镍基高温合金GH4169切削过程中切削力大^{[ [1]  赵秀芬, 王玉华, 刘阳, 等. 镍基高温合金的切削加工[J]. 航空制造技术, 2010, 53(11): 46-50.ZHAO Xiufen, WANG Yuhua, LIU Yang, et al. Cutting of nickel-based high temperature alloy[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2010, 53(11): 46-50.
1 ]}，在刀–工接触区域的机械载荷极高，易产生剧烈摩擦，因此切削加工性能差。另外，GH4169的导热系数低，刀–工接触区域在摩擦作用下产生极高的切削温度（可达1200 ℃）^{[ [2]  DUDZINSKI D, DEVILLEZ A, MOUFKI A, et al. A review of developments towards dry and high speed machining of Inconel 718 alloy[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2004, 44(4): 439-456.
2 ]}，导致刀具材料的热力学性能减弱，刀具发生严重磨损。因此，揭示GH4169切削加工过程中的刀具磨损机理，提出适合GH4169加工工况的刀具磨损率模型，才能实现对刀具磨损的控制。

对GH4169切削加工过程中刀具磨损机理已开展的研究表明，粘结磨损、磨粒磨损、扩散磨损、化学磨损是GH4169切削加工过程中的主要刀具磨损机理。Banda等^{[ [3]  BANDA T, HO K Y, AKHAVAN FARID A, et al. Characterization of tool wear mechanisms and failure modes of TiAlN–NbN coated carbide inserts in face milling of Inconel 718[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2022, 31(3): 2309-2320.
3 ]}使用PVD TiAlN–NbN涂层硬质合金刀具对GH4169进行湿态面铣，结果表明，粘结磨损、磨粒磨损、热机械裂纹、扩散和氧化磨损是导致刀具磨损的主要机理。Rakesh等^{[ [4]  RAKESH M, DATTA S. Effects of cutting speed on chip characteristics and tool wear mechanisms during dry machining of Inconel 718 using uncoated WC tool[J]. Arabian Journal for Science and Engineering, 2019, 44(9): 7423-7440.
4 ]}使用无涂层WC硬质合金刀具对GH4169进行干式车削，对进给速率0.1 mm/r、切削速度50~125 m/min下干车削GH4169的刀具磨损表面进行SEM观测，在刀具表面观察到工件材料的粘结，表明切削过程中发生了粘结磨损；对刀具表面粘附的工件材料进行XRD物相分析，发现其中存在Fe和Nb的氧化物，切削过程中存在氧化磨损。Musfirah等^{[ [5]  MUSFIRAH A H, GHANI J A, CHE HARON C H. Tool wear and surface integrity of Inconel 718 in dry and cryogenic coolant at high cutting speed[J]. Wear, 2017, 376: 125-133.
5 ]}采用PVD TiAlN涂层硬质合金铣刀对GH4169进行低温冷却铣削与干式切削，在刀具的磨损表面观察到工件材料的粘结与硬质相NbC造成的划痕，表明切削过程中主要发生粘结磨损与磨粒磨损。Bushlya等^{[ [6]  BUSHLYA V, LENRICK F, BJERKE A, et al. Tool wear mechanisms of PCBN in machining Inconel 718: Analysis across multiple length scale[J]. CIRP Annals, 2021, 70(1): 73-78.
6 ]}利用STEM–HAADF扫描透射电子显微镜对高速车削GH4169的PCBN刀具磨损表面进行观察，在刀具的后刀面磨损表面发现了工件材料的粘结。Liao等^{[ [7]  LIAO Y S, SHIUE R H. Carbide tool wear mechanism in turning of Inconel 718 superalloy[J]. Wear, 1996, 193(1): 16-24.
7 ]}发现GH4169中的Ni元素和Fe元素可通过晶界扩散进入硬质合金刀具表面，使得GH4169切削过程中发生扩散磨损。宋新玉等^{[ [8]  宋新玉, 赵军. 加工In718时硬质合金涂层刀具的磨损机理[J]. 工具技术, 2008, 42(7): 10-12.SONG Xinyu, ZHAO Jun. Wear mechanism of coated carbide insert in turning of Inconel 718[J]. Tool Engineering, 2008, 42(7): 10-12.
8 ]}采用TiAlN–TiN复合涂层硬质合金刀具对GH4169进行高速干式车削，在磨损刀具的前刀面发现大量工件材料粘结，切削过程中存在粘结磨损；对刀尖部分进行EDS分析，发现磨损刀具材料中含有Ni和O，表明切削过程中存在扩散和氧化磨损。

粘结磨损、磨粒磨损、扩散磨损和化学磨损的程度均取决于刀–工接触面的温度与载荷，因此，改变切削参数与刀具几何参数可改变刀–工接触区域的温度场与应力场，通过影响不同磨损机理的程度，间接使刀具磨损率发生变化。探讨刀具磨损率与切削温度、应力等因素的关系，建立具有普适性的刀具磨损率模型，可应用于刀具磨损的预测与控制。Usui^{[ [9]  USUI E, SHIRAKASHI T, KITAGAWA T. Analytical prediction of cutting tool wear[J]. Wear, 1984, 100(1–3): 129-151.
9 ]}和Takeyama^{[ [10]  TAKEYAMA H, MURATA R. Basic investigation of tool wear[J]. Journal of Engineering for Industry, 1963, 85(1): 33-37.
10 ]}等基于粘结和扩散磨损过程，综合考虑了温度场和应力场变化对刀具磨损率的影响，分别提出了刀具磨损率预测模型。后续学者针对不同切削加工工况，提出了多种修正Takeyama和Usui模型。Pálmai^{[ [11]  PÁLMAI Z. Proposal for a new theoretical model of the cutting tool’s flank wear[J]. Wear, 2013, 303(1–2): 437-445.
11 ]}考虑到磨粒和扩散磨损程度取决于刀具和工件的相对滑动距离，对Takeyama模型进行了修正。Binder等^{[ [12]  BINDER M, KLOCKE F, LUNG D. Tool wear simulation of complex shaped coated cutting tools[J]. Wear, 2015, 330: 600-607.
12 ]}将切应力的影响引入Usui模型，以适用于法向应力极高的切削工况。Elias等^{[ [13]  ELIAS J V, ASAMS S, MATHEW J. Worn tool geometry-based flank wear prediction in micro turning[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture, 2020, 234(4): 710-719.
13 ]}认为，后刀面磨损平面与切削速度方向间的夹角（后刀面侧倾角）会影响后刀面磨损率的预测精度，因此引入了后刀面侧倾角这一参数，基于Usui刀具磨损率模型提出了直角车削加工的后刀面磨损率理论模型。Zhuang等^{[ [14]  ZHUANG K J, LI M, LIN F T, et al. Crater wear prediction in turning Ti6Al4V considering cutting temperature effect[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2022, 121(9): 6763-6781.
14 ]}对前刀面月牙洼磨损过程的几何形状变化进行了分析，建立了前刀面磨损率预测模型。不同切削工况下刀具磨损机理存在差异，揭示刀具磨损机理，结合具体工况建立刀具磨损率模型，是刀具磨损控制的基础。

虽然已经有较多研究揭示了不同刀具材料切削GH4169时的刀具磨损机理，但是现有研究缺乏对不同磨损阶段中刀具磨损机理的分析。本文以TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169的刀具磨损状态为研究对象，揭示不同磨损阶段中的刀具磨损机理，结合刀具磨损率模型，提出刀具磨损的具体措施。

以镍基高温合金GH4169为工件材料，其化学成分如表1所示^{[ [15]  宋文刚. 镍基高温合金GH4169顺序铣削表面形貌建模及预测[D]. 济南: 山东大学, 2021.SONG Wengang. Modeling and prediction of surface morphology of nickel-based superalloy GH4169 in sequential milling[D]. Jinan: Shandong University, 2021.
15 ]}。直角车削试验前将GH4169加工成直径125 mm、厚度2 mm的圆片，对圆片进行去表层处理，以消除圆片件径向圆跳动的影响。

%

刀具采用Kennametal槽刀NG3189R，刀具前角γ₀为0°，刀具后角α为11°，宽度为4 mm。槽刀涂层材料为TiAlN，基体材料为WC–Co硬质合金。图1为直角车削试验采用的圆片件与刀具。

利用CKD6150H卧式数控车床进行GH4169的直角车削试验，装置如图2所示。数控车床主轴转速的变速范围为37~1600 r/min。

切削速度分别选用50 m/min和70 m/min，进给速率选用0.1 mm/r。通过改变切削时间获得不同磨损状态的刀具，切削时间与切削工艺参数、圆片件尺寸的关系如下所示。

式中，t为切削时间；ΔD为圆片件直径的切除量；D为圆片件直径；t_u为未变形切削厚度，在直角切削中其数值等于进给速率的大小；V_s为切削速度。

图3为圆片件的直角车削过程示意图。直角车削过程中圆片件直径减小，由于车床主轴转速恒定，圆片件表面的线速度（切削速度）降低，因此采用断续车削，使单次车削的直径切除量不超过10 mm。通过不断改变车床主轴转速以保证圆片件表面的线速度（切削速度）恒定，从而避免切削速度下降造成的试验误差。

在两组切削速度条件下，分别进行5组不同切削时间的直角车削过程，具体如表2所示。由于切削速度70 m/min时未获得急剧磨损阶段中的刀具情况，因此额外补充了试验。

直角车削试验获得了不同磨损状态的刀具，通过线切割对磨损刀具切削刃部分进行取样，试样尺寸如图4所示。采用无水乙醇浸泡刀具试样，然后对刀具试样进行超声清洗，以清除直角车削过程或线切割过程中残留在刀具表面的杂质。用显微镜（放大倍数250倍）测量各组磨损刀具的后刀面磨损带宽度VB，得到VB与切削时间的关系曲线，如图5所示。

由图5可知，不同切削速度下，刀具的磨损过程均可分为3个阶段。（1）初期磨损阶段：切削时间0~100 s，VB为0~0.160 mm（切削速度50 m/min）；切削时间0~15 s，VB为0~0.088 mm（切削速度70 m/min）。（2）正常磨损阶段：切削时间100~200 s，VB为0.160~0.258 mm（切削速度50 m/min）；切削时间15~55 s，VB为0.088~0.255 mm（切削速度70 m/min）。（3）急剧磨损阶段：切削时间超过200 s，VB大于0.258 mm（切削速度50 m/min）；切削时间超过55 s，VB大于0.255 mm（切削速度70 m/min）。

利用SEM观察刀具前、后刀面磨损形貌，分析刀具磨损表面材料的化学成分，揭示TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169过程中的主要刀具磨损机理。切削速度50 m/min的条件下，对切削40 s（初期磨损阶段）、100 s（正常磨损阶段）、260 s（急剧磨损阶段）后的刀具磨损表面进行观察；切削速度70 m/min的条件下，对切削15 s（初期磨损阶段）、45 s（正常磨损阶段）、65 s（急剧磨损阶段）后的刀具磨损表面进行观察。

图6展示了不同切削工况下，刀具前、后刀面的磨损形貌，两组磨损刀具均处于初期磨损阶段。可以看出，刀具磨损表面出现了较多粘结材料，在刀尖处更为密集。选取磨损特征更明显的前刀面磨损区域进行分析，在其三维轮廓图（图7）中可以观察到，刀尖处的粘结材料形成了显著的凸体，表明初期磨损阶段工件粘附在刀尖处形成了积屑瘤，并在该磨损阶段代替刀具进行切削。

根据表1可知，GH4169中的Ni元素含量最高，质量分数为53.37%，因此可以利用EDS分析刀具磨损表面粘结材料的化学成分，通过观察磨损表面Ni与W元素的分布，评价刀具磨损表面的工件粘结程度。

在切削速度70 m/min下切削15 s后，刀具前刀面磨损表面的元素分布如图8所示，可以看到，粘结材料区域出现了W元素的空缺和Ni元素的密集分布，说明TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169的初期磨损阶段存在粘结磨损。同时，在少量深色粘结材料表面观察到Al元素的密集分布，表明在初期磨损阶段，刀具表面存在TiAlN涂层材料的残留。

图9展示了不同切削工况下，刀具前、后刀面的磨损形貌，两组磨损刀具均处于正常磨损阶段，可以看到，两组参数条件下，刀具前、后刀面的磨损表面均存在粘结材料，前刀面的三维形貌图（图10）表明，正常磨损阶段刀尖附近仍存在积屑瘤。

在切削速度50 m/min下切削100 s后，刀具前刀面磨损表面的元素分布如图11所示，可知，磨损表面的粘结材料为工件材料GH4169，粘结磨损为此阶段（正常磨损阶段）的主要磨损机理。刀具磨损表面的Al元素分布极其稀疏，说明在正常磨损阶段，磨损表面的残余刀具涂层已全部磨损或脱落，裸露的刀具基体直接与工件材料接触。

在切削速度50 m/min下切削260 s或切削速度70 m/min下切削65 s后，刀具均处于急剧磨损阶段。在切削速度50 m/min下切削260 s后，刀具后刀面磨损表面崩刃严重（图12），因此只对急剧磨损阶段刀具的前刀面磨损表面进行分析，结果如图13所示，可以看出，急剧磨损阶段刀具的前刀面磨损表面仍存在较多粘结材料，刀尖附近的积屑瘤脱落。前刀面的磨损表面EDS图证实了粘结材料区域为GH4169材料（图14），说明在急剧磨损阶段，粘结磨损仍为主要的刀具磨损机理。

综上所述，在本文所选切削工况下，粘结磨损在直角车削GH4169的不同磨损阶段均有发生，是TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169的主要刀具磨损机理。

通过增大SEM的放大倍数，观察两种切削工况下不同磨损阶段刀具的磨损表面，判断刀具磨损过程中是否存在磨粒磨损。以前刀面为例，在初期磨损阶段，刀具的磨损表面存在密集分布的划痕，如图15所示，说明此阶段中，磨粒磨损是导致刀具磨损的主要原因。Fan等^{[ [16]  FAN Y H, WANG T, HAO Z P, et al. Research on tool wear based on multi-scale simulation in high speed cutting Inconel 718[J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2018, 18(3): 928-940.
16 ]}的研究结果表明，GH4169中存在随机分布的TiC和NbC硬脆性相颗粒，导致了该材料在切削加工过程中的磨粒磨损。

以后刀面为例，在正常磨损阶段，刀具的磨损表面仅可见少量单独分布的划痕，如图16所示。而在急剧磨损阶段，刀具试样的磨损表面未观察到划痕（图13），说明在正常磨损阶段和急剧磨损阶段，直角车削GH4169的磨粒磨损逐渐减弱。

综上所述，在本文所选切削工况下，直角车削的初期磨损阶段中，磨粒磨损作用较强，随着切削时间的延长，刀具进入正常磨损阶段后，磨粒磨损作用减弱。

Ni元素为GH4169中含量最高的元素，可用于判断TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169过程中是否存在扩散磨损。如果在无粘结材料的磨损表面检测到Ni元素，证明刀具磨损过程中存在扩散磨损。图17为初期磨损阶段，刀具前、后刀面磨损表面上无粘结材料区域的EDS图，可以看出，前、后刀面磨损表面的无粘结材料区域中均存在Ni元素，表明TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169的初期磨损阶段发生了扩散磨损。

图18为正常磨损阶段，刀具前、后刀面磨损表面无粘结材料区域的EDS图，可以看出，此阶段无粘结材料区域也存在少量Ni元素，说明存在扩散磨损。图19为急剧磨损阶段，刀具前刀面磨损表面无粘结材料区域的EDS图，该区域仍检测出Ni元素，表明急剧磨损阶段存在扩散磨损。综上所述，在本文所选切削工况下，直角车削GH4169的不同磨损阶段均存在扩散磨损。

通过对比不同磨损阶段中，刀具磨损表面相同面积内无粘结材料区域的Ni元素质量分数，以评价各磨损阶段中扩散磨损的程度。图20展示了两组切削工况下，不同磨损阶段无粘结材料区域内Ni元素的质量分数，结果表明，Ni元素质量分数在初期磨损阶段极低（低于1%）。随着刀具磨损的加剧，无粘结材料区域内的Ni元素质量分数升高。在正常磨损阶段，50 m/min、70 m/min两种切削工况下的无粘结材料区域内Ni元素质量分数分别提升至1.95%和4.68%；而在急剧磨损阶段，Ni元素质量分数快速提升，分别达到9.9%和13.98%。这说明扩散磨损在刀具初期磨损阶段较弱，而进入正常磨损阶段后，扩散磨损加剧，成为刀具磨损的主要原因。

EDS分析（图17~19）表明刀具磨损表面材料中存在少量O元素，因此推断在本文切削工况下，直角车削过程中可能存在化学磨损。刀具基体材料发生氧化，生成氧化物残留在刀具磨损表面，削弱刀具的切削性能，刀具发生化学磨损。硬质合金刀具基体的主要组分WC和Co氧化后可能生成的氧化物有Co₃O₄、CoO、CoWO₄、WO₂、WO₃^{[ [17]  LI T X, SHI T L, TANG Z R, et al. Real-time tool wear monitoring using thin-film thermocouple[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2021, 288: 116901.
17 ]}。图21为两种切削工况下，正常磨损阶段刀具前刀面月牙洼磨损表面的物相组成。通过分析XRD图谱中A、B、C 3段曲线中的物相组成可知，正常磨损阶段中刀具发生了氧化磨损，主要氧化物为CoO、Co₃O₄、WO₃和WO₂，在切削速度70 m/min、切削时间100 s的工况下，氧化物多为WO₃。

通过对不同磨损阶段的刀具表面进行观察及化学成分分析，揭示了TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169不同磨损阶段的刀具磨损机理。其中，粘结磨损为主要的刀具磨损机理。磨粒磨损作用在刀具的初期磨损阶段较强，进入正常磨损阶段后逐渐减弱，而扩散磨损在正常磨损阶段后逐渐增强。化学磨损在整个直角车削过程中均有发生，但其整体程度较弱，对刀具磨损的影响小。随着切削时间延长，各磨损机理对刀具磨损量的影响如图22所示。

VB在初期磨损阶段时快速增加，刀具磨损率大。刀具进入正常磨损阶段时，刀具磨损率下降且趋于常数，VB增幅放缓，刀具磨损率趋于平稳，如图23所示。设刀具在切削时间t₁时进入正常磨损阶段，此时刀具磨损率为${\dot{w}}_0$。因此，可通过改变进入正常磨损阶段的时间t₁与此时刀具磨损率${\dot{w}}_0$的大小实现刀具磨损的控制，即压缩刀具初期磨损阶段的时间，使刀具进入正常磨损阶段的时间提前，或降低${\dot{w}}_0$的值，使刀具正常磨损阶段的磨损程度放缓。

磨粒磨损在刀具的初期磨损阶段较强，进入正常磨损阶段后逐渐减弱，控制磨粒磨损的程度，加快其减弱的速度，可使刀具进入正常磨损阶段的时间提前，提高刀具寿命。后刀面磨粒磨损率可表示为^{[ [18]  KRAMER B M. Predicted wear resistances of binary carbide coatings[J]. Journal of Vacuum Science Technology A: Vacuum Surfaces and Films, 1986, 4(6): 2870-2873.
18 ]}

式中，K_abrasion、K为常数；$P_a^{n-1}/P_t^n$为磨粒硬度与刀具表面硬度的比值，即相对硬度；V_s为刀具–工件相对滑动速度；w为切削宽度；σ_n为接触面法向应力。其中常数K与指数n的定义如下^{[ [18]  KRAMER B M. Predicted wear resistances of binary carbide coatings[J]. Journal of Vacuum Science Technology A: Vacuum Surfaces and Films, 1986, 4(6): 2870-2873.
18 ]}。

由式（2）和（3）可知，刀具表面硬度P_t与磨粒硬度P_a的比值是磨粒磨损速率的决定因素，该比值越大，磨粒磨损速率越小。在直角车削GH4169的过程中，刀具磨粒磨损是由GH4169中的TiC与NbC硬脆性相颗粒导致的。硬质合金基体WC，硬脆性相TiC、NbC的硬度与温度有关，如图24所示^{[ [19]  MIYOSHI A, HARA A. High temperature hardness of WC, TiC, TaC, NbC and their mixed carbides[J]. Journal of the Japan Society of Powder and Powder Metallurgy, 1965, 12(2): 78-84.
19 ]}。可以看出，WC、TiC和NbC的硬度均随着温度的升高而下降，WC/TiC和WC/NbC的相对硬度随温度升高呈现先下降后上升的趋势，且温度高于一定值时，相对硬度超过0.8，后刀面磨粒磨损率下降。由于相对硬度达到0.8时的温度较高，因此在切削速度或进给量较大时，可通过控制初期磨损阶段的切削温度，或对工件进行前处理，以保证WC与TiC、NbC的相对硬度达到0.8，缩短初期磨损阶段的时间，达到控制刀具后刀面磨损的目的。

在切削速度或进给量较小时，切削温度低，WC与TiC、NbC的相对硬度难以达到0.8。扩散磨损在正常磨损阶段后逐渐增强，可通过控制扩散磨损的程度，降低${\dot{w}}_0$的值，从而降低直角车削GH4169的刀具后刀面磨损程度。后刀面扩散磨损率可表示为^{[ [20]  KANNATEY-ASIBU E JR. A transport-diffusion equation in metal cutting and its application to analysis of the rate of flank wear[J]. Journal of Engineering for Industry, 1985, 107(1): 81-89.
20 ]}

式中，K_diff、K_Q为常数；T为后刀面切削温度。可采取措施降低刀–工接触表面的切削温度，使正常磨损阶段时刀–工接触表面的扩散磨损率降低，从而实现刀具磨损的控制。

（1）在选定切削工况下，TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削镍基高温合金GH4169过程中发生粘结磨损、磨粒磨损、扩散磨损和化学磨损。刀具初期磨损阶段，粘结磨损和磨粒磨损为主要磨损机理，扩散磨损较弱；正常磨损阶段和急剧磨损阶段，扩散磨损增强，磨粒磨损变弱，粘结磨损和扩散磨损为刀具正常磨损阶段和急剧磨损阶段的主要磨损机理。

（2） TiAlN涂层硬质合金刀具直角车削GH4169时，当切削速度或进给量较大时，可通过控制初期磨损阶段的切削温度，或对工件进行前处理，加快磨粒磨损减弱的速度，缩短初期磨损阶段的时间，从而控制刀具后刀面的磨损；在切削速度或进给量较小时，可采取措施以降低刀–工接触表面的切削温度，使正常磨损阶段中刀–工接触表面的扩散磨损率降低，实现对刀具磨损的控制。