冷却润滑对金属玻璃钻削特征及可加工性的影响研究

在DMG/MORISEIKI MILLTAP 700加工中心进行钻削实验。目前市场上尚无推荐用于金属玻璃的钻头，考虑到硬质合金钻头加工金属玻璃易断钻，采用通用型Walter A1148-4高速钢钻头，钻头直径4mm，钻尖角度130°。实验中，主轴转速分别为1000r/min，2000r/min，3000r/min，4000r/min和5000r/min，每齿进给量f与文献相同，恒定为0.5μm/z，每个切削参数下加工9个孔，钻孔过程中使用Kistler 9170A多分量旋转测力仪测量轴向力F和扭矩M。使用Marcel双目镜光学显微镜测定钻头主切削刃的后刀面磨损量，采用日立SU8220 扫描电镜（SEM）观察磨损刀具微观特征以及孔形貌。

图3为不同切削条件下获得的金属玻璃钻孔照片。图中，水平编号（1~9）为钻孔顺序，竖直编号（#1~#15）对应n=1000~5000r/min转速下的干切削（#1~#5）、切削油（#6~#10）和冰冻切削（#11~#15）。在干式钻削条件下，仅在n=1000r/min时成功钻穿9个孔（编号#1）；而在n=2000~5000r/min的较高主轴转速下，孔无法钻穿（编号#2~#5）。在切削油条件下，所有孔均能钻穿（编号#6~#10）。在冰冻条件下，n=1000~4000r/min时，可以钻穿9个孔（编号#11~#14）；而在n=5000r/min时，大多数孔无法钻穿（编号#15）。

轴向力的动态变化反映了材料的钻削过程。在不同的冷却润滑条件下钻削金属玻璃时，观察到四种典型的动态轴向力特征，对应不同钻削过程，如图4所示。

（b）冰冻切削钻通

（c）切削油钻通

（d）过冷液态无法钻通

图4  不同冷却润滑条件下的典型轴向力动态变化

干切削钻通：该过程主要发生于n=1000r/min下的低速钻削。图4a为相应的轴向力动态变化规律。入钻时（O→A阶段），孔材料变形阻力以及主切削刃与工件之间接触面积增加导致轴向力迅速增大至峰值。之后尽管主切削刃和工件之间的接触面积进一步增加，但大量摩擦热积聚于刀—工接触面，由于金属玻璃导热系数极低，热量无法快速消散，导致孔材料热软化，轴向力下降。在钻头主切削刃完全与孔材料接触后（A→B阶段），由于金属玻璃无加工硬化，刀具磨损和热软化成为影响轴向力的主要因素。由图可知，尽管刀具磨损导致轴向力会短暂上升，但整体仍呈下降趋势，表明该阶段轴向力主要受热软化影响。在钻头逐渐钻出孔时（B→C→D阶段），轴向力逐渐减小至0N。

冰冻切削钻通：图4b为冰冻切削条件下钻通孔过程的轴向力动态变化。在O→A阶段，轴向力在最初几秒迅速增加，然后变为相对稳定地波动。该稳定波动可能是因为热软化导致的力减小和接触面积增加导致的力增加之间的平衡造成。在A→B阶段，轴向力整体上升，这归因于钻尖离出口孔越近，切削区热量散失越快（离冰层越近），孔材料热软化减弱，而刀具磨损持续增加，使轴向力达到最大，因此，最大轴向力出现在B点附近。在B→C→D阶段，钻头逐渐钻出，轴向力减小到0N。应该注意的是，在B→C阶段，轴向力下降速度显著放缓并产生波动，这是钻头钻出时需要压破冰层所致。

切削油钻通：切削油条件下的轴向力动态变化基本相似，如图4c所示。切削油提供了良好的润滑效果以及一定的冷却作用，降低了刀—工界面摩擦热积累，因此，轴向力在O→A阶段上升归因于钻头与孔材料的接触面积增加，且在钻头主切削刃完全接触工件时轴向力最大（即A点附件）。在A→B阶段，由于切削油良好的润滑作用，轴向力仅因为热软化效应而逐渐减小，由于热软化效应比干切削弱，减小速率也更慢。在B→C→D阶段，轴向力变化规律则与干切削相同。

过冷液态无法钻通：该钻削状态主要发生于n=2000~5000r/min干切削条件和n=5000r/min的高速冰冻切削条件，典型轴向力动态变化如图4d所示。可以看到，在O→A阶段，轴向力因材料切除量增大导致迅速上升至峰值，随后高转速导致的刀—工界面热量累积使轴向力急剧下降。在A→B→C阶段，受热软化影响，轴向力随着钻削时间增加而减小，并且与低速相比，孔内积累更多热量导致切削温度达到甚至超过过冷液相区，金属玻璃表现出超塑性（见图1）。当钻尖到达C点时，钻头尖端附近或孔边缘的过冷液态材料不会产生裂纹。在C→D阶段，轴向力在极低数值下波动，直至达到D点，这归因于过冷液态金属玻璃流动应力急剧下降（见图1），钻头仅需极低的轴向力便可将剩余孔材料推出孔外，并且由于材料呈超塑性，孔无法钻穿。

综上所述，金属玻璃钻削过程受冷却润滑和主轴转速影响显著。与冰冻和切削油条件相比，干式钻削下的孔材料热软化更显著，导致轴向力在主切削刃与工件材料完全接触（A点）之前达到峰值。在各冷却润滑条件下，刀具磨损累积和工件材料热软化之间的竞争是影响轴向力的主要因素。在干切削和冰冻条件下，高主轴钻速产生的高温使孔材料处于超塑性的过冷液态，孔无法钻穿，因此，实际生产中应尽可能采用较低转速控制钻孔温度低于金属玻璃的过冷液相区温度。

通常采用主切削刃与工件完全接触时的稳定轴向力和力矩（即图4中的A点）来评价切削条件的影响。而本研究中金属玻璃钻削轴向力具有显著不稳定波动特征，A点数据不再适用。因此，本文采用钻削能来反映不同冷却润滑条件下的力和力矩变化。

钻削单个孔所需能量W可表示为

图5为不同转速下三种冷却润滑条件的钻削能对比结果。对于任意给定的主轴转速，干切削钻削能最小，这归因于其最高的钻削温度导致的最强热软化。冰冻条件下钻削能最大，考虑到-8.5℃的低温不会显著提升材料强度，钻削能增大应归因于与其他两种冷却润滑相比，冰冻切削工件散热更快，材料热软化程度降低，增大了钻削能。对于任一给定冷却方式，受热软化影响，主轴转速提升导致钻削能减小，其中，冰冻切削下能量减小速度最慢，表明该条件下降温效果更强。此外，在n≥3000r/min时，冰冻钻削能显著高于切削油（高21.6%~36.5%），表明除了热软化效应外，高速钻削中刀具与工件之间缺乏润滑导致刀具磨损加剧是引发钻削能增大的另一因素。

图5  不同冷却润滑条件下钻削能随主轴转速的变化

4  不同冷却润滑条件下的刀具磨损比较

4.1  后刀面磨损

图6为不同主轴转速下采用三种冷却方式钻削9个孔后的主切削刃后刀面磨损量VB。对于任意给定的主轴转速，干切削条件下的后刀面磨损量最大，且在n=1000~4000r/min时，VB＞200μm，刀具失效。此外，通过观察干切削条件下的钻头磨损形貌可知，工件材料进入过冷液态后（n≥2000r/min），钻头磨损形式发生改变。

如图7a所示，在n=1000r/min的低转速下，金属玻璃保持了较高的强度和弹性。主切削刃发生了显著磨粒磨损和崩刃；横刃在摩擦升温和高轴向力的耦合作用下，钻尖发生严重塑性变形而变得扁平。当主轴转速提升至2000r/min时，金属玻璃变为过冷液态。尽管更严重的刀—工界面摩擦导致主切削刃后刀面磨损加剧，但由于材料强度和弹性降低，未观察到刃口崩缺现象；横刃在该条件下也发生明显的塑性变形。随着主轴转速增加至5000r/min，工件材料的力学性能随切削温度升高而进一步下降，导致轴向力和扭矩（对应于钻削能）减小，从而降低了主切削刃后刀面磨损。横刃处的轴向应力低于高速钢屈服强度，热—力耦合效应转变为单一热效应，因此钻尖在高速下保持较完整形状。

对比干切削，在各主轴转速下，冰冻切削提供的冷却效果可以显著改善刀具磨损。由图6可知，仅在n=3000r/min时后刀面磨损超过200μm，其他转速下的后刀面平均磨损量基本相当。从图7b的磨损钻头的光学形貌来看，在n=1000~4000r/min的冰冻切削条件下，钻头除了磨粒磨损和崩刃外，后刀面还发生了由工件材料黏附引起的黏结磨损。考虑到黏结磨损受接触压力、温度和滑动速度的多重影响，冰冻切削导致黏结磨损加剧应归因于孔材料热软化效应减弱导致的轴向力（即工件和主切削刃之间的接触压力）增大。在n＝5000r/min时，由于孔材料处于过冷液态，因此，钻头磨损形式与相同转速下的干切削相同。

对比其他两种冷却润滑方式，切削油条件的后刀面磨损量在各主轴转速下均能保持在150μm左右，且与冰冻切削接近（除n=3000r/min），如图6所示。此外，提升主轴转速有利于减少后刀面磨损，表明切削油环境下适当提升主轴转速（对应于较高的切削温度），有利于孔材料软化，从而延长刀具寿命。图7c给出了切削油条件下的钻头磨损形貌，可知，由于切削油降低了孔材料的热软化效应，各转速下钻头的磨损失效形式以磨粒磨损和崩刃为主。

(a)干切削

(b)冰冻切削

(c)切削油

图7  不同冷却润滑条件的钻头磨损形貌

综上分析，冰冻切削只在n≤2000r/min的低转速下才能保证完整孔成形，同时获得与切削油条件相当的刀具寿命；切削油则更适合高转速（n≥2000r/min）加工。这也表明相对于提升金属玻璃高速钻削刀具寿命，改善刀—工界面润滑比降低钻削温度更为重要。

图8为采用n=1000r/min干式钻削金属玻璃后的钻头前刀面磨损SEM图像。可以看到，切削刃变钝，呈卷曲状，并伴随着剪切带形成，如图8b所示。这归因于工件和刀具的低热导率导致切削热在主切削刃聚集，软化刀具材料，金属玻璃加工过程中的高切削压力超过软化后刀具材料的屈服强度，导致主切削刃发生塑性变形。并且，高温软化的刀具材料更容易被切屑颗粒划伤，导致前刀面产生磨粒划痕。除塑性变形和磨粒磨损外，在前刀面还可观察到刀具材料断裂以及由此产生的碳化钨颗粒、韧窝与凹坑（见图8c）。断裂区伴随着刀具塑性变形和裂纹形成，表明钻削过程中刀具材料塑性变形导致的裂纹是断裂的主要原因。

图8  n=1000r/min干式钻削加工后钻头前刀面形貌

在干切削条件下增大主轴钻速将导致主切削刃塑性变形加剧，如图9所示。在该条件下孔材料处于过冷态，这导致其强度和变形所需的能量显著降低，所以切削刃上没有观察到断裂现象。然而，孔材料黏度降低，更容易被黏附，从而在后刀面形成一层黏结层。钻削过程中，黏结层在一定程度上会代替后刀面与工件摩擦，这也是高速干切削条件下钻头后刀面磨损降低的主要因素之一。

图9  n=3000r/min干式钻削过冷液态金属玻璃后钻头前刀面形貌

图10为冰冻条件下采用n=1000r/min钻削金属玻璃后的钻头前刀面磨损SEM图像。可以看到，与n=1000r/min干切削类似，冰冻切削条件下产生的高钻削能同样导致钻头发生塑性变形、磨粒磨损以及崩刃。此外，相比于n=1000r/min干切削，冰冻切削条件下的钻头后刀面形成了更厚的黏结层，从而降低了后刀面磨损。

图10  n=1000r/min冰冻钻削加工后钻头前刀面形貌

图11为切削油条件下采用n=1000r/min钻削金属玻璃后的钻头前刀面磨损SEM图像。钻削过程中，切削油为刀—工界面提供了足够润滑，切削温度低于干切削条件，刀具材料软化程度相应减弱。然而，切削温度降低导致钻削轴向力和扭矩增大（对应于钻削能增加），仍然促使切削刃发生塑性变形。同时，相比干切削，由于孔材料热软化程度下降，刀具塑性变形表面产生了更明显的磨粒划痕。切削油条件下，尽管钻削能增大，但由于摩擦和切削热得到有效改善，主切削刃未观察到断裂现象。与其他冷却方式相比，切削油还改善了后刀面上黏结磨损，导致黏结层厚度减小。

图11  切削油条件下采用n=1000r/min钻削加工后钻头前刀面形貌

5  不同冷却润滑条件下的孔口毛刺成形

5.1  入口孔毛刺

图12为n=1000r/min干式钻削条件下入口孔毛刺形貌随孔数量的演化情况。当使用新钻头对金属玻璃钻孔时，产生了外翻形冠状微小毛刺，如图12a所示。这类毛刺形成归因于：孔材料受到横刃和主切削刃挤压发生侧流，这些侧流材料聚集在孔边缘，并在钻头的惯性作用下向外翻滚，最终形成外翻形毛刺。放大毛刺周围区域可观察到沿孔径向产生许多剪切带，其形成归因于金属玻璃缺乏宏观塑性，只能通过形成大量剪切带来承受刀具挤压产生的塑性应变。由图12b和图12c可知，随着钻孔数增加，毛刺显著恶化。毛刺上形成大量沿孔径方向向外扩展的剪切带，并且毛刺材料沿刀具旋转方向流动形成不规则的扭曲形貌。这种独特的毛刺形貌归因于刀具磨损累积产生的高温导致孔材料黏度显著下降，这些材料被轴向力挤出后沿孔径向流动，在孔边缘积累并迅速凝固。该类毛刺宽度和高度显著大于冠状毛刺，影响零件装配精度，实际加工中应极力避免这种毛刺形成。

(a)1号孔

(b)5号孔

(c)9号孔

图12  n=1000r/min干式钻削金属玻璃的入口孔毛刺形貌

图13为不同冷却润滑条件下的9号孔入口孔毛刺形貌随主轴转速的变化规律。

(a)干切削

(b)冰冻切削

(c)切削油

图13  不同冷却润滑条件下的9号孔的入口毛刺形貌

由图可知，在孔材料处于过冷液态条件下（干切削，n=3000~5000r/min），由于材料极度软化，入口孔毛刺材料堆积显著加剧，形成更严重的无规则扭曲形毛刺，如图13a所示。冰冻切削条件仅在n=1000~2000r/min下能形成冠状毛刺，高速下由于缺乏润滑，刀具磨损积累导致钻削温度升高，冠状毛刺转变为扭曲形毛刺，如图13b所示。对比其他两种冷却润滑条件，在任意给定的主轴转速下，切削油均能抑制扭曲形切屑形成，并且在n=5000r/min的高速钻削下可获得更高质量的入口孔。

工件塑性变形和出口孔的最终断裂位置导致不同的出口孔毛刺形态，图14为不同冷却润滑条件下钻削金属玻璃的典型出口孔形貌，出口孔毛刺形貌无显著差异，均形成冠状毛刺。

(a)干切削

(b)冰冻切削

(c)切削油

图14  n=1000r/min不同冷却条件下的出口孔毛刺形貌

该类毛刺的形成通常归因于材料良好的塑性，钻孔过程中，随着钻头逐渐钻出，孔内剩余材料塑性变形增大，并被轴向力推出孔外，随着钻头进一步挤压，裂纹优先形成于钻头尖端，并沿钻头的径向扩展，最终导致冠状毛刺形成。尽管金属玻璃具有宏观脆性，但在出口孔边缘观察到形成许多剪切带（与入口孔相似），这些剪切带提供了良好的微观塑性，从而导致冠状毛刺形成。此外，可以观察到出口孔周围材料发生翘曲并产生大量韧窝状图样，其归因于金属玻璃缺乏塑性，冠状毛刺沿孔径向发生撕裂，这也是金属玻璃孔质量恶化的另一个重要因素。

6  结语

本文研究了金属玻璃在干切削、冰冻切削和切削油三种冷却润滑状态下的动态轴向力（对应于钻削过程）、钻削能、刀具磨损及孔口毛刺特征等，主要结论如下。

（1）刀具磨损累积和热软化导致金属玻璃钻削过程呈现四种典型特征，特别是在干切削（n=2000~5000r/min）和高速冰冻切削（n=5000r/min）条件下，钻削高温使得金属玻璃处于过冷液态，表现出超塑性，孔无法钻穿；对任意给定主轴转速，冰冻条件下钻孔所需能量最大，而干切削条件钻削能最小；在所有冷却润滑条件下，钻削能均随主轴转速增大而减小。

（2）三种冷却润滑方式中，切削油条件下刀具寿命最高，冰冻切削仅在低转速（n≤2000r/min）下可获得与切削油相当的刀具寿命；钻头主切削刃后刀面在冰冻条件下的磨损形式主要为磨粒磨损、黏结磨损和崩刃，在干切削和切削油条件下主要为磨粒磨损和崩刃；在各冷却润滑条件下，前刀面的塑性变形是刀具磨损失效的主要形式。

（3）金属玻璃入口孔主要形成冠状和无规则扭曲形毛刺；钻孔温度升高导致低黏度孔材料在孔边缘堆积是形成无规则扭曲形毛刺的主要因素；出口孔主要形成冠状毛刺，并伴随孔周围材料的翘曲和撕裂；对任意给定的主轴转速，切削油条件下的孔口质量最好；冰冻切削仅在低转速下可获得与切削油相当的孔口质量，因此冰冻切削仅适用于低速钻削金属玻璃。