微波燒結復雜刃形SiAlON陶瓷刀具銑削GH4169高溫合金性能研究

洪東波 殷增斌 陳為友 鄭軼彤 袁軍堂

摘要：針對目前陶瓷刀具結構簡單（平刀面為主）、制造效率低等弊端，開展了復雜刃形SiAlON陶瓷刀具微波制造技術研究。通過有限元仿真研究不同刀具結構參數(shù)對SiAlON陶瓷刀具銑削GH4169高溫合金力和熱的影響規(guī)律；采用微波燒結技術制造了平刀面和復雜刃形SiAlON陶瓷刀具；通過試驗研究刀具結構對SiAlON刀具銑削GH4169高溫合金性能的影響，確定了SiAlON陶瓷銑刀片的最優(yōu)結構。結果表明：基于微波燒結的復雜刃形SiAlON陶瓷刀具獲得了設計的刀具結構且刀具刃口具有優(yōu)良的致密性和力學性能；與平刀面SiAlON陶瓷刀具相比，具有復雜刃形的SiAlON陶瓷刀具有更好的耐磨損性能，高速銑削GH4169高溫合金刀具壽命提高了約71.4%。

關鍵詞：復雜刃形刀片；SiAlON陶瓷；微波燒結；刀具結構；GH4169高溫合金

中圖分類號：TG711

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.07.002

Cutting Performance of Microwave-sintered Complex-shaped SiAlON Ceramic

Cutting Tools in Milling GH4169 Superalloys

HONG Dongbo YIN Zengbin CHEN Weiyou ZHENG Yitong YUAN Juntang

School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing，210094

Abstract： In view of the drawbacks of current ceramic cutting tools， such as low manufacturing efficiency and simple structure（flat mainly）， microwave manufacturing of complex-shaped SiAlON ceramic cutting tools was studied. Finite element simulation was applied to investigate the influences of tool geometry of SiAlON ceramic cutting tools on cutting force and temperature when milling GH4169 superalloys. Then， the designed flat and complex-shaped SiAlON cutting inserts were fabricated by microwave sintering. Finally， the effects of tool geometry on the cutting performance of SiAlON ceramic cutting tool in milling GH4169 superalloys were studied and the optimal structure was determined. The results indicate that the designed tool structures are obtained in the complex-shaped SiAlON ceramic cutting inserts by the microwave sintering， and the tool edge possesses excellent density and well mechanics properties. Compared with flat SiAlON cutting inserts， the wear resistance of complex-shaped SiAlON cutting inserts with optimized tool geometry is well improved， of which the tool life is increased by approximately 71.4% in milling GH4169 superalloys.

Key words： complex-shaped cutting insert； SiAlON ceramic； microwave sintering； tool geometry； GH4169 superalloy

0 引言

以GH4169高溫合金為代表的鎳基高溫合金具有優(yōu)異的高溫強度、韌性與耐腐蝕性，廣泛應用于航空發(fā)動機熱端部件。然而，鎳基高溫合金加工時切削力熱耦合作用強烈，使得刀具壽命短、加工效率低。高溫合金整體毛坯的高效切削是航空發(fā)動機制造面臨的挑戰(zhàn)之一［1-4］。SiAlON陶瓷是一大類基于氮化硅的陶瓷總稱，具有高硬度、高耐磨性、高耐溫性以及良好的韌性，是目前加工鎳基高溫合金最具潛力的刀具材料之一［5-7］。與傳統(tǒng)硬質合金刀具相比，SiAlON陶瓷刀具的切削速度提高了10～20倍（車削200～350 m/min，銑削800～1000 m/min），并且具備更好的耐磨損性能，可以實現(xiàn)鎳基高溫合金的高效加工［8-10］。

現(xiàn)階段，受限于陶瓷刀具材料難致密與傳統(tǒng)燒結手段的限制，市售的陶瓷刀具以簡單平刀面形狀的方刀片和圓刀片為主，針對陶瓷刀具性能的優(yōu)化也僅集中在材料體系的研究上，少有針對陶瓷刀具結構設計的報道。然而，刀具作為既定的金屬材料切削工件，其切削性能除了取決于刀具材料外，也取決于切削過程中的幾何參數(shù)［11-13］。幾何參數(shù)會影響刀具、切屑與工件三者之間的變形和相互作用，從而改變切削力、切削熱以及刀具的磨損，對刀具的切削性能及切削效果有重大影響［14-15］，因此，合理優(yōu)化陶瓷刀具的幾何參數(shù)對提高刀具切削性能有重要意義。

微波燒結是一種新型燒結技術。不同于傳統(tǒng)燒結的輻射傳熱，微波燒結是通過微波波段與材料耦合產(chǎn)生熱量，使材料整體加熱完成致密化的燒結方法［16］。與傳統(tǒng)燒結相比，微波燒結具備更高的加熱速率（5～10℃/min提高至30～50 ℃/min）和更短的保溫時間（60～120 min降低至0～10 min），可以有效縮減刀具制造周期與能源消耗［17］。更重要的是微波燒結是無壓燒結，這為復雜刃形陶瓷刀具結構性能一體化高效制造提供了可能。

微波燒結復雜刃形SiAlON陶瓷刀具銑削GH4169高溫合金性能研究——洪東波 殷增斌 陳為友等

[SM（]中國機械工程 第34卷 第7期 2023年4月上半月[SM）]

在之前的研究中，我們證實了微波燒結復雜刃形陶瓷刀具的可行性［18-20］。同時，我們還對微波燒結SiAlON陶瓷刀具材料體系進行了設計和優(yōu)化［21-22］，與商用SiAlON陶瓷刀具相比，微波燒結SiAlON陶瓷刀具顯示出更優(yōu)異的切削性能。本文在已有研究的基礎上，通過有限元仿真研究了不同結構參數(shù)對SiAlON陶瓷刀具銑削GH4169高溫合金切削力和熱的影響規(guī)律。利用微波燒結技術制造了復雜刃形SiAlON陶瓷刀具，研究了不同結構參數(shù)對切削性能與刀具壽命的影響，并分析了失效機理。

1 刀具結構設計與切削仿真

1.1 刀具結構

本研究以方形盤銑刀片為研究對象。圖1為裝有刀片的銑刀結構示意圖。其中，銑刀盤直徑為50 mm，γr為徑向前角，γp為軸向前角，α為徑向后角，α1為底刃后角，γJ為軸向安裝角，γz為徑向安裝角，κr為主偏角（45°）。軸向安裝角γJ與徑向安裝角γz設在刀片的安裝面，用于補償?shù)毒呓嵌?。主切削刃刀尖楔角?0°-γr-α。

圖2為復雜刃形SiAlON陶瓷銑刀片結構示意圖。刀片內切圓直徑為12.70 mm，厚度為4.76 mm，中心孔直徑為4 mm，刀尖圓弧半徑為1.0 mm，刀片后角為0°。在刀片前刀面設計了斷屑槽與正前角切削刃，其中，γ1為刀片前角，切削刃長度為1.0 mm，斷屑槽半徑為1.2 mm，中心凸臺較刀尖高0.1 mm。對于裝有復雜刃形刀片的銑刀，其刀具角度有以下關系：γr=γ1-γJ；α=γJ；γp=-γz；α1=γz。

1.2 仿真建模

本節(jié)基于Third Wave Advantedge （AE） 進行了三維復雜刃形SiAlON陶瓷刀片銑削GH4169鎳基高溫合金的有限元分析，研究了刀具結構參數(shù)（徑向前角、徑向后角與軸向安裝角度）對刀尖切削溫度、等效應力以及切削力的影響規(guī)律，仿真建模如圖3所示。工件本構模型采用AE中的PowerLaw模型［23］，刀具材料為SiAlON陶瓷，工件材料選擇美國牌號的Inconel 718高溫合金（等同于國內GH4169高溫合金牌號）。為減小計算量，取刀尖部分（2 mm×4 mm×3 mm）進行分析，刀尖鈍圓半徑為0.005 mm，刀盤直徑為50 mm。網(wǎng)格劃分采用AE自帶的網(wǎng)格自適應劃分，刀具網(wǎng)格大小為0.03～0.30 mm，工件網(wǎng)格大小為0.03～0.30 mm。銑削方式為逆銑，無冷卻，刀具為剛體，切削速度為 800 m/min，切削深度為1.50 mm，進給量為0.12 mm/z，銑削寬度為33 mm。摩擦因數(shù)為0.6。

切削仿真刀具結構參數(shù)設計如表1所示。設定不同前角的刀具，并設定不同徑向安裝角與軸向安裝角進行補償。研究徑向前角時，保持徑向安裝角γJ 和軸向安裝角γz 不變，改變刀片前角γ1以改變徑向前角γr；研究徑向后角α時，保持軸向安裝角γz不變，同時改變刀片前角γ1和徑向安裝角γJ，以保持徑向前角γr不變（-6°）并改變徑向后角α。此外，由于刀片無軸向傾角，故只研究軸向安裝角的影響，在仿真中保持刀片前角γ1與徑向安裝角γJ不變，改變軸向安裝角γz以研究其影響。

圖4所示為刀片前角6°、徑向安裝角10°、軸向安裝角10°時切削力隨刀片旋轉角度變化的仿真結果，F(xiàn)為切削合力。逆銑削中，切削厚度hex隨著切削角度的增大而增大。切削角度為90°時，切屑最厚，此時刀具應力、切削溫度以及切削力達到最大值。

圖5為刀片切入工件90°時的等效應力云圖。從刀具側面測得前刀面與切屑接觸寬度約為0.35 mm，由此定義了前刀面“刀屑接觸區(qū)域”的范圍。在本節(jié)中，仿真結果以前刀面“刀屑接觸區(qū)域”的平均等效應力與平均切削溫度進行分析，切削力取切入角為85°～95°時的切削合力F的平均值進行分析。

1.3 仿真結果與分析

圖6所示為不同刀具結構參數(shù)下，刀尖平均等效應力、刀尖平均切削溫度與切削力的仿真模擬結果。

由圖6a可以看出，隨著刀具徑向前角從2°減小到-10°，切削力與刀尖平均切削溫度呈上升趨勢。這是由于徑向前角減小使得刀尖鋒利度下降，在切削中切屑變形增大，導致切削力與切削升溫增大［12］。此外，刀尖平均等效應力隨著徑向前角的減小緩慢減小。這是由于徑向前角減小增加刀具楔角，使得刀尖變厚。同時，徑向前角減小使得刀片受力方向偏向于刀體，由于陶瓷材料抗壓強度大于抗拉強度，在一定程度提高了刀尖強度。

由圖6b可以看出，隨著刀具徑向后角從6°增至14°，切削力與刀尖平均切削溫度呈下降趨勢，這是由于增大徑向后角提高了刀具鋒利度，使得后刀面摩擦減小并減小了切削力與切削熱。此外，刀尖平均等效應力隨著徑向后角的增大呈增大趨勢。在徑向前角不變的情況下，增大徑向后角和刀片前角，導致刀尖楔角減小，刀尖變薄，強度下降?；诜抡娼Y果，切削力雖然隨著徑向后角的增大而減小，但減小幅度較小，在刀尖變薄下，刀尖平均等效應力增幅較大（1756～2996 MPa）。

由圖6c可以看出，隨著軸向安裝角度從6°增至14°，切削力、刀尖平均切削溫度與刀尖平均等效應力均呈上升趨勢。軸向安裝角度的增大，使得刀具軸向前角減小，底刃后角增大。軸向前角的減小使得刀片與切屑的接觸區(qū)域增大，從而提高了切削力與切削溫度，增大了刀尖的等效應力，降低了刀具強度。

綜合仿真組的數(shù)據(jù)，刀尖平均溫度變化在1180～1230 ℃。SUN等［24］通過在工件中預埋熱電偶測試了SiAlON銑刀切削鎳基高溫合金時的切削溫度，切削溫度測量值為1221 ℃，這與仿真所得的刀尖平均溫度極為接近，可間接表明本仿真結果準確性較高。此外，與仿真切削溫度相比，刀尖平均應力變化幅度較大（1600～3100 MPa）。對于陶瓷材料而言，其耐溫性能較好而韌性差，在加工過程中容易發(fā)生崩刃。因此，針對復雜刃形陶瓷刀片的結構優(yōu)化應以刃尖強度為優(yōu)化方向，在保證刀片不崩刃的情況下提高刀具的耐磨損性能。仿真試驗提供了刀具結構參數(shù)的影響規(guī)律，可以為實際加工中的切削力與切削熱提供參考。然而，由于實際加工中設計刀具磨損，刀尖應力的變化較仿真更復雜，對于延長刀具壽命的刀具結構優(yōu)化，刀具結構參數(shù)的實際影響需要通過切削試驗進一步判斷。

2 微波燒結復雜刃形SiAlON陶瓷刀具

2.1 刀具制備

試驗原材料為Si3N4（純度99.99%，粒度500 nm）、Al2O3（純度99.99%，粒度200 nm）、AlN（純度99.99%，粒度1000 nm）與Y2O3（純度99.99%，粒度50 nm）粉末。將粉末按一定比例混合后，在行星式球磨機中用氮化硅球球磨2 h，后置入真空干燥箱干燥，干燥結束后進行研磨，過100目篩得到最終粉末。

設計了三種不同的刀具結構，即一種平刀面銑刀片和兩種復雜刃形銑刀片。其中，兩種復雜刃形銑刀片對應的刀片前角γ1分別為4°與8°，其余參數(shù)見圖2?；谥暗难芯?，刀具素坯在150 MPa壓力壓制下，微波燒結后SiAlON方刀片橫向和縱向收縮率分別為17.2%和18.3%?；诖耸湛s率設計了刀片模具，如圖7所示。三種刀片共用陰模、下模沖與芯棒，前刀面刃形由三種不同上模沖壓出。在壓制中，稱量2.20g粉末，倒入模具，在150 MPa單向壓力下，輔以超聲輔助壓制技術［19］，獲得刀具素坯（復雜刃形SiAlON銑刀片素坯如圖8所示）。將刀具素坯置于微波高溫燒結爐（XO-5kW，ATPIO，中國）中燒結，其中燒結溫度1750℃，保溫時間10 min，氮氣氣氛。燒結完刀具不進行處理，直接用于切削。

2.2 表征方法

采用阿基米德排水法測得刀片密度，通過壓痕法測得材料硬度（壓力98.06 N，保壓15 s）。根據(jù)壓痕與裂紋長度計算斷裂韌性KIC，公式如下［25］：

其中，a和c分別為壓痕和裂紋寬度的一半，HV10為硬度。采用三點抗彎法測得材料抗彎強度（通過微波燒結尺寸為18 mm×4 mm×3 mm的試樣，磨拋后進行測試）。力學性能均測定5次取平均值。使用場發(fā)射掃描電子顯微鏡（Quanta 250，F(xiàn)EI，美國）觀察樣品斷面的微觀結構，使用X射線衍射儀（AXS D8 Advance，Bruker，美國）測定材料的物相并計算α相與β相的質量比［6］，利用激光顯微鏡（VK-XX 100 series，KEYENCE，日本）測定燒結后的刀尖形貌。

2.3 復雜刃形SiAlON陶瓷刀具材料性能

表2所示為微波燒結的SiAlON陶瓷刀具的力學性能。圖9為SiAlON陶瓷的XRD圖。由圖9可以看出，制備的SiAlON陶瓷以α-SiAlON和β-SiAlON為主相，經(jīng)計算α相與β相的質量比為65∶35。此外，其晶間相結晶相種類為M′SS相（含鋁黃長石相，Y2Si3-xAlxO3+xN4-x）。M′SS相具有優(yōu)異的耐高溫性能，屬于優(yōu)質的結晶相［26-27］。

圖10為微波燒結的SiAlON陶瓷斷面SEM微觀形貌圖。長棒狀晶粒為β-SiAlON晶粒，等軸狀晶粒為α-SiAlON晶粒。在圖中未觀察到氣孔，這說明材料已近乎完全致密，滿足刀具材料使用要求。

圖11為微波燒結的復雜刃形SiAlON陶瓷刀具及其刀尖形貌圖?？梢钥闯?，微波燒結刀片表面平整，無變形與開裂。經(jīng)測定表面粗糙度Ra在0.4～0.5 μm。在激光顯微鏡進一步觀察下，發(fā)現(xiàn)兩種復雜刃形SiAlON刀片的實際前角與設定前角基本一致，符合設計要求。

3 高速銑削GH4169高溫合金試驗研究

3.1 工件材料

工件材料為GH4169鎳基高溫合金，尺寸規(guī)格為100 mm×100 mm×75 mm，化學成分如表3所示，機械性能如表4所示。

3.2 切削試驗設計

圖12a為自研銑刀盤的爆炸裝配圖。其中，銑刀盤與墊塊采用螺釘連接，刀片采用壓塊固定。圖12b為墊塊的實物圖，在試驗中設計了4種不同安裝面角度的墊塊（徑向安裝角為6°/10°，軸向安裝角為6°/10°），用于補償實際刀具角度。表5所示為所設計的復雜刃形SiAlON銑刀參數(shù)，3種不同前角的刀片與4種不同安裝面角度的墊塊構成了12種不同結構的切削刀具。

圖13為切削試驗圖。采用立式加工中心（KVC1050N，長征，中國）進行銑削加工，銑削速度為800 m/min，切削深度為1.50 mm，每齒進給量為0.12 mm，銑削方式為逆銑，干切削，銑削寬度為33.33 mm，刀盤上安裝刀片數(shù)量為1。一次走刀長度100 mm，每完成一次走刀后，使用手持數(shù)碼顯微鏡（ISM-PM 200S，Insize，中國）拍攝后刀面以測量后刀面磨損。刀具達到失效標準后停止切削。刀具失效標準如下：①后刀面缺口磨損量VBN達到1.5 mm;②后刀面平均磨損量VB達到1.0 mm；③前刀面破碎或者刀片破碎。

3.3 切削試驗結果分析

3.3.1 平刀面SiAlON陶瓷銑刀片

圖14為不同材料去除量下平刀面SiAlON陶瓷刀具的后刀面磨損圖，對應的后刀面磨損量VBN與VB如圖15所示。試驗組A0J6Z6和A0J10Z6在VBN達到1.5 mm失效，而試驗組A0J6Z10和A0J10Z10在切削階段發(fā)生破碎失效。A0J10Z6刀具壽命最長，材料去除量達到35 cm3。

對比試驗組A0J6Z6和A0J10Z6以及試驗組A0J6Z10和A0J10Z10可以發(fā)現(xiàn)，增大徑向安裝角（6°增至10°）延長了刀具壽命。這是因為徑向前角減小改善了刀尖受力方向，提高了刀尖強度［12］。同時，增大徑向安裝角也增大了徑向后角，當后刀面磨損量VB相同時，刀片磨損體積更大，提高了刀片耐用度［12］。

此外，由試驗組A0J6Z6和A10J10Z6后刀面磨損趨勢可以看出，刀片底刃的磨損速度高于主切削刃的磨損速度，最終失效形式以靠近底刃的缺口磨損為主。這是由于這兩組刀具軸向安裝角較?。?°），導致底刃后角α1較小。在切削過程中底刃后刀面更靠近切削面，黏結嚴重，造成后刀面快速磨損導致刀具失效。與之相比，試驗組A0J6Z10和A0J10Z10的底刃后角α1增加到了10°，在底刃的后刀面磨損顯著下降。然而，軸向安裝角的增大（6°增至10°）增大了切削力（圖6c）。后刀面磨損增加時，切削力進一步增大，使得刀尖應力超過了刀片強度，導致這兩組刀具未達到失效磨損量便發(fā)生破碎。對比試驗組A0J6Z6和A10J10Z6，這兩組刀具壽命反而縮短。

圖16所示為試驗組A0J6Z6前刀面與后刀面SEM形貌（材料去除量為25 cm3）。從圖16a中可以看出，刀片前刀面上主切削刃基本保持完整，而底刃處發(fā)生部分剝落。從圖16b中可看出，刀片后刀面上底刃處刀片基體發(fā)生片狀剝落而主切削刃部分的后刀面磨損較小。底刃的片狀剝落是造成刀具失效的主要原因。

圖17所示為試驗組A0J10Z6前刀面與后刀面SEM形貌（材料去除量為35 cm3）。與試驗組A0J6Z6相比，試驗組A0J10Z6前刀面上無明顯破損與剝落（圖17a），這是因為徑向安裝角增大（6°增至10°）提高了刀尖的強度。在刀片的前刀面上觀察到了切屑黏結生成的積屑瘤。從圖17b中可看出，刀片后刀面磨損仍以底刃處的缺口磨損為主（剝落）。相比試驗組A0J6Z6，其主切削刃的后刀面磨損有所加劇，并在磨損處觀察到了嚴重的黏結。

圖18所示是試驗組A0J10Z6 后刀面EDS點分析結果。其中，點1（黏結層）的組成與工件材料較為一致（表3），僅有少量Si與Al元素，但存在4.21%質量分數(shù)的O元素。這說明后刀面黏結層為工件材料（GH4169），黏結較厚，且在高切削溫度下發(fā)生了一定氧化。點2的組成與SiAlON基體接近，但仍發(fā)現(xiàn)了一定的Ni、Fe與Cr元素，應為切屑在后刀面刮擦時附著。

3.3.2 4°前角復雜刃形SiAlON陶瓷銑刀片

圖19為在不同材料去除量下4°前角復雜刃形SiAlON陶瓷銑刀片的后刀面磨損圖，對應對后刀面磨損量VBN和VB如圖20所示。試驗組A4J6Z6和A4J10Z6在VBN達到1.5 mm后失效，試驗組A4J10Z10在VB達到1.0 mm失效，而試驗組A4J6Z10在切削中發(fā)生前刀面破碎失效。其中，試驗組A4J10Z10刀具壽命最長，材料去除量達到60 cm3。與平刀面SiAlON刀具最優(yōu)結構（A0J10Z6，材料去除量：35 cm3）相比，其刀具壽命增加了約71.4%。

徑向安裝角為6°的刀片（A4J6Z6與A4J6Z10）的刀具壽命較短，材料去除量僅為5～10 cm3。當徑向安裝角增大到10°時（A4J10Z6與A4J10Z10），刀片壽命有了顯著改善。

此外，與平刀面試驗組結果相似（圖14），軸向安裝角為6°的刀片（A4J6Z6與A4J10Z6）底刃后刀面缺口磨損嚴重，是造成刀片失效的主要原因。增加軸向安裝角后（γz由6°增至10°，α1由6°增至10°），試驗組A4J6Z10和A4J10Z10在底刃的后刀面磨損有顯著下降。對于試驗組A4J6Z10，其徑向前角較大（-2°），刀尖強度較低，增加軸向安裝角使得切削力增大，刀尖強度進一步下降。當?shù)镀p增加時，前刀面破碎，造成其刀具失效（圖21）。與之相比，試驗組A4J10Z10減小了徑向前角（-2°減至-6°），改善了刀具受力方向、提高了刀尖強度，刀具的失效形式以磨損為主。

圖22所示為試驗組A4J10Z6前刀面與后刀面SEM形貌圖（材料去除量為40 cm3）。由圖22a可以看出，刀片前刀面結構保持完整，沒有明顯的破碎與剝落，在主切削刃刃尖（對應后刀面主切削刃的缺口磨損處）觀察到積屑瘤。從圖22b中可以看出，刀片后刀面磨損以底刃與主切削刃兩處的缺口磨損為主，缺口處黏結磨損嚴重。

圖23為試驗組A4J10Z10前刀面與后刀面SEM形貌圖（材料去除量為60 cm3）。從圖23a中可以看出，刀片前刀面無明顯的破碎與剝落。在主切削刃刃尖位置觀察到了積屑瘤，并在切削刃內部與斷屑槽位置觀察到了切屑堆積。從圖23b中可以看出，刀片后刀面磨損較為均勻，沒有觀察到嚴重的缺口磨損。在刀片底刃處（區(qū)域A）發(fā)現(xiàn)刀片基體材料的剝落。在區(qū)域B處觀察到黏結層上具有裂紋，這說明黏結層并不穩(wěn)定，在切削過程中易發(fā)生脫落。在黏結層與基體結合緊密的區(qū)域，黏結層的脫落會導致刀片基體的剝落（如區(qū)域A）；在黏結層與基體結合一般的區(qū)域，黏結層的脫落會導致基體的微剝落（如區(qū)域C）。黏著磨損和磨粒磨損是刀片主要的磨損機制。

與試驗組A4J10Z6相比，試驗組A4J10Z10增大了軸向安裝角，增大了底刃后角，改善了底刃磨損，增加了刀具壽命。與試驗組A0J10Z10相比，試驗組A4J10Z10減小了徑向前角，減小了切削力，且提高了刀尖強度，從而增加了刀具壽命。切削試驗說明刀具結構對陶瓷刀具切削性能有極大影響，優(yōu)化后的復雜刃形SiAlON刀具具有更優(yōu)的耐磨損性能。

3.3.3 8°前角復雜刃形SiAlON陶瓷刀片

圖24為不同材料去除量下8°前角復雜刃形SiAlON刀片后刀面磨損圖。刀片破碎是四組刀具失效的主要原因。其中，試驗組A8J10Z6在第二刀切削過程中破碎，而其他三組在第一刀切削過程中破碎。軸向安裝角較小時（6°），刀片破碎靠近底刃（A8J6Z6與A8J10Z6）。當軸向安裝角增加到10°，由于切削力進一步增大（圖6c），刀片主切削刃與底刃均發(fā)生破碎（A8J6Z10/A8J10Z10）。

8°前角復雜刃形SiAlON陶瓷刀片的切削試驗說明刀尖強度較低。

4 結論

采用有限元仿真研究了不同刀具結構參數(shù)對SiAlON陶瓷刀具銑削GH4169高溫合金的影響規(guī)律，基于微波燒結技術制備了不同結構的復雜刃形陶瓷刀具，并用切削試驗驗證了復雜刃形陶瓷刀具的切削性能，結果如下：

（1）仿真試驗表明減小徑向前角會增大切削力與切削熱，但可以改善刀尖受力，一定程度上提高陶瓷刀具強度；增大徑向后角可以減小切削力與切削熱，但會減小刀尖楔角，使得刀尖應力增大；增大軸向安裝角會提高切削力與削力熱，以及刀尖應力。

（2）基于微波燒結技術實現(xiàn)了復雜刃形SiAlON陶瓷刀具結構性能一體化制造，燒結后的刀具獲得了設計的刀具結構而且刀具刃口具有優(yōu)良的致密性和力學性能。

（3）切削試驗表明仿真刀具結構參數(shù)與切削力和切削熱的規(guī)律與實際相符；增大徑向后角可以一定程度上增大刀具磨損體積提高耐磨損性；增大軸向后角可以減小底刃磨損；SiAlON陶瓷刀具強度與刀尖楔角有關，刀片前角不宜大于8°。

（4）刀片前角4°、徑向安裝角10°、軸向安裝角10°（即徑向前角-6°、徑向后角10°、軸向前角-10°、底刃后角10°）的結構參數(shù)下，SiAlON刀具具有最優(yōu)的耐磨損性能。在高速粗銑GH4169高溫合金的試驗中（vc=800 m/min，ap=1.5 mm，fz=0.12 mm/z），刀片沒有崩刃破碎且后刀面缺口磨損較小，材料去除量達到60 cm3。黏著磨損和磨粒磨損是SiAlON刀片的主要磨損機制。與平刀面SiAlON陶瓷銑刀片相比，結構優(yōu)化后的復雜SiAlON陶瓷銑刀片的刀具壽命增加了約71.4%。

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