组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 王宇斌王勇陈旋吴晓春 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 WANG Yu-bin.WANG Yong.CHEN Xuan,WU Xiao-chun 引用本文： 王宇斌，王勇，陈旋，吴晓春.组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响.工程科学学报，2020,4210)：1343-1351.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2019.11.06.001 WANG Yu-bin,WANG Yong,CHEN Xuan,WU Xiao-chun.Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(10):1343-1351.doi:10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001 在线阅读View online::https://doi..org10.13374/.issn2095-9389.2019.11.06.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Sc对7056铝合金组织和性能的影响 Effect of Sc on the microstructure and properties of 7056 aluminum alloy 工程科学学报.2019.41(10：1298htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.10.22.003 AI☑nMgCuZr(Sc)合金搅拌摩擦焊接头组织和性能 Microstructure and properties of friction stir welded joints for AIZnMgCuZr(Sc)alloys 工程科学学报.2020.42(5：612htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.05.29.001 GCl5轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 Kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel 工程科学学报.2018,40(9y:1108 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.09.012 石墨烯含量对石墨烯/l-15Si-4Cu-Mg复合材料微观组织和力学性能的影响 Effect of graphene content on the microstructure and mechanical properties of graphene-reinforced Al-15Si-4Cu-Mg matrix composites 工程科学学报.2019,41(9：1162 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.09.007 焊接速度对机器人搅拌摩擦焊AA7BO4铝合金接头组织和力学性能的影响 Effect of the welding speed on the microstructure and the mechanical properties of robotic friction stir welded AA7B04 aluminum alloy 工程科学学报.2018,40(12：1525 https:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.12.011 钇基稀土对E36钢板显微组织及冲击性能的影响 Effect of Y-base rare earth on the microstructure and impact toughness of E36 steel plate 工程科学学报.2017,39(2：244htps:ldoi.org/10.13374j.issn2095-9389.2017.02.012

组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 王宇斌 王勇 陈旋 吴晓春 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 WANG Yu-bin, WANG Yong, CHEN Xuan, WU Xiao-chun 引用本文: 王宇斌, 王勇, 陈旋, 吴晓春. 组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响[J]. 工程科学学报, 2020, 42(10): 1343-1351. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001 WANG Yu-bin, WANG Yong, CHEN Xuan, WU Xiao-chun. Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(10): 1343-1351. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Sc对7056铝合金组织和性能的影响 Effect of Sc on the microstructure and properties of 7056 aluminum alloy 工程科学学报. 2019, 41(10): 1298 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.10.22.003 AlZnMgCuZr(Sc)合金搅拌摩擦焊接头组织和性能 Microstructure and properties of friction stir welded joints for AlZnMgCuZr(Sc) alloys 工程科学学报. 2020, 42(5): 612 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.05.29.001 GCr15轴承钢表面渗硼层生长动力学与机械性能 Kinetics and mechanical properties of borided GCr15 bearing steel 工程科学学报. 2018, 40(9): 1108 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.09.012 石墨烯含量对石墨烯/Al-15Si-4Cu-Mg复合材料微观组织和力学性能的影响 Effect of graphene content on the microstructure and mechanical properties of graphene-reinforced Al-15Si-4Cu-Mg matrix composites 工程科学学报. 2019, 41(9): 1162 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.09.007 焊接速度对机器人搅拌摩擦焊AA7B04铝合金接头组织和力学性能的影响 Effect of the welding speed on the microstructure and the mechanical properties of robotic friction stir welded AA7B04 aluminum alloy 工程科学学报. 2018, 40(12): 1525 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.12.011 钇基稀土对E36钢板显微组织及冲击性能的影响 Effect of Y-base rare earth on the microstructure and impact toughness of E36 steel plate 工程科学学报. 2017, 39(2): 244 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.012

工程科学学报.第42卷，第10期：1343-1351.2020年10月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.10:1343-1351,October 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001;http://cje.ustb.edu.cn 组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 王宇斌，2)，王勇1,2)，陈旋2，吴晓春12)区 1)上海大学材料科学与工程学院，上海2004442)省部共建高品质特殊钢治金与制备国家重点实验室，上海200444 ☒通信作者，E-mail:wuxiaochun@tshu.edu.cn 摘要通过热处理制备出具有回火马氏体组织、下贝氏体组织以及粒状贝氏体组织的718钢，利用光学显微镜、扫描电子 显微镜、X射线衍射仪、万能拉伸实验机比较其显微组织及力学性能.同时借助高速铣削实验及光学轮廓仪，研究力学性能 以及组织结构对切削性能的影响.结果表明，当切削速度低于145mmi时，贝氏体组织类型比回火马氏体组织更易切削， 切削贝氏体组织比切削回火马氏体组织的刀具使用寿命高30%~40%.当切削速度高于165mmi时，马氏体组织发生了 加工软化现象，刀具使用寿命提高，切削性能上升.粒状贝氏体组织加工表面因为严重的刀具黏附而出现背脊纹路，马氏体 组织具有最佳的切削表面粗糙度.综合考虑之下，三种组织的综合切削性能从高到低排序为：下贝氏体组织、马氏体组织、粒 状贝氏体组织，采用300℃等温淬火工艺可以有效提升718塑料模具钢的综合切削性能 关键词显微组织：力学性能：加工硬化：刀具寿命：表面粗糙度 分类号TG547,TG161 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 WANG Yu-bin2.WANG Yong2),CHEN Xuan2),WU Xiao-chun 1)School of Materials Science and Engineering,Shanghai University,Shanghai 200444,China 2)State Key Laboratory of Advanced Special Steel,Shanghai University,Shanghai 200444,China Corresponding author,E-mail:wuxiaochun@t.shu.edu.cn ABSTRACT Owing to strict dimension accuracy demands,pre-hardening treatment has been widely used in the mold for production of large plastic parts.However,the large volume of mold leads to the existence of tempered martensite and bainite structure on the cross section by pre-hardened heat treatment,and the uneven structure makes great influences on the cutting performance of the pre-hardening plastic mold steel.For service materials,machinability is affected by strength,work temperature,cutting conditions,plastic deformation, phase.Pioneering researchers tended to focus on the influences of temperature,cutting conditions and little is known about the effect of different microstructures in same materials.In this work,718 steels with tempered martensite,lower bainite and grain bainite structures were prepared by heat treatment.The microstructures and mechanical properties were characterized by optical microscopy,scanning electron microscopy,X-ray diffractometer and universal tensile testing machine.Meanwhile,the effects of mechanical properties and structure on processing properties were studied by high-speed milling experiments and optical profilometer.The results show that when the cutting speed was lower than 145 m-min,the bainite was easier to cut than tempered martensite,and the life of tool cutting for bainite was 30%0%higher than life of tool cutting for tempered martensite.When the cutting speed was higher than 165 mmin, tempered martensite microstructure worked softening and the life of tool cutting for it increased,moreover,its workability advanced.The ridges were observed on the milling surface of grain bainite because of severe tool adhesion and tempered martensite structure has the best milling surface roughness.Under consideration,the comprehensive machinability of the three kinds of microstructure are ranked from high to low:lower bainite structure,martensite structure and granular bainite structure.The adoption of 300 C austempering 收稿日期：2019-11-06 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2016YFB0300400,2016YFB0300404)

组织形态对 718 塑料模具钢切削性能的影响 王宇斌1,2)，王    勇1,2)，陈    旋1,2)，吴晓春1,2) 苣 1) 上海大学材料科学与工程学院，上海 200444    2) 省部共建高品质特殊钢冶金与制备国家重点实验室，上海 200444 苣通信作者，E-mail: wuxiaochun@t.shu.edu.cn 摘    要    通过热处理制备出具有回火马氏体组织、下贝氏体组织以及粒状贝氏体组织的 718 钢，利用光学显微镜、扫描电子 显微镜、X 射线衍射仪、万能拉伸实验机比较其显微组织及力学性能. 同时借助高速铣削实验及光学轮廓仪，研究力学性能 以及组织结构对切削性能的影响. 结果表明，当切削速度低于 145 m·min−1 时，贝氏体组织类型比回火马氏体组织更易切削， 切削贝氏体组织比切削回火马氏体组织的刀具使用寿命高 30%～40%. 当切削速度高于 165 m·min−1 时，马氏体组织发生了 加工软化现象，刀具使用寿命提高，切削性能上升. 粒状贝氏体组织加工表面因为严重的刀具黏附而出现背脊纹路，马氏体 组织具有最佳的切削表面粗糙度. 综合考虑之下，三种组织的综合切削性能从高到低排序为：下贝氏体组织、马氏体组织、粒 状贝氏体组织，采用 300 ℃ 等温淬火工艺可以有效提升 718 塑料模具钢的综合切削性能. 关键词    显微组织；力学性能；加工硬化；刀具寿命；表面粗糙度 分类号    TG547; TG161 Machinability analysis of microstructures in pre-hardening plastic mold steel 718 WANG Yu-bin1,2) ，WANG Yong1,2) ，CHEN Xuan1,2) ，WU Xiao-chun1,2) 苣 1) School of Materials Science and Engineering, Shanghai University, Shanghai 200444, China 2) State Key Laboratory of Advanced Special Steel, Shanghai University, Shanghai 200444, China 苣 Corresponding author, E-mail: wuxiaochun@t.shu.edu.cn ABSTRACT    Owing to strict dimension accuracy demands, pre-hardening treatment has been widely used in the mold for production of large plastic parts. However, the large volume of mold leads to the existence of tempered martensite and bainite structure on the cross section by pre-hardened heat treatment, and the uneven structure makes great influences on the cutting performance of the pre-hardening plastic mold steel. For service materials, machinability is affected by strength, work temperature, cutting conditions, plastic deformation, phase. Pioneering researchers tended to focus on the influences of temperature, cutting conditions and little is known about the effect of different microstructures in same materials. In this work, 718 steels with tempered martensite, lower bainite and grain bainite structures were  prepared  by  heat  treatment.  The  microstructures  and  mechanical  properties  were  characterized  by  optical  microscopy,  scanning electron microscopy, X-ray diffractometer and universal tensile testing machine. Meanwhile, the effects of mechanical properties and structure on processing properties were studied by high-speed milling experiments and optical profilometer. The results show that when the cutting speed was lower than 145 m·min−1, the bainite was easier to cut than tempered martensite, and the life of tool cutting for bainite was 30%‒40% higher than life of tool cutting for tempered martensite. When the cutting speed was higher than 165 m·min−1 , tempered martensite microstructure worked softening and the life of tool cutting for it increased, moreover, its workability advanced. The ridges were observed on the milling surface of grain bainite because of severe tool adhesion and tempered martensite structure has the best milling surface roughness. Under consideration, the comprehensive machinability of the three kinds of microstructure are ranked from high  to  low:  lower  bainite  structure,  martensite  structure  and  granular  bainite  structure.  The  adoption  of  300  ℃ austempering 收稿日期: 2019−11−06 基金项目: 国家重点研发计划资助项目 (2016YFB0300400，2016YFB0300404) 工程科学学报，第 42 卷，第 10 期：1343−1351，2020 年 10 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 10: 1343−1351, October 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.06.001; http://cje.ustb.edu.cn

·1344 工程科学学报，第42卷，第10期 process can effectively improve the synthesis cutting performance of 718 plastic die steel. KEY WORDS microstructure;mechanical properties;work hardening;tool life;surface roughness 由于对塑料产品尺寸精度的严格要求，预硬 表1718钢的化学成分（质量分数） 化处理已被广泛用于大型塑料制件的模具的生产 Table 1 Chemical composition of 718 steels 中，典型的热处理方式为奥氏体化温度淬火+回 Si Mn P S Cr Ni Mo V Fe 火，但是较大的体积导致其截面上同时存在回火 0.400.281.280.0150.0031.820.990.330.09Bal. 马氏体和贝氏体组织，组织不均匀对预硬化塑料 模具钢的切削性能产生了较大的影响.据统计， ----LB 模具钢加工生产费用占据总费用的60%~70%四， GB -M 因此，探索组织结构对切削性能的影响十分迫切. 390℃×5h 目前，针对组织特征如何影响切削性能已经 有了一定的研究成果习，章顺虎通过空冷得到 ,‘880℃x0.5h、 300℃×5h 组织为粒状贝氏体的1CrMn2 MoVTiB钢，发现比 560℃×2h,560℃×2h 调质态的P20钢具有更佳的刀具使用寿命 Hoseiny等研究Nimax钢时发现贝氏体组织比回 火马氏体组织具有更佳的切削性能.Hoseiny等 4 Time/h 研究Impax HH钢的贝氏体等温淬火工艺，发现贝 图1三种组织的热处理工艺曲线.LB一下贝氏体：GB一粒状贝氏 氏体组织比调质态组织具有更好的切削性能 体：M一回火马氏体 Huang等、Xavior等9认为决定材料加工性能的 Fig.1 Process curve of three microstructures:LB-Low bainite; 主要因素是加工硬化率以及屈服强度.但是，关于 GB-granular bainite;M-tempered mastensite 组织结构对于切削性能的影响仍然没有形成系统 1.2组织表征和机械性能测试 性的研究 将热处理后的试样磨抛，使用4%硝酸酒精溶 结合上述研究成果，选用大截面通用型塑料 液进行腐蚀，采用光学显微镜(OM)和ZIESS SUPRA 模具钢718钢作为研究对象，本文使用不同的热 40高分辨场发射扫描电子显微镜(SEM)对组织进 处理工艺制备出具有回火马氏体组织、下贝氏体 行表征.使用理学电机株式会社18 KWD/MAX2500V+ 组织以及粒状贝氏体组织的718钢，通过研究三 PC型XRD衍射仪分析其残余奥氏体含量 种组织形态在不同转速下切削力、粗糙度、加工 根据GB/T228.1一2010以及GB/T229一-2007 硬化率、刀具寿命及磨损失效形式，为提高718切 制作标准试样，使用万能拉伸实验机进行纵向拉 削性能提供热处理工艺以及切削参数的参考. 伸性能测试.使用上海恒一MH-3L型显微硬度计 1实验材料及方法 进行硬度测试，载荷2N,保压10s,测试每块试样 的基体硬度以及机加工后表面显微硬度，每个试 11材料及热处理工艺 样进行10次测试，结果取平均值 本次实验材料为718塑料模具钢，其化学成分 1.3切削性能测试 如下表1所示，为了研究显微组织对机加工性能 本次铣削实验采用的是立式机床(HARDINCE 的影响，对尺寸为150mm×100mm×60mm的工件 VMC-1000I),最大功率5.5kW,主轴转速8000rmin 进行了以下三种热处理，如图1所示，马氏体组织 刀具为整体硬质合金4刃平头立铣刀，国产GU26UF, 的热处理方式为880℃保温30min,出炉后油淬， 直径8mm.TiAN涂层，加工参数如表2所示，参 在560℃回火2h×2次；下贝氏体组织的热处理方 数选择根据机器额定功率而定.使用YDCB-IO5 式为880℃保温30min,然后在310℃下等温处 三向压电测力系统测试铣削过程中的x、y、:方向 理，盐浴淬火保温时间为5h,随后油冷至室温，在 的铣削力，量程0~1000N,分辨率1N,重复性 560℃回火2h;粒状贝氏体组织的热处理方式为 <±1%，采样频率100Hz. 880℃保温30min,在390℃等温盐浴，保温5h, 根据钝磨标准将后刀面的平均磨损量VB= 油冷至室温.在560℃下回火2h. 0.3mm做为评价刀具寿命的标准，使用超镜深显

process can effectively improve the synthesis cutting performance of 718 plastic die steel. KEY WORDS    microstructure；mechanical properties；work hardening；tool life；surface roughness 由于对塑料产品尺寸精度的严格要求，预硬 化处理已被广泛用于大型塑料制件的模具的生产 中，典型的热处理方式为奥氏体化温度淬火+回 火，但是较大的体积导致其截面上同时存在回火 马氏体和贝氏体组织，组织不均匀对预硬化塑料 模具钢的切削性能产生了较大的影响[1] . 据统计， 模具钢加工生产费用占据总费用的 60%～70% [2] ， 因此，探索组织结构对切削性能的影响十分迫切. 目前，针对组织特征如何影响切削性能已经 有了一定的研究成果[3–5] ，章顺虎[6] 通过空冷得到 组织为粒状贝氏体的 1CrMn2MoVTiB 钢，发现比 调 质 态 的 P20 钢 具 有 更 佳 的 刀 具 使 用 寿 命 . Hoseiny 等[7] 研究 Nimax 钢时发现贝氏体组织比回 火马氏体组织具有更佳的切削性能. Hoseiny 等[2] 研究 Impax HH 钢的贝氏体等温淬火工艺，发现贝 氏体组织比调质态组织具有更好的切削性能. Huang 等[8]、Xavior 等[9] 认为决定材料加工性能的 主要因素是加工硬化率以及屈服强度. 但是，关于 组织结构对于切削性能的影响仍然没有形成系统 性的研究. 结合上述研究成果，选用大截面通用型塑料 模具钢 718 钢作为研究对象，本文使用不同的热 处理工艺制备出具有回火马氏体组织、下贝氏体 组织以及粒状贝氏体组织的 718 钢，通过研究三 种组织形态在不同转速下切削力、粗糙度、加工 硬化率、刀具寿命及磨损失效形式，为提高 718 切 削性能提供热处理工艺以及切削参数的参考. 1    实验材料及方法 1.1    材料及热处理工艺 本次实验材料为 718 塑料模具钢，其化学成分 如下表 1 所示，为了研究显微组织对机加工性能 的影响，对尺寸为 150 mm×100 mm×60 mm 的工件 进行了以下三种热处理，如图 1 所示，马氏体组织 的热处理方式为 880 ℃ 保温 30 min，出炉后油淬， 在 560 ℃ 回火 2 h×2 次；下贝氏体组织的热处理方 式为 880 ℃ 保温 30 min，然后在 310 ℃ 下等温处 理，盐浴淬火保温时间为 5 h，随后油冷至室温，在 560 ℃ 回火 2 h；粒状贝氏体组织的热处理方式为 880 ℃ 保温 30 min，在 390 ℃ 等温盐浴，保温 5 h， 油冷至室温，在 560 ℃ 下回火 2 h. 1.2    组织表征和机械性能测试 将热处理后的试样磨抛，使用 4% 硝酸酒精溶 液进行腐蚀，采用光学显微镜（OM）和 ZIESS SUPRA 40 高分辨场发射扫描电子显微镜（SEM）对组织进 行表征. 使用理学电机株式会社18KW D/MAX2500V+ PC 型 XRD 衍射仪分析其残余奥氏体含量. 根据 GB/T 228.1—2010 以及 GB/T 229—2007 制作标准试样，使用万能拉伸实验机进行纵向拉 伸性能测试. 使用上海恒一 MH-3L 型显微硬度计 进行硬度测试，载荷 2 N，保压 10 s，测试每块试样 的基体硬度以及机加工后表面显微硬度，每个试 样进行 10 次测试，结果取平均值. 1.3    切削性能测试 本次铣削实验采用的是立式机床（HARDINCE VMC-1000II），最大功率5.5 kW，主轴转速8000 r·min−1 . 刀具为整体硬质合金 4 刃平头立铣刀，国产 GU26UF， 直径 8 mm，TiAlN 涂层，加工参数如表 2 所示，参 数选择根据机器额定功率而定. 使用 YDCB-III05 三向压电测力系统测试铣削过程中的 x、y、z 方向 的铣削力，量程 0～1000 N，分辨率 1 N，重复性 <±1%，采样频率 100 Hz. 根据钝磨标准将后刀面的平均磨损量 VB= 0.3 mm 做为评价刀具寿命的标准，使用超镜深显 表 1    718 钢的化学成分（质量分数） Table 1    Chemical composition of 718 steels % C Si Mn P S Cr Ni Mo V Fe 0.40 0.28 1.28 0.015 0.003 1.82 0.99 0.33 0.09 Bal. 0 2 4 Time/h 390 ℃×5 h LB GB M 300 ℃×5 h 560 ℃×2 h 560 ℃×2 h 880 ℃×0.5 h Temperature/ ℃ 6 8 图 1    三种组织的热处理工艺曲线. LB—下贝氏体；GB—粒状贝氏 体；M—回火马氏体 Fig.1     Process  curve  of  three  microstructures:  LB —Low  bainite; GB—granular bainite; M—tempered mastensite · 1344 · 工程科学学报，第 42 卷，第 10 期

王宇斌等：组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 1345· 表2机加工参数 图，可以观察到存在贝氏体及少量马氏体组织，贝 Table 2 Cutting conditions 氏体板条上分布着条形碳化物，如箭头所指，与板 Cutting speed,V/(m-min) 125,145,165 条角度呈55°~60°，这是下贝氏体的典型特征，碳 Feed per tooth,/(mmZ) 0.075 化物长度通常从几十纳米至1m不等，为渗碳体 Cutting width,a./mm 1.0 型碳化物©图2(c)为粒状贝氏体组织的显微组 Cutting depth,ap/mm 1.0 织图，基体上分布的马氏体/奥氏体(M/A)岛尺寸较 Cooling method Air cooling 小，如图2(c)中箭头所指，可以发现MWA岛呈分 Note:z represents a tooth on the milling cutter 解状态，这是由于等温热处理加上回火的长时间 保温导致，在其他低合金钢中也存在M/A岛的受 微镜对后刀面背吃刀量的12处进行观察，测量磨 热分解现象，且铁素体边界上形成的碳化物会形 损尺寸，使用扫描电子显微镜SEM观察后刀面磨 成裂纹萌生源，对韧性造成一定的影响-四.图2(d) 损类型，使用能谱仪EDS对后刀面进行扫描，观察 中的MWA岛上分布着少量细小碳化物 元素分布，研究不同刀具的磨损情况， 经过调质处理得到的试样组织为回火马氏 使用BRUKER contour GT-K光学轮廓仪测量 体，如图2(e)所示，可以看见明显的马氏体板条结 试样表面粗糙度并进行3D形貌的创建 构，且板条之间呈60°位向关系.图2()中可以发 2实验分析 现在马氏体板条间分布着小尺寸碳化物，且数量 明显多于板条内碳化物.小尺寸碳化物析出于板 2.1显微组织及性能 条之间，对位错团簇具有钉扎作用，产生较好的析 图2(a)和2(b)为下贝氏体组织的显微组织 出强化作用，因此马氏体组织具有最佳的屈服强 10 um μm 54m I um 图2三种试样的组织图.(a)下贝氏体试样：(b)下贝氏体板条：(c)粒状贝氏体试样：()MWA岛：(e)马氏体组织：(f)马氏体板条及板条间碳化物 Fig.2 Three different microstructures:(a)low bainite;(b)low bainite lath;(c)granular bainite;(d)M/A island;(e)martensite;(f)martensite lath and interlath carbides

微镜对后刀面背吃刀量的 1/2 处进行观察，测量磨 损尺寸，使用扫描电子显微镜 SEM 观察后刀面磨 损类型，使用能谱仪 EDS 对后刀面进行扫描，观察 元素分布，研究不同刀具的磨损情况. 使用 BRUKER contour GT-K 光学轮廓仪测量 试样表面粗糙度并进行 3D 形貌的创建. 2    实验分析 2.1    显微组织及性能 图 2（ a）和 2（b）为下贝氏体组织的显微组织 图，可以观察到存在贝氏体及少量马氏体组织，贝 氏体板条上分布着条形碳化物，如箭头所指，与板 条角度呈 55°～60°，这是下贝氏体的典型特征，碳 化物长度通常从几十纳米至 1 μm 不等，为渗碳体 型碳化物[10] . 图 2（c）为粒状贝氏体组织的显微组 织图，基体上分布的马氏体/奥氏体（M/A）岛尺寸较 小，如图 2（c）中箭头所指，可以发现 M/A 岛呈分 解状态，这是由于等温热处理加上回火的长时间 保温导致，在其他低合金钢中也存在 M/A 岛的受 热分解现象，且铁素体边界上形成的碳化物会形 成裂纹萌生源，对韧性造成一定的影响[11–12] . 图 2（d） 中的 M/A 岛上分布着少量细小碳化物. 经过调质处理得到的试样组织为回火马氏 体，如图 2（e）所示，可以看见明显的马氏体板条结 构，且板条之间呈 60°位向关系. 图 2（f）中可以发 现在马氏体板条间分布着小尺寸碳化物，且数量 明显多于板条内碳化物. 小尺寸碳化物析出于板 条之间，对位错团簇具有钉扎作用，产生较好的析 出强化作用，因此马氏体组织具有最佳的屈服强 表 2    机加工参数 Table 2    Cutting conditions Cutting speed, Vc / (m·min–1) 125,145,165 Feed per tooth, fz / (mm·z–1) 0.075 Cutting width, ae / mm 1.0 Cutting depth, ap / mm 1.0 Cooling method Air cooling Note: z represents a tooth on the milling cutter. B B B M (a) 10 μm (b) 2 μm (c) 2 μm (d) 1 μm (e) Mlath 5 μm (d) 1 μm 图 2    三种试样的组织图. （a）下贝氏体试样；（b）下贝氏体板条；（c）粒状贝氏体试样；（d） M/A 岛；（e）马氏体组织；（f）马氏体板条及板条间碳化物 Fig.2    Three different microstructures: (a) low bainite; (b) low bainite lath; (c) granular bainite; (d) M/A island; (e) martensite; (f) martensite lath and interlath carbides 王宇斌等： 组织形态对 718 塑料模具钢切削性能的影响 · 1345 ·

·1346 工程科学学报，第42卷，第10期 度及抗拉强度o相较于图2(b)和2(c),调质处 同时，增大转速可以使刀刃中的切屑及时排除，一 理后的组织明显更加细密，较小的晶粒有利于在 定程度上减少了积屑瘤的产生，提高了刀具和材 变形过程中减少应力集中，使得变形较为均匀，因 料间的配合，使得加工温度降低，有效减小加工硬 此有较好的延伸率 化程度，同时提高表面质量.随着转速的继续上 如表3所示，粒状贝氏体组织强度虽然较差， 升，切削温度上升，加快了位错的增殖和迁移，导 但是具有最佳的延伸率及断面收缩率，由图2(c) 致下贝氏体和粒状贝氏体试样加工硬化率有所上 和2(d)可以发现粒状贝氏体基体中大尺寸MWA 升，而马氏体试样加工硬化率持续下降，因为当合 岛形状不规则且间隔较远，块状铁素体基体导致 金钢的形变位错密度到达极致导致位错无法增殖 机械性能不稳定，但是其上的小尺寸M/A岛分布 时，形变能量会通过转化成热量释放，较高的温度 均匀，且形状近似球形，局部均匀的组织对于抑制 引起了加工软化现象，因此马氏体组织自身较 连续裂纹的形成具有较大的帮助，细小分散的 高的位错密度使得其相较于下贝氏体和粒状贝氏 M/A岛可以有效抑制应变局部化)，从而提高均 体更容易到达位错密度的临界值. 匀延伸率 当三种试样处于相同转速下时，下贝氏体及 相比之下，贝氏体组织强度和塑形都低于马 粒状贝氏体试样的加工硬化率较高，这与其较高 氏体，但是足以满足塑料模具钢的性能需求，且由 的残奥含量及较低的屈服强度有关，因为残余奥 于718钢可以在较宽的冷速范围内形成硬度均匀 氏体的应变诱发马氏体相变是导致加工硬化的主 的贝氏体组织4)，因此贝氏体组织是大尺寸预 要原因之一©下贝氏体试样的残余奥氏体含量 硬态钢最佳的使用态组织.三种试样的残余奥氏 低于粒状贝氏体试样，但是加工硬化率较高，这可能 体含量如表3所示，贝氏体组织具有较高的残余 是因为组织基体中析出物的形态与数量不同所致， 奥氏体含量，马氏体组织由于淬火时冷速较快，其 如图2(b)所示，下贝氏体板条上分布着大量碳化物， 残奥含量也较低 有相关研究表明预硬态718钢在560℃回火时的 2.2加工硬化现象 组织中碳化物种类主要为(Fe,Cr)3C和(Fe,Cr)23C6 通常使用两个参数来表征加工硬化现象，加 型，相较于图2(c)粒状贝氏体中的(Fe,Cr)C型碳 工硬化率k和加工硬化指数n,公式如下，S为加工 化物（粗箭头处），大尺寸碳化物被认为具有更好 表面硬度，S,为初始硬度.加工硬化指数表示材料 的阻得位错开动与滑移的作用g20,因此粒状贝 变形时的均匀程度 氏体试样的加工硬化率低于下贝氏体试样 k=(S-Su)/Su (1) 2.3切削力 图3为不同组织分别在切削速度为125,145 为了比较切削过程中三种试样的切削力，获 以及165mmin的加工硬化率，可以发现随着切 取稳定切削过程中力的最大值，使用如下公式计 削速度的上升，三种试样的加工硬化率均有所下 算不同转速下的总切削力，F、F、F分别为作用 降，因为转速的增加提高了加工速率，切削速度越 于刀具上的进给方向的力，切削面上垂直于进给 大，材料塑形变形速度越大，减少了第一变形区的 方向的力以及刀具垂直于平面的轴向力 材料厚度，工件表面发生了细晶强化现象，其屈服 极限得到了提高，材料塑形变形程度随之下降，同 F=F2+F2+F2 (2) 时，随着切削速度的增加，刀具后刀面与工件第三变 图4为不同试样分别在转速为125,145以及 形区接触时间缩短，进而弱化了刀具对材料的加 165mmin的总切削力，当转速由125增加至 工硬化的影响，多种因素结合下导致加工硬化率 145mmin时，下贝氏体试样和马氏体试样的切 在一定转速范围内随着主轴转速的提高而减小6 削力呈现出相同的上升趋势，随着转速的提高，材 表3三种试样的力学性能及残余奥氏体含量 Table 3 Mechanical properties and retained austenite of three samples Samples Yield strength/MPa Tensile strength/MPa Elongation /Section shrinkage/%Hardness,HRC Residual austenite content/% Low bainite 1145 1192 12.6 52.0 36 5.8 Grain bainite 986 1010 14.3 57.6 35 71 Tempered martensite 1210 1280 13.2 54.1 子 3.3

度及抗拉强度[10] . 相较于图 2（b）和 2（c），调质处 理后的组织明显更加细密，较小的晶粒有利于在 变形过程中减少应力集中，使得变形较为均匀，因 此有较好的延伸率. 如表 3 所示，粒状贝氏体组织强度虽然较差， 但是具有最佳的延伸率及断面收缩率，由图 2（c） 和 2（d）可以发现粒状贝氏体基体中大尺寸 M/A 岛形状不规则且间隔较远，块状铁素体基体导致 机械性能不稳定，但是其上的小尺寸 M/A 岛分布 均匀，且形状近似球形，局部均匀的组织对于抑制 连续裂纹的形成具有较大的帮助 ，细小分散的 M/A 岛可以有效抑制应变局部化[13] ，从而提高均 匀延伸率. 相比之下，贝氏体组织强度和塑形都低于马 氏体，但是足以满足塑料模具钢的性能需求，且由 于 718 钢可以在较宽的冷速范围内形成硬度均匀 的贝氏体组织[14– 15] ，因此贝氏体组织是大尺寸预 硬态钢最佳的使用态组织. 三种试样的残余奥氏 体含量如表 3 所示，贝氏体组织具有较高的残余 奥氏体含量，马氏体组织由于淬火时冷速较快，其 残奥含量也较低. 2.2    加工硬化现象 通常使用两个参数来表征加工硬化现象，加 工硬化率 k 和加工硬化指数 n，公式如下，S 为加工 表面硬度，Su 为初始硬度. 加工硬化指数表示材料 变形时的均匀程度. k = (S −S u) /S u （1） 图 3 为不同组织分别在切削速度为 125，145 以及 165 m·min−1 的加工硬化率，可以发现随着切 削速度的上升，三种试样的加工硬化率均有所下 降，因为转速的增加提高了加工速率，切削速度越 大，材料塑形变形速度越大，减少了第一变形区的 材料厚度，工件表面发生了细晶强化现象，其屈服 极限得到了提高，材料塑形变形程度随之下降. 同 时，随着切削速度的增加，刀具后刀面与工件第三变 形区接触时间缩短，进而弱化了刀具对材料的加 工硬化的影响，多种因素结合下导致加工硬化率 在一定转速范围内随着主轴转速的提高而减小[16] . 同时，增大转速可以使刀刃中的切屑及时排除，一 定程度上减少了积屑瘤的产生，提高了刀具和材 料间的配合，使得加工温度降低，有效减小加工硬 化程度，同时提高表面质量[17] . 随着转速的继续上 升，切削温度上升，加快了位错的增殖和迁移，导 致下贝氏体和粒状贝氏体试样加工硬化率有所上 升，而马氏体试样加工硬化率持续下降，因为当合 金钢的形变位错密度到达极致导致位错无法增殖 时，形变能量会通过转化成热量释放，较高的温度 引起了加工软化现象[18] ，因此马氏体组织自身较 高的位错密度使得其相较于下贝氏体和粒状贝氏 体更容易到达位错密度的临界值. 当三种试样处于相同转速下时，下贝氏体及 粒状贝氏体试样的加工硬化率较高，这与其较高 的残奥含量及较低的屈服强度有关，因为残余奥 氏体的应变诱发马氏体相变是导致加工硬化的主 要原因之一[10] . 下贝氏体试样的残余奥氏体含量 低于粒状贝氏体试样，但是加工硬化率较高，这可能 是因为组织基体中析出物的形态与数量不同所致， 如图 2（b）所示，下贝氏体板条上分布着大量碳化物， 有相关研究表明预硬态 718 钢在 560 ℃ 回火时的 组织中碳化物种类主要为 (Fe,Cr)3C 和 (Fe,Cr)23C6 型，相较于图 2（c）粒状贝氏体中的 (Fe,Cr)3C 型碳 化物（粗箭头处），大尺寸碳化物被认为具有更好 的阻碍位错开动与滑移的作用[19– 20] ，因此粒状贝 氏体试样的加工硬化率低于下贝氏体试样. 2.3    切削力 为了比较切削过程中三种试样的切削力，获 取稳定切削过程中力的最大值，使用如下公式计 算不同转速下的总切削力，Fx、Fy、Fz 分别为作用 于刀具上的进给方向的力，切削面上垂直于进给 方向的力以及刀具垂直于平面的轴向力. F = √ Fx 2 + Fy 2 + Fz 2 （2） 图 4 为不同试样分别在转速为 125，145 以及 165  m·min−1 的总切削力 ，当转速 由 125 增加至 145 m·min−1 时，下贝氏体试样和马氏体试样的切 削力呈现出相同的上升趋势，随着转速的提高，材 表 3 三种试样的力学性能及残余奥氏体含量 Table 3 Mechanical properties and retained austenite of three samples Samples Yield strength/ MPa Tensile strength/ MPa Elongation /% Section shrinkage / % Hardness, HRC Residual austenite content / % Low bainite 1145 1192 12.6 52.0 36 5.8 Grain bainite 986 1010 14.3 57.6 35 7.1 Tempered martensite 1210 1280 13.2 54.1 35 3.3 · 1346 · 工程科学学报，第 42 卷，第 10 期

王宇斌等：组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 1347 --Low bainite 以及165mmin时的刀具后刀面磨损宽度曲 14 --Grain bainite 12 --Tempered martensite 线，随着切削速度的增加，刀具寿命逐渐缩短.如 下图可见，曲线有一个明显的台阶形状的变化，这 10 表明试样在机加工过程中后刀面磨损经历的三个 阶段，即初始磨损阶段、稳定磨损阶段和急剧磨损 阶段 d 360(a) 125 145 165 Cutting speed/(m-min-) 300 Low bainite Grain bainite --Tempered martensite 图3不同转速时三种试样的加工硬化率 240 Fig.3 Work hardening ratio of three specimens at different cutting speeds 号180 120 650 -Low bainite --Grain bainite 60 600 -Tempered martensite N/ao 0 10 20 30 40 50 60 550 0 Cutting time/min 360(b) Low bainite 450 300 --Grain bainite --Tempered martensite 400 125 145 165 Cutting speed/(m-min-) 180 图4不同转速时三种试样的总切削力 120 Fig.4 Cutting forces of three specimens at different cutting speeds 料加工过程中的应变及应变速率增加，切削阻力 增大，因此总切削力会在一定范围内上升.粒状贝 10 20 30 40 50 Cutting time/min 氏体试样的切削力变化不大，因为随着切削速度 提升至145mmin,加工温度上升，粒状贝氏体试 360(c) Low bainite 样发生了受热软化现象，切削力基本保持不变.当 300 -Grain bainite --Tempered martensite 切削速度上升至165mmin,受热软化作用明显， 流动应力减小，第一变形区的剪切角增大，因此切 180 削力减小，如图4可见粒状贝氏体试样的切削 力下降非常明显 120 通常认为材料的屈服强度越高，第一剪切区中 60 切屑与基体不易分离，切削过程的切削力越大.如 0 20 30 40 表4所示，马氏体试样的屈服强度高于下贝氏体 Cutting time/min 试样，但是下贝氏体试样的加工硬化程度较高，因 图5不同切削速度时三种试样的后刀面磨损宽度曲线.(a)125 此其切削力较高.在加工过程中，热软化与加工硬化 m'min;(b)145 m-min;(c)165 m'min 的作用孰强孰弱取决于加工参数的选择.如图3 Fig.5 Maximum flank wear of three specimens at different cutting speeds:(a)125 m-min;(b)145 m'min;(c)165 m-min- 所示，尽管粒状贝氏体试样的加工硬化率高于马氏 体试样，其切削力却弱于马氏体试样，因为切削力的 当切削速度为125mmin'时，下贝氏体试样 测量是在机加工的高温工况下进行的，而加工硬化 的刀具使用寿命比马氏体试样长约30%，低转速 则是在室温下的数据，这与之前的结论并不矛盾. 下加工温度低，此时加工软化效果不明显，马氏体 2.4刀具寿命与磨损机制 组织较大的屈服强度导致其切削力较大.当转速 图5为三种组织分别在切削速度为125,145 上升至145mmin'时，下贝氏体试样的刀具寿命

料加工过程中的应变及应变速率增加，切削阻力 增大，因此总切削力会在一定范围内上升. 粒状贝 氏体试样的切削力变化不大，因为随着切削速度 提升至 145 m·min−1，加工温度上升，粒状贝氏体试 样发生了受热软化现象，切削力基本保持不变. 当 切削速度上升至 165 m·min−1，受热软化作用明显， 流动应力减小，第一变形区的剪切角增大，因此切 削力减小[21] ，如图 4 可见粒状贝氏体试样的切削 力下降非常明显. 通常认为材料的屈服强度越高，第一剪切区中 切屑与基体不易分离，切削过程的切削力越大. 如 表 4 所示，马氏体试样的屈服强度高于下贝氏体 试样，但是下贝氏体试样的加工硬化程度较高，因 此其切削力较高. 在加工过程中，热软化与加工硬化 的作用孰强孰弱取决于加工参数的选择. 如图 3 所示，尽管粒状贝氏体试样的加工硬化率高于马氏 体试样，其切削力却弱于马氏体试样，因为切削力的 测量是在机加工的高温工况下进行的，而加工硬化 则是在室温下的数据，这与之前的结论并不矛盾. 2.4    刀具寿命与磨损机制 图 5 为三种组织分别在切削速度为 125，145 以 及 165  m·min−1 时的刀具后刀面磨损宽度曲 线，随着切削速度的增加，刀具寿命逐渐缩短. 如 下图可见，曲线有一个明显的台阶形状的变化，这 表明试样在机加工过程中后刀面磨损经历的三个 阶段，即初始磨损阶段、稳定磨损阶段和急剧磨损 阶段. 当切削速度为 125 m·min– 1 时，下贝氏体试样 的刀具使用寿命比马氏体试样长约 30%，低转速 下加工温度低，此时加工软化效果不明显，马氏体 组织较大的屈服强度导致其切削力较大. 当转速 上升至 145 m·min–1 时，下贝氏体试样的刀具寿命 125 14 12 10 8 6 4 2 145 Cutting speed/(m·min−1) Work hardening ratio/ % 165 Low bainite Grain bainite Tempered martensite 图 3    不同转速时三种试样的加工硬化率 Fig.3     Work  hardening  ratio  of  three  specimens  at  different  cutting speeds 125 600 650 550 500 450 400 145 Cutting speed/(m·min−1) Cutting force/N 165 Low bainite Grain bainite Tempered martensite 图 4    不同转速时三种试样的总切削力 Fig.4    Cutting forces of three specimens at different cutting speeds 0 10 20 30 240 300 360 (a) 180 120 60 0 40 Cutting time/min Wearing width of back face/μm 50 60 Low bainite Grain bainite Tempered martensite 0 10 20 30 240 300 360 (b) 180 120 60 0 40 Cutting time/min Wearing width of back face/μm 50 Low bainite Grain bainite Tempered martensite 0 10 20 30 240 300 360 (c) 180 120 60 0 40 Cutting time/min Wearing width of back face/μm Low bainite Grain bainite Tempered martensite 图 5    不同切削速度时三种试样的后刀面磨损宽度曲线. （a） 125 m·min–1；（b） 145 m·min–1；（c） 165 m·min–1 Fig.5     Maximum  flank  wear  of  three  specimens  at  different  cutting speeds: (a) 125 m·min–1; (b) 145 m·min–1; (c) 165 m·min–1 王宇斌等： 组织形态对 718 塑料模具钢切削性能的影响 · 1347 ·

·1348 工程科学学报，第42卷，第10期 较马氏体试样长约40%.当转速为165 m'min 用，进而提高刀具的寿命，但是在急剧磨损阶段， 时，发生了加工软化现象，较低的切削力导致马氏 较大的加工冲击力导致黏附层逐渐脱落，并带走 体试样的刀具寿命较长.章顺虎研究切削线速 薄弱涂层，这可能导致粘着磨损，从而降低了刀具 度约为75mmin'时贝氏体组织的刀具使用寿命 寿命.在I区刀具基体中可以发现刀具磨损区域 比马氏体组织长约14%.当线速度为110mmin1 存在一些垂直于切削刃的凹槽，这是磨粒磨损的 时，贝氏体组织的刀具使用寿命为马氏体组织的 典型特征，主要原因是由于材料中的硬质颗粒或 2倍左右m.当转速更高时，Hoseiny等同样发现 者切屑划伤了切削刃 了加工回火马氏体组织的刀具磨损量较小，寿命相 图6(d)为图6(c)中L1线的能谱线扫描结果， 较于贝氏体组织提高约40%.结合本次实验数据， 在I区域和Ⅱ区域的交界处，Al含量低于Ti,这表 可以发现当随着切削速度的提高，马氏体组织的 明A12O3层在切削过程中优先形成，在A12O3层剥 切削性能逐渐提升并在切削速度为145~165mmin 离后，涂层中的TN发挥切削作用.Ⅱ区域与 时超过贝氏体组织，综合考虑各种因素，可认为在 Ⅱ区域交界处可以观察到O和Fe含量逐渐提高， 合理加工参数范围内，下贝氏体组织具有最佳的 因为在切削过程中Fe会在基体材料与涂层间发 刀具使用寿命 生扩散，并在高温下形成Fε的氧化物覆盖在刀具 图6为下贝氏体组织在切削速度为145mmin1 表面，减弱了刀具的机械强度，加快刀具磨损.从 时的刀具前刀面和后刀面的SEM磨损形貌，图6(c) Ⅱ区可以发现较高的A含量，A1元在切削过程中 中的区域分别为I区一刀具基体，Ⅱ区一刀具涂 形成A1O3化合物，具有防止氧化，提高刀具寿命 层，I1一材料黏附层，图6(a)中可以发现前刀面上 的作用，而Fe的扩散行为则会使刀具容易发生扩 存在少量的黏附层，图6(b)中观察到刀具表面的 散磨损及氧化粘着磨损3-2刈 沟壑形貌以及大块的黏附物，对黏附物点A1进行 由图4可知粒状贝氏体在切削速度为165 m:min EDS能谱分析，发现为Fe系氧化物.在稳定磨损 时具有最小的切削力，但是相同加工时间内后刀 阶段，部分黏附层可以起到隔热与降低摩擦的作 面磨损宽度大于回火马氏体，为了探究其原因，使 0 0 Energy/keV 20山m 5μm (c) (d) A 40 (I) (I) (Ⅲ) 20 (Ⅱ) 20 406080100 120 10m Distance of line scanning/um 图6下贝氏体组织在切削一定时间后的刀具磨损状态.(a,b)前刀面磨损图：(c)后刀面磨损图：(d)L1线的能谱图 Fig.6 Tool wear of low bainite specimens after cutting for a certain time:(a,b)wear of rake face;(c)wear of flank face;(d)EDS analysis in LI line

较马氏体试样长约 40%. 当转速为 165 m·min–1 时，发生了加工软化现象，较低的切削力导致马氏 体试样的刀具寿命较长. 章顺虎[6] 研究切削线速 度约为 75 m·min–1 时贝氏体组织的刀具使用寿命 比马氏体组织长约 14%. 当线速度为 110 m·min–1 时，贝氏体组织的刀具使用寿命为马氏体组织的 2 倍左右[7] . 当转速更高时，Hoseiny 等[2] 同样发现 了加工回火马氏体组织的刀具磨损量较小,寿命相 较于贝氏体组织提高约 40%. 结合本次实验数据， 可以发现当随着切削速度的提高，马氏体组织的 切削性能逐渐提升并在切削速度为 145～165 m·min–1 时超过贝氏体组织，综合考虑各种因素，可认为在 合理加工参数范围内，下贝氏体组织具有最佳的 刀具使用寿命. 图 6 为下贝氏体组织在切削速度为 145 m·min–1 时的刀具前刀面和后刀面的 SEM 磨损形貌，图 6（c） 中的区域分别为 I 区—刀具基体，II 区—刀具涂 层，III—材料黏附层，图 6（a）中可以发现前刀面上 存在少量的黏附层，图 6（b）中观察到刀具表面的 沟壑形貌以及大块的黏附物，对黏附物点 A1 进行 EDS 能谱分析，发现为 Fe 系氧化物. 在稳定磨损 阶段，部分黏附层可以起到隔热与降低摩擦的作 用，进而提高刀具的寿命，但是在急剧磨损阶段， 较大的加工冲击力导致黏附层逐渐脱落，并带走 薄弱涂层，这可能导致粘着磨损，从而降低了刀具 寿命. 在 I 区刀具基体中可以发现刀具磨损区域 存在一些垂直于切削刃的凹槽，这是磨粒磨损的 典型特征，主要原因是由于材料中的硬质颗粒或 者切屑划伤了切削刃[22] . 图 6（d）为图 6（c）中 L1 线的能谱线扫描结果， 在 I 区域和 II 区域的交界处，Al 含量低于 Ti，这表 明 Al2O3 层在切削过程中优先形成，在 Al2O3 层剥 离后 ，涂层中 的 TiN 发挥切削作用 . III 区 域 与 II 区域交界处可以观察到 O 和 Fe 含量逐渐提高， 因为在切削过程中 Fe 会在基体材料与涂层间发 生扩散，并在高温下形成 Fe 的氧化物覆盖在刀具 表面，减弱了刀具的机械强度，加快刀具磨损. 从 II 区可以发现较高的 Al 含量，Al 元在切削过程中 形成 Al2O3 化合物，具有防止氧化，提高刀具寿命 的作用，而 Fe 的扩散行为则会使刀具容易发生扩 散磨损及氧化粘着磨损[23–24] . 由图4 可知粒状贝氏体在切削速度为165 m·min–1 时具有最小的切削力，但是相同加工时间内后刀 面磨损宽度大于回火马氏体. 为了探究其原因，使 20 μm (a) 10 μm (c) L1 (Ⅰ) (Ⅱ) (Ⅲ) 5 μm (b) Groove Al Fe Fe W Element W Fe C O Mn 47.2 28.7 14.5 6.8 1.4 Mass fraction/% 6 4 2 0 4 6 8 Energy/keV Intensity (counts) 0 2 Mn W O C 40 0 20 40 60 Distance of line scanning/μm Ti Fe O Al 80 100 120 30 Mass fraction/ % 20 10 0 (Ⅰ) (Ⅱ) (Ⅲ) Al Ti O Fe (d) 图 6    下贝氏体组织在切削一定时间后的刀具磨损状态. （a,b）前刀面磨损图；（c）后刀面磨损图；（d） L1 线的能谱图 Fig.6    Tool wear of low bainite specimens after cutting for a certain time: (a,b) wear of rake face; (c) wear of flank face; (d) EDS analysis in L1 line · 1348 · 工程科学学报，第 42 卷，第 10 期

王宇斌等：组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 ·1349· 用扫描电镜观察刀具显微结构.图7为回火马氏 体组织和粒状贝氏体组织在转速为165mmin'时 的刀具后刀面磨损图，磨损宽度均在70~80m左 右，观察可见图7(b)中Ⅲ区域的氧化附着层更 厚，刀具前刀面区域（红色框内）同样可以发现该 20m 20m 现象，加工粒状贝氏体组织的刀具的I区域与Ⅱ区 图7不同试样在转速为165mmin时的刀具后刀面磨损图.(a)回 域的涂层交界处的平整度不如下贝氏体组织的刀 火马氏体：(b)粒状贝氏体 具，因为材料与刀具的黏附作用会加重刀具涂层 Fig.7 Flank wear of different samples in cutting speed of 165 m-min- 的剥离，不规则的黏附层使涂层变得坑洼.通常加 (a)tempered martensite:(b)grain bainite 工硬化程度越高，切削温度会越高，材料与刀具之 边缘堆积现象所致.图9(b)中可以明显看到加工 间的结合力越大，但是切削过程中粒状贝氏体组 表面由于刀具黏附或者磨损而产生了背脊纹路 织受热软化严重，因此尽管在该转速下其加工硬 回火马氏体试样、粒状贝氏体试样以及下贝氏体试 化率低，仍具有较厚的氧化黏附层，这也解释了在 样的表面粗糙度Ra分别为0.545、1.763和1.041um, 该转速下其切削力较低但是刀具寿命较短.使用 马氏体组织具有最佳的表面粗糙度 体积分数为50%的浓盐酸溶液长时间浸泡刀具以 在切削速度为l45mmin时，尽管粒状贝氏 去除表面的材料，使用能谱进行面扫描，图8为实 体试样的切削力低于回火马氏体试样，同时刀具 验结果，W元素来自刀具，Fe元素则来自试样，可 寿命长约15%，但是较厚的刀具黏着层对表面质 以发现加工粒状贝氏体组织的刀具上黏附材料最 量产生了较大的影响，粒状贝氏体试样粗糙度约 多，而加工下贝氏体组织的刀具上黏附材料最少. 为马氏体试样的三倍，综合考虑之下认为回火马 2.5表面粗糙度 氏体组织的切削性能优于粒状贝氏体 图9为三种组织在切削速度为145mmin1时 加工20min后的表面形貌，图9(d)为粒状贝氏体 3结论 试样的3D形貌，可以观察到波峰波谷随着铣削纹 (1)当切削速度低于145mmin1时，贝氏体组 路不断扩展，图中红色处是由于切削过程形成的 织类型比回火马氏体组织更易切削，切削贝氏体 h 10m 10m 10μm Fe Kal Fe Kal Fe Kat W Mal W Mal W Mal 图8三种试样在转速为145mmin下切削20min后的刀具后刀面EDS元素分布图.(a)回火马氏体：(b)粒状贝氏体：(c)下贝氏体 Fig.8 EDS element mapping of cutting tool uesd for milling of three specimens for 20 min at the cutting speed of 145 mmin:(a)tempered martensite (b)grain bainite;(c)low bainite

用扫描电镜观察刀具显微结构. 图 7 为回火马氏 体组织和粒状贝氏体组织在转速为 165 m·min–1 时 的刀具后刀面磨损图，磨损宽度均在 70～80 μm 左 右，观察可见图 7（b）中 III 区域的氧化附着层更 厚，刀具前刀面区域（红色框内）同样可以发现该 现象，加工粒状贝氏体组织的刀具的 I 区域与 II 区 域的涂层交界处的平整度不如下贝氏体组织的刀 具，因为材料与刀具的黏附作用会加重刀具涂层 的剥离，不规则的黏附层使涂层变得坑洼. 通常加 工硬化程度越高，切削温度会越高，材料与刀具之 间的结合力越大，但是切削过程中粒状贝氏体组 织受热软化严重，因此尽管在该转速下其加工硬 化率低，仍具有较厚的氧化黏附层，这也解释了在 该转速下其切削力较低但是刀具寿命较短. 使用 体积分数为 50% 的浓盐酸溶液长时间浸泡刀具以 去除表面的材料，使用能谱进行面扫描，图 8 为实 验结果，W 元素来自刀具，Fe 元素则来自试样，可 以发现加工粒状贝氏体组织的刀具上黏附材料最 多，而加工下贝氏体组织的刀具上黏附材料最少. 2.5    表面粗糙度 图 9 为三种组织在切削速度为 145 m·min–1 时 加工 20 min 后的表面形貌，图 9（d）为粒状贝氏体 试样的 3D 形貌，可以观察到波峰波谷随着铣削纹 路不断扩展，图中红色处是由于切削过程形成的 边缘堆积现象所致. 图 9（b）中可以明显看到加工 表面由于刀具黏附或者磨损而产生了背脊纹路[25] . 回火马氏体试样、粒状贝氏体试样以及下贝氏体试 样的表面粗糙度 Ra 分别为 0.545、1.763 和 1.041 μm， 马氏体组织具有最佳的表面粗糙度. 在切削速度为 145 m·min– 1 时，尽管粒状贝氏 体试样的切削力低于回火马氏体试样，同时刀具 寿命长约 15%，但是较厚的刀具黏着层对表面质 量产生了较大的影响，粒状贝氏体试样粗糙度约 为马氏体试样的三倍，综合考虑之下认为回火马 氏体组织的切削性能优于粒状贝氏体. 3    结论 （1）当切削速度低于 145 m·min–1 时，贝氏体组 织类型比回火马氏体组织更易切削，切削贝氏体 20 μm (a) 20 μm (b) 图 7    不同试样在转速为 165 m·min–1 时的刀具后刀面磨损图. （a）回 火马氏体；（b）粒状贝氏体 Fig.7    Flank wear of different samples in cutting speed of 165 m·min–1: (a) tempered martensite; (b) grain bainite 10 μm (a) (b) (c) Fe Kα1 Fe Kα1 Fe Kα1 W Mα1 W Mα1 W Mα1 10 μm 10 μm 图 8    三种试样在转速为 145 m·min–1 下切削 20 min 后的刀具后刀面 EDS 元素分布图. （a）回火马氏体；（b）粒状贝氏体；（c）下贝氏体 Fig.8    EDS element mapping of cutting tool uesd for milling of three specimens for 20 min at the cutting speed of 145 m·min–1: (a) tempered martensite; (b) grain bainite; (c) low bainite 王宇斌等： 组织形态对 718 塑料模具钢切削性能的影响 · 1349 ·

·1350 工程科学学报.第42卷，第10期 3.5 3.5 ()R=0.545m Depth/um (6R=1.763m Depth/um 3.0 3.6 3.0 3.0 35 6 2.5 2.0 1.0 2.0 0 1.5 1.0 -1.0 1.0 0.5 -2.0 0.5 0 3.1 0 00.51.01.52.02.53.03.54.04.5 00.51.01.52.02.53.03.54.04.5 x/mm x/mm 3.5 (c)R=1.041m Depth/um (d) Depth/um 3.0》%》 5.0 ■6.634 5 4.0 30 3.0 2.0 1.5 116 1.0 1.0 0 2.32 0.5 -1.0 x/mm 3.47 0 -2.3 -4.265 00.51.01.52.02.53.03.54.04.5 x/mm 4.63 图9三种试样切削20min后表面宏观形貌.(a)回火马氏体：(b)粒状贝氏体：(c)下贝氏体：(d)粒状贝氏体3D形貌 Fig.9 Milling surface of three specimens for 20 min at the cutting speed of 145 m'min:(a)tempered martensite;(b)grain bainite;(c)low bainite; (d)3D morphology of grain bainite 组织比切削回火马氏体组织的刀具使用寿命高 microstructure and mechanical properties on the machinability of 30%~40%.当切削速度高于165mmin时，回火 martensitic and bainitic prehardened mould steels.IntJ Mater Res, 马氏体组织比贝氏体组织更易切削 2013,104(8):748 [6]Zhang S H.Study on 1CrMn2MoVTiB Non-Quenched and (2)马氏体组织具有最佳的切削表面粗糙度 Tempered Plastic Mould Steel[Dissertation].Shenyang: 粒状贝氏体组织切削加工表面由于严重的刀具黏 Northeastern University,2010 附现象而出现背脊纹路，影响了粗糙度 (章顺虎.1CrM2 MoVTiB非调质塑料模具钢使用性能的研究 (3)综合考虑之下，三种组织的综合切削性能 [学位论文]，沈阳：东北大学，2010) 从高到低排序为：下贝氏体组织、马氏体组织、粒 [7] Hoseiny H,Hogman B,Klement U,et al.Machinability evaluation 状贝氏体组织.采用300℃等温淬火工艺可以有 of pre-hardened plastic mould steels.Int J Machin Machinab 效提升718塑料模具钢的综合切削性能 Ma1er,2012,11(4):327 [8] Huang W M,Zhao J,Niu J T,et al.Comparison in surface 参考文献 integrity and fatigue performance for hardened steel ball-end milled with different milling speeds.Procedia C/RP,2018,71: [1]Min Y A,Yang Y P,Zhang Z,et al.Study on machinability of pre- 267 hardened plastic mould steel.Adv Mater Res,2013,690-693:2501 [9] Xavior M A,Manohar M,Madhukar P M,et al.Experimenta [2] Hoseiny H,Caballero F G,Hogman B,et al.The effect of the investigation of work hardening,residual stress and microstructure martensitic packet size on the machinability of modified AISI P20 during machining Inconel 718.J Mech Sci Technol,2017.31(10): prehardened mold steel.J Mater Sci,2012,47(8):3613 4789 [3]Cao Y J.Sun J Q,Ma F,et al.Effect of the microstructure and [10]Garcia-Mateo C,Peet M,Caballero F G,et al.Tempering of hard residual stress on tribological behavior of induction hardened mixture of bainitic ferrite and austenite.Mater Sci Technol,2004. GCr15 steel.Tribol Int,2017,115:108 20(7):814 [4]Nomani J.Pramanik A.Hilditch T,et al.Chip formation [11]Zhang Z,Wu X C,Zhou Q,et al.Effect of microstructure on the mechanism and machinability of wrought duplex stainless steel impact toughness of a bainitic steel bloom for large plastic molds. alloys.Int J Ady Manuf Technol,2015,80:1127 Int J Miner Metall Mater,2015,22(8):842 [5]Hoseiny H,HoGman B,Andren H,et al.The influence of [12]Fujita N,Ishikawa N,Roters F,et al.Experimental-numerical

组织比切削回火马氏体组织的刀具使用寿命高 30%～40%. 当切削速度高于 165 m·min–1 时，回火 马氏体组织比贝氏体组织更易切削. （2）马氏体组织具有最佳的切削表面粗糙度. 粒状贝氏体组织切削加工表面由于严重的刀具黏 附现象而出现背脊纹路，影响了粗糙度. （3）综合考虑之下，三种组织的综合切削性能 从高到低排序为：下贝氏体组织、马氏体组织、粒 状贝氏体组织. 采用 300 ℃ 等温淬火工艺可以有 效提升 718 塑料模具钢的综合切削性能. 参    考    文    献 Min Y A, Yang Y P, Zhang Z, et al. Study on machinability of pre￾hardened plastic mould steel. Adv Mater Res, 2013, 690-693: 2501 [1] Hoseiny  H,  Caballero  F  G,  Hogman  B,  et  al.  The  effect  of  the martensitic packet size on the machinability of modified AISI P20 prehardened mold steel. J Mater Sci, 2012, 47（8）: 3613 [2] Cao  Y  J,  Sun  J  Q,  Ma  F,  et  al.  Effect  of  the  microstructure  and residual  stress  on  tribological  behavior  of  induction  hardened GCr15 steel. Tribol Int, 2017, 115: 108 [3] Nomani  J,  Pramanik  A,  Hilditch  T,  et  al.  Chip  formation mechanism  and  machinability  of  wrought  duplex  stainless  steel alloys. Int J Adv Manuf Technol, 2015, 80: 1127 [4] [5] Hoseiny  H,  HoGman  B,  Andrén  H,  et  al.  The  influence  of microstructure and mechanical properties on the machinability of martensitic and bainitic prehardened mould steels. Int J Mater Res, 2013, 104（8）: 748 Zhang  S  H. Study on 1CrMn2MoVTiB Non-Quenched and Tempered Plastic Mould Steel[Dissertation].  Shenyang: Northeastern University, 2010 （章顺虎. 1CrMn2MoVTiB非调质塑料模具钢使用性能的研究 [学位论文]. 沈阳: 东北大学, 2010） [6] Hoseiny H, Högman B, Klement U, et al. Machinability evaluation of  pre-hardened  plastic  mould  steels. Int J Machin Machinab Mater, 2012, 11（4）: 327 [7] Huang  W  M,  Zhao  J,  Niu  J  T,  et  al.  Comparison  in  surface integrity  and  fatigue  performance  for  hardened  steel  ball-end milled  with  different  milling  speeds. Procedia CIRP,  2018,  71: 267 [8] Xavior  M  A,  Manohar  M,  Madhukar  P  M,  et  al.  Experimental investigation of work hardening, residual stress and microstructure during machining Inconel 718. J Mech Sci Technol, 2017, 31（10）: 4789 [9] Garcia-Mateo C, Peet M, Caballero F G, et al. Tempering of hard mixture of bainitic ferrite and austenite. Mater Sci Technol, 2004, 20（7）: 814 [10] Zhang Z, Wu X C, Zhou Q, et al. Effect of microstructure on the impact toughness of a bainitic steel bloom for large plastic molds. Int J Miner Metall Mater, 2015, 22（8）: 842 [11] [12] Fujita  N,  Ishikawa  N,  Roters  F,  et  al.  Experimental –numerical 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 x/mm (a) Ra=0.545 μm y/mm 3.0 3.5 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Depth/μm 3.6 3.0 2.0 1.0 0 −1.0 −2.0 −3.1 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 x/mm (c) Ra=1.041 μm y/mm 3.0 3.5 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Depth/μm 5.0 4.0 3.0 2.0 1.0 0 −1.0 −2.3 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 x/mm (b) Ra=1.763 μm y/mm 3.0 3.5 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Depth/μm 7 6 4 2 0 −2 −4 (d) 1.16 2.32 3.47 4.63 Depth/μm 6.634 −4.265 x/mm 图 9    三种试样切削 20 min 后表面宏观形貌. （a）回火马氏体；（b）粒状贝氏体；（c）下贝氏体；（d）粒状贝氏体 3D 形貌 Fig.9    Milling surface of three specimens for 20 min at the cutting speed of 145 m·min–1: (a) tempered martensite; (b) grain bainite; (c) low bainite; (d) 3D morphology of grain bainite · 1350 · 工程科学学报，第 42 卷，第 10 期

王宇斌等：组织形态对718塑料模具钢切削性能的影响 ·1351 study on strain and stress partitioning in bainitic steels with [19]Huang Y,Cheng GG,Bao Dao H.Current status of the martensite-austenite constituents.Int/Plast,2018,104:39 characteristics and control of primary carbides in H13 steel.ChinJ [13]Zhang C,Guo H,Wang J X,et al.Effect of austempering Eng.doi:10.13374.issn2095-9389.2020.05.24.002 temperature on the microstructure and wear resistance of ultrafine (黄宇，成国光，鲍道华.H13钢中一次碳化物的特征及控制进展 bainitic steel.Chin J Eng,2018,40(12):1502 工程科学学报.doi:10.13374,.issn2095-9389.2020.05.24.002) (张超，郭辉，王家星，等等温淬火温度对超细贝氏体钢组织及 [20]Sabzi H E,Hanzaki A Z,Abedi H R,et al.The effects of bimodal 耐磨性的影响.工程科学学报，2018,40(12)：1502) grain size distributions on the work hardening behavior of a [14]Li S,Shi Y L,Yang X C.et al.Microstructural evolution of transformation-twinning induced plasticity steel.Mater Sci Eng A, Mo-W-V alloyed hot-work die steel during high-temperature tem- 2016,678:23 pering.Chin J Eng,2020,42(7):902 [21]Abukhshim N A,Mativenga P T,Sheikh M A.Heat generation (李爽，时彦林，杨晓彩，等.钼钨钒合金化热作模具钢高温回火 and temperature prediction in metal cutting:A review and 组织演变.工程科学学报，2020,42(7)：902) implications for high speed machining.Int J Mach Tools Manuf [15]Liu HH,Fu P X,Liu H W,et al.Microstructure evolution and 2006.46(7-8):782 mechanical properties in 718H pre-hardened mold steel during [22]Zheng G M,Xu R F,Cheng X,et al.Effect of cutting parameters tempering.Mater Sci Eng 4,2017,709:181 on wear behavior of coated tool and surface roughness in high- [16]Lu X H,Lu Y J,Wang F R,et al.Research on work hardening of speed turning of 300M.Measurement,2018,125:99 micro-milling nickel-based superalloy.Modular Mach Tool Autom [23]Suresh R,Basavarajappa S,Samuel G L.Some studies on hard Manuf Tech,2016(7):4 tuming of AlSI 4340 steel using multilayer coated carbide tool. (卢晓红，路彦君，王福瑞，等.镍基高温合金Inconel718微铣削 Measurement,2012,45(7):1872 加工硬化研究.组合机床与自动化加工技术，2016(7)：4) [24]Zhan G,He L,Jiang H W,et al.Performance comparison and [17]Zhang K L.Analysis and reduction measures on surface roughness prediction of cutting energy of new cemented carbide micro-pit of tuming parts.Coal Mine Mach,2013,34(5):166 tuming tool.ChinJ Eng,2017,39(8):1207 (张坤领.车削零件表面粗糙度成因分析及降低措施.煤矿机械 (占刚，何林，蒋宏婉，等.新型硬质合金微坑车刀切削能对比研 2013,34(5):166) 究与预测.工程科学学报，2017,39(8)：1207) [18]Liu Y M.Deformation dislocation structure and strength of [25]Oliaei S N B,Karpat Y.Investigating the influence of built-up structural steels.J/ron Steel Res,2007,19(4):1 edge on forces and surface roughness in micro scale orthogonal (刘禹门.结构钢的形变位错结构和强度.钢铁研究学报，2007， machining of titanium alloy Ti6Al4V.J Mater Process Technol, 19(4):1) 2016,235:28

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