加工出斷屑槽或斷屑臺來實現(xiàn)有效斷屑。SAHU等[7]在高速鋼材料的麻花鉆上設計并磨制斷屑槽，研究表明在鉆削加工過程中，斷屑槽能夠非常有效地進行斷屑以及防止切屑堵塞。但是，加工斷屑槽需要采用砂輪磨削加工的方法，不僅加工效率較低而且在磨削加工斷屑槽時不可避免地要去除刀具前刀面的材料。需要指出的是，高速鋼刀具一般需要歷經(jīng)多次重磨過程，當?shù)毒咦冣g需要重磨切削刃時，主切削刃與斷屑槽之間的相對位置就會發(fā)生改變，使斷屑槽不能充分發(fā)揮其斷屑性能。如果刀具上原有斷屑槽因為位置不合理失去了斷屑效果，那么就需要在刀具重磨時將原有的斷屑槽磨去，再重新刃磨出切削刃，并再次磨削出新的斷屑槽，因此刀具的重磨過程會導致更多的高速鋼刀具材料被磨除而引起更大的浪費。

如果在高速鋼車刀的前刀面上應用激光粉末熔覆技術制作出斷屑臺，那么當?shù)毒咦冣g重磨后，這種激光熔覆斷屑臺便可以通過磨削方式去除。激光熔覆斷屑臺很容易再次制造，可以避免刀具重磨對斷屑效果的影響和刀具材料的浪費。但是，如果激光熔覆材料選擇不合理，容易產生激光熔覆裂紋，導致激光熔覆層的硬度下降，使激光熔覆斷屑臺以及刀具的使用性能受到影響。本文以W6Mo5Cr4V2高速鋼刀具為例，通過分析激光熔覆斷屑臺的熔覆組織和硬度，確定出合適的激光熔覆粉末材料，在滿足刀具斷屑性能的前提下，在刀具前刀面上制備斷屑臺，避免激光熔覆斷屑臺的裂紋缺陷，并且提高激光熔覆層的硬度。

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

車刀材料為W6Mo5Cr4V2高速鋼，工件選擇牌號為2A12的鋁合金，工件的直徑為50 mm，長度為300 mm。激光熔覆粉末材料分別為：KF-300A型的鎳基碳化鎢自熔性合金粉末(簡記“Ni-WC”)、KF-60型的鈷碳化鎢復合粉(簡記“WC-12Co”)和高速鋼粉末(簡記“M2”)，其中Ni-WC和WC-12Co粉末的粒徑范圍均為45～109 μm；高速鋼粉末的粒徑范圍為53～150 μm。將質量分數(shù)為15%的WC-12Co和M2粉末混合(簡記“M2/WC-12Co”)，并加入無水酒精，采用 4∶1的球料比，在DECO-PBM-V-O-4L型行星球磨機中進行球磨，使兩種粉末均勻混合，球磨的轉速為400 r/min，球磨2 h。經(jīng)過烘干和過篩獲得混合粉末。本文實驗所用的3種激光熔覆粉末見圖1。

(a)Ni-WC

(b)M2

(c)M2/WC-12Co 圖1 熔覆粉末的顯微圖 Fig.1 The micrographs of cladding powder

1.2 實驗方法

通過工具磨床刃磨得到車刀的幾何角度：刀具前角γ0=25°,刀具后角α0=10°,主偏角κr=75°,副偏角κ＇r=10°和刃傾角λs=5°。黏結劑選用松香酒精溶液，在高速鋼車刀的前刀面上分別預置厚度為1 mm的Ni-WC、M2、M2/WC-12Co粉末涂層，然后將上述車刀在鼓風干燥箱中烘干，設置加熱溫度為200 ℃，時間為30 min。在具有氬氣保護的實驗條件下，在高速鋼車刀的前刀面上通過YAG-W200B型激光焊接機熔覆出斷屑臺，具有激光粉末熔覆斷屑臺的高速鋼車刀見圖2。通過激光粉末熔覆的預備實驗得到每種激光熔覆粉末的工藝參數(shù)，如表1所示。

將鋁合金棒料裝夾在CAK3665型數(shù)控車床上，進行干切削實驗，切削轉速為100 m/min，切削深度為1 mm，進給量為0.1 mm/r。在XQ-2B型鑲嵌機上制作激光熔覆斷屑臺的金相試樣，用體積比為3∶1的硝酸和鹽酸腐蝕Ni-WC粉末熔覆試樣；用100 ml蒸餾水+2 g苦味酸+25 g氫氧化鈉的混合液體煮沸分別腐蝕M2和M2/WC-12Co粉末熔覆試樣。選擇dilas半導體激光器制備測試熱膨脹系數(shù)的試樣，激光熔覆采用同步送粉方式重復熔覆三次制成一個熔覆試件，功率為2.5 kW， 掃描速度為4 mm/s，送粉量為25 g/min，光斑尺寸為5 mm。采用線切割法將熔覆層從基體上切下，切成24 mm×5 mm×4 mm的長方體試樣。在DIL402C型熱膨脹儀上測量激光熔覆粉末試樣的熱膨脹系數(shù)，在D8 ADVANCE DAVINCI型X射線衍射儀上測試激光熔覆層中的物相，用KH-8700型三維體視顯微鏡觀察熔覆層的金相組織，用HXD-1000TMC/LCD型顯微硬度計測試硬度，載荷為50 N，加載時間為15 s。

圖2 具有激光粉末熔覆斷屑臺的高速鋼車刀Fig.2 HSS turning tool with laser cladding chip breaker

表1 激光熔覆工藝參數(shù)Tab.1 Parameters of laser cladding processes

2 結果與討論

2.1 斷屑效果

高速鋼車刀切削鋁合金的切屑形狀見圖3。圖3a中，無斷屑臺高速鋼車刀產生的切屑為帶狀屑，呈纏繞狀，在切削過程中連續(xù)不斷的切屑在車刀前刀面上產生，且切屑堵塞在刀架和工件之間。帶有激光熔覆斷屑臺的高速鋼車刀所產生的切屑主要為發(fā)條狀屑和6字形屑，并伴有部分的短螺卷屑以及C形屑，如圖3b所示。與普通高速鋼車刀相比，具有激光熔覆斷屑臺的高速鋼車刀能夠實現(xiàn)有效斷屑。

由于鋁合金材料具有較好的韌性，故在無任何斷屑措施的切削過程中，切屑的自然卷曲不足以使其折斷。如果采用措施使切屑產生進一步卷曲，減小切屑的卷曲半徑，就可以實現(xiàn)斷屑。如圖4所示，在切削過程中，當流出的切屑碰到高速鋼車刀前刀面上的斷屑臺時，使切屑產生進一步的彎曲變形，導致切屑的卷曲半徑Rc減小，根據(jù)切屑折斷公式[8]：

(a)無斷屑臺車刀

(b)激光熔覆斷屑臺車刀圖3 高速鋼車刀切削鋁合金的切屑形狀Fig.3 Chip shapes of high aluminum alloy cut by HSS tools

(1)

式中，ε為切屑應變；εB為切屑斷裂應變；hch為切屑厚度；RL為切屑折斷半徑。

圖4 切屑折斷過程示意圖Fig.4 Schematics of chip breaking process

當切屑彎曲半徑變小時，切屑的應變隨之增大，如果滿足ε≥εB，切屑折斷。通過上述分析可知，高速鋼刀具前刀面上的激光熔覆斷屑臺使切屑產生了進一步彎曲，增大了切屑內部的應變ε，從而折斷切屑。

2.2 熔覆層裂紋

圖5所示為激光粉末熔覆斷屑臺的橫截面，3種熔覆斷屑臺均能夠較好地與高速鋼基體冶金結合。然而，在Ni-WC熔覆層可以觀察到裂紋和氣孔缺陷，而且裂紋擴展至高速鋼基體(圖5a)，顯然上述缺陷會降低斷屑臺的強度，影響高速鋼刀具的使用。

熔覆裂紋的產生主要受到激光熔覆層中殘余應力的影響，殘余應力來源于熱應力、相變應力和拘束應力三方面[9]。由于激光熔覆過程中存在快速加熱和快速冷卻的現(xiàn)象，因而熱應力是產生激光熔覆裂紋的主要因素，熔覆熱應力σth的公式[10]為

(a)Ni-WC

(b)M2

(c)M2/WC-12Co 圖5 斷屑臺橫截面形貌圖 Fig.5 Cross-sectional topography of chip breakers

σth=EΔαΔT/(1-μ)

(2)

式中，E為熔覆層的彈性模量；μ為熔覆層的泊松比；ΔT為熔覆溫度與室溫之差；Δα為熔覆層材料與基體材料線脹系數(shù)之差。

根據(jù)式(2)可知，熱應力與Δα成正比關系。如果激光熔覆層材料的熱膨脹系數(shù)與高速鋼刀具的熱膨脹系數(shù)相近，便可以減小熱應力，從而避免熔覆裂紋的產生[11]。如圖5b所示，選擇與高速鋼刀具基體相同的M2高速鋼粉末進行激光熔覆，便可以獲得無裂紋缺陷的熔覆層。為了進一步提高M2高速鋼粉末的熔覆層硬度，向M2粉末中添加質量分數(shù)為15%的WC-12Co，在熔覆層中沒有觀察到熔覆裂紋缺陷(圖5c)。

高速鋼基體材料和3種激光熔覆層材料的熱膨脹系數(shù)如表2所示，|Δα|為激光熔覆層材料與高速鋼基體材料的熱膨脹系數(shù)差值的絕對值。由式(2)可知，如果減小|Δα|，則熔覆層中的熱應力也會隨之減小，從而降低熔覆層的開裂傾向。如表2所示，在3種熔覆層材料中，Ni-WC熔覆層材料與高速鋼基體材料的熱膨脹系數(shù)相差最大，而M2/WC-12Co熔覆層材料和M2熔覆層材料與高速鋼基體材料的熱膨脹系數(shù)差異相對較小。

通過上述熱膨脹系數(shù)差值的對比可以說明M2/WC-12Co與M2熔覆層沒有產生裂紋的原因。

表2 材料的熱膨脹系數(shù)Tab.2 Thermal expansion coefficients of materials 10-5K-1

圖6為3種粉末激光熔覆層表面的 XRD圖譜，Ni-WC激光粉末熔覆層主要包括Ni-Cr-Fe、Ni3B、CrB、Ni31Si12、WB、W2C等物相，在激光高能束輻照的條件下，WC顆粒發(fā)生分解產生W2C 硬質相[12]，同時，Ni-WC粉末材料與高速鋼基體會產生冶金反應，使B元素分別與Cr、Ni、W元素結合形成 Ni3B、CrB、WB強化硬質相[13-14]。此外，Si元素與Ni元素也可以結合形成Ni31Si12硬質相，Ni3B、CrB、Ni31Si12硬質相提高了熔覆層的硬度，但也增加了熔覆層的脆性。如果熔覆的脆性較大，當激光熔覆過程中所產生的拉應力超出熔覆層的承受能力時，就會使熔覆層開裂，形成熔覆裂紋[14-16]。M2激光粉末熔覆層的化學成分包括α-Fe、CFe15.1、Fe3W3C3等，熔覆層中α-Fe的韌性較好，能夠改善熔覆層的韌性，有助于提高M2粉末熔覆層的抗開裂能力時。M2/WC-12Co激光粉末熔覆層組織主要由α-Fe、CrFe7C0.45、Fe3W3C3和W2C組成，熔覆層中的α-Fe有助于增加熔覆層的韌性，另外在激光輻照的條件下，WC顆粒發(fā)生分解產生W2C，形成的W2C繼續(xù)與存在M2粉末中的Fe結合生成Fe3W3C3等[12]，F(xiàn)e3W3C3屬于硬質相，可以提高熔覆層的硬度。W2C、Fe3W3C3物相成分的顯微組織細小，有助于提高熔覆層的強度和塑性[16]，因此M2/WC-12Co熔覆層不僅硬度高，而且抗開裂能力強。

(a)Ni-WC

(b)M2

(c)M2/WC-12Co 圖6 激光熔覆層表面的XRD圖譜 Fig.6 XRD pattern of laser cladding layer

2.3 熔覆層硬度

激光粉末熔覆層的硬度見圖7，Ni-WC、M2激光熔覆層的平均顯微硬度分別為1127HV和727HV；M2/WC-12Co熔覆層的顯微硬度為907.2HV，比M2熔覆層硬度高一些。高速鋼基體的平均顯微硬度為921HV。當熔覆層與高速鋼刀具的硬度相差較小時，激光熔覆層對高速鋼刀具的后續(xù)重磨影響相對較小。如果熔覆層的硬度過低，當高速鋼刀具重磨時，一旦切削刃刃磨到熔覆斷屑臺位置附近，便會影響刀具的切削性能。通過上述分析可知，以M2/WC-12Co粉末制作的激光熔覆斷屑臺，熔覆層硬度接近高速鋼基體的硬度，無熔覆裂紋缺陷，對高速鋼刀具的切削性能的影響相對較小，故M2/WC-12Co粉末適于作為高速鋼刀具激光熔覆斷屑臺的熔覆材料。以Ni-WC粉末制作的斷屑臺硬度高，但有裂紋，不適用。M2粉末制作的斷屑臺熔覆層無裂紋，但硬度低于高速鋼的基體硬度，會影響刀具的切削性能。

圖7 激光熔覆層的顯微硬度Fig.7 The microhardness of laser cladding layers

圖8是M2和M2/WC-12Co粉末的熔覆層金相組織圖，在 M2粉末熔覆層中可以觀察到樹枝狀晶體，如圖8a箭頭A所示；在M2/WC-12Co的激光粉末熔覆層中可以觀察到細小的等軸狀晶體，如圖8b箭頭B所示，與M2激光粉末熔覆層相比，M2/WC-12Co激光粉末熔覆層的晶粒更細、分布更均勻。晶粒細化有助于提高材料的塑性和韌性[17]，因此M2/WC-12Co激光粉末熔覆層不容易產生裂紋[18]。圖8b箭頭C為散布于熔覆層中的碳化鎢顆粒，對碳化鎢顆粒進行能譜分析，結果見圖9，這些碳化鎢顆粒可以起到第二相彌散強化的作用，從而進一步提高了熔覆層的硬度[19]。

(a)M2

(b)M2/WC-12Co圖8 熔覆層的金相圖Fig.8 The metallographic images of cladding layers

圖9 碳化鎢顆粒區(qū)域的能譜分析Fig.9 Spectrum analysis of WC particle region

3 結語

利用激光熔覆技術在高速鋼車刀的前刀面上制備出激光熔覆斷屑臺，在切削過程中激光熔覆斷屑臺能夠減小切屑的卷曲半徑，實現(xiàn)有效斷屑。用M2/WC-12Co粉末制作的激光熔覆斷屑臺能夠實現(xiàn)與高速鋼刀具基體的良好冶金結合，熔覆層中無裂紋缺陷，硬度與高速鋼基體相近，M2/WC-12Co激光熔覆粉末適于制作高速鋼刀具的激光熔覆斷屑臺。