电渗效应对水基切削液在刀-...渗透润滑影响机理的实验研究_冯伯华.pdf

第 59 卷第 9 期 2023 年 5 月 机 械 工 程 学 报 JOURNAL OF MECHANICAL ENGINEERING Vol.59 No.9 May 2023 DOI：10.3901/JME.2023.09.320 电渗效应对水基切削液在刀-屑界面渗透润滑影响 机理的实验研究*冯伯华1,2 栾志强1,2 张若冲1,2 夏 雨1,2 姚伟强1 胡晓冬1,2 许雪峰1,2 (1.浙江工业大学机械工程学院 杭州 310014；2.浙江工业大学特种装备制造与先进加工技术教育部/浙江省重点实验室 杭州 310023)摘要：切削区毛细管润滑理论在解释切削液刀-屑界面渗透发挥润滑作用时主要考虑大气压力和毛细力，未关注切削区荷电粒子发射所引起的切削液电动效应。切削区电学效应所产生的电场足以诱发切削液产生电渗流。基于此，首次探究了电渗效应对水基切削液渗透机理的影响，揭示了电渗添加剂、毛细管材料和轴向电场对切削液电渗特性的影响规律。通过测量切削区间隙中的荷电粒子发射强度，掌握了切削区毛细管两端自激轴向电场的变化特性。结果表明，切削液在切削区存在电渗效应且与工件材料和荷电粒子发射强度相关。车削 AISI 304 不锈钢时，电渗促进型切削液润滑下的切削力相比于纯去离子水和电渗抑制型切削液润滑时分别降低了 31.1%和 44.3%。刀具刃口的扫描电子显微镜(Scanning electron microscopy,SEM)和能谱分析(Energy dispersive spectroscopy,EDS)显示，随切削液电渗性能提高，切削刃的磨损形式由粘附磨损转变为微崩刃，表明电渗效应与切削液的渗透及切削性能呈正相关。研究结果对于了解电渗效应对切削液渗透机理的影响，完善毛细润滑理论，以及最终提高切削液使用效率有重要参考价值。关键词：电渗效应；电渗流；荷电粒子；水基切削液；切削性能 中图分类号：TG519 Experimental Study on Influence Mechanism of Electroosmotic Effect on the Penetration and Lubrication of Water-based Cutting Fluid at Tool-chip Interface FENG Bohua1,2 LUAN Zhiqiang1,2 ZHANG Ruochong1,2 XIA Yu1,2 YAO Weiqiang1 HU Xiaodong1,2 XU Xuefeng1,2(1.College of Mechanical Engineering,Zhejiang University of Technology,Hangzhou 310014;2.Key Laboratory of Special Purpose Equipment and Advanced Processing Technology of Ministry of Education and Zhejiang Province,Zhejiang University of Technology,Hangzhou 310023)Abstract：The micro-capillary lubrication theory explained lubricant penetration into the toolchip interface under the action of atmospheric pressure and capillary force without considering the electrokinetic effect caused by triboelectrification.The axial electric field generated by the electrical effect in the cutting contact zone was enough to trigger the electroosmotic flow of cutting fluid.Based on this,the effect of electroosmosis on the penetration mechanism of water-based cutting fluid was explored for the first time,and the effects of electroosmosis additives,capillary materials and axial electric field on the electroosmosis characteristics of cutting fluid were also revealed.The variation of self-excited axial electric field at both ends of capillary in cutting zone was investigated by 国家自然科学基金(52275468)、浙江省基础公益研究计划(Y23E050073)和国家重点研发计划(2020YFB2010600)资助项目。20220508 收到初稿，20230107 收到修改稿 月 2023 年 5 月 冯伯华等：电渗效应对水基切削液在刀-屑界面渗透润滑影响机理的实验研究 321 measuring the emission intensity of charged particles.The results showed that the cutting fluid has electroosmosis effect in the cutting zone,which related to the property of workpiece material and the emission intensity of charged particle.Compared with pure deionized water and electroosmotic suppressant cutting fluid,the cutting force lubricated with electroosmotic promoter cutting fluid was reduced by 31.1%and 44.3%respectively when cutting AISI 304.Moreover,the scanning electron microscopy(SEM)and energy dispersive spectroscopy(EDS)analyses on the tool edges using the above fluids showed a transfer from adhesive wear to micro breakage,which demonstrated that the electroosmosis effect has a positive relationship with the penetration of cutting fluid and the cutting performance.The results presented in this study are of great significance for understanding electroosmosis effect on the lubricant penetration mechanism to perfect the micro-capillary lubrication theory and provide reference for improving the efficiency of cutting fluid.Key words：electrokinetic effect；electroosmotic flow；charged particle；water-based cutting fluid；cutting performance 0 前言 应用切削液主要目的包括提高工件表面质量，减少刀具磨损以及提升生产效率等。加工过程中，切削液在大气压力和毛细力影响下通过刀-屑界面毛细管动态网络向切削区内部渗透1；切削液的使用可减小第二剪切区刀-屑间的粘结距离，从而降低剪切力2；此外，切屑自身裂缝是切削液渗透的另一入口，可加快第一剪切区热量的消散3。REHBINDER 效应指出添加剂与微裂纹的相互作用可促进工件材料的去除4-5；MARANGONI 效应产生的毛细力驱使切削液远离高温区域，导致反向渗透6。然而，现有研究中切削液渗透机理主要基于大气压力和表面张力驱动效应。为进一步完善毛细渗透润滑理论，作者提出一种新颖的由切削过程中发射的荷电粒子诱发的切削液电动渗透效应。HWANG 等7-8采用透明刀具对纯铅、纯铝和纯铜等材料进行切削加工，探究了刀-屑接触区毛细管网络对润滑液渗透的影响。研究结果表明刀-屑接触区存在成束毛细管，润滑液由此向内渗透并润湿接触界面，促进润滑膜的形成7,9。此外，切削过程中第一剪切区存在工件剪切和断裂现象，在刀具、切屑和已加工表面间的主摩擦区和次摩擦区均发生了较高接触压力的摩擦相互作用，可引起接触面的摩擦生电和毛细管中的荷电粒子发射现象10-11。刀具和工件材料功函数差异、碎片转移方向和固有缺陷(如空穴、微裂纹等)均可影响摩擦生电性能12-14。此外，由摩擦产生的摩擦生电电势还与材料电阻率相关，绝缘金刚石刀具划擦绝缘聚合物时，该电势可达 1 kV 以上15；而电阻相对较低的铁(盘)-碳钢(销)摩擦生电电势仅为几十微伏，且随碳含量的增加，销的带电极性由随机向负电性转变16。摩擦生电电势可在接触区狭缝中形成径向强电场，初始低能电子在此电场下加速轰击中性分子而导致不同极性荷电粒子向外发射，引起电子雪崩并伴随有摩擦微等离子体的产生17。接触区狭缝中所发射荷电粒子强度通常需要在真空或特殊气氛条件下利用通道电子倍增器进行测量18-19，且在不同材料中的发射强度规律为绝缘体半导体导体20。对于复杂工况，可利用法拉第离子收集器辅助外部偏置电压的方法来捕获特定极性的荷电粒子21。GOVINDARAJ11的研究表明荷电粒子发射特性与工件材料的力学和电学性能紧密相关。目前为止，与材料和加工参数紧密相关的荷电粒子在刀-屑/工件接触区所产生的自激轴向电场特征却鲜有研究。事实上，荷电粒子可通过影响摩擦副表面所形成润滑膜性质而在减少摩擦和磨损方面发挥重要作用22。此外，作者通过四球摩擦磨损试验研究表明，不同电渗性能润滑液可影响磨损表面摩擦膜的形成23-24。因此，了解切削区自激电学性能与切削液电渗的关联，进一步探讨自激电学性能差异对切削液渗透机理的影响至关重要。当溶液与固体接触时，离子特性吸附效应或固体表面基团解离使得表面电荷一般为负电性，并形成双电层(包括扩散层和固定层)25-26。毛细管电渗是电场作用于固/液界面双电层中扩散层离子而产生的一种溶液电动效应27。所产生电渗流使溶液本体相对固定毛细管壁面朝确定方向移动，通常应用于液相色谱分离和电动微泵等领域28-29。CHEN 等30研究了高压电渗泵在微柱液相色谱中的应用，并设计了一款对于纯水和甲醇可输出压力至少为5 MPa，稳定流量在 1 L/min 的电渗泵。其研究表明，通过调节毛细管两端的轴向驱动电场可定量控制电渗流的流量和压力。仲武等31研究发现，在直径 25 m 毛细管两端施加 800 V/cm 轴向电场后，去离子水可产生约 11 mm/s 的电渗流，这与基于刀-屑接触区毛细管渗透模型得到的研究结果相类 似32。机 械 工 程 学 报 第 59 卷第 9 期期 322 切削液在刀-屑接触区毛细管中的电驱动渗透性能主要取决于毛细管两端的轴向电场以及固-液界面的双电层特性33。一般情况下，提高轴向电场强度34和溶液的 pH 值35可增强电渗流。两性离子表面活性剂36(如 3-(3-胆固醇氨丙基)-二甲基氨基-1-丙磺酸(3-(3-Cholamidopropyl)-Dimethylam-monio-1-Propanesulfonate,CHAPS)和月桂亚氨基二丙酸二钠(Sodium Lauriminodipropionate,SLI)可在不改变方向的前提下提高电渗流；阳离子表面活性剂37(如 十 六 烷 基 三 甲 基 溴 化 铵(Cetyltrimet-hylammonium Bromide,CTAB)和十四烷基三甲基溴化铵(Tetradecyltrimethylammonium bromide,TTAB)可通过其分子在毛细管壁面的特性吸附来改变电渗流方向38。表面活性剂由于其特殊的分子结构，可在固-液界面形成吸附层，改变双电层结构，对电渗流调节产生显著影响39-40。本研究中，首先建立了电渗流速度测量装置，考察了切削液中的电渗添加剂和毛细管两端轴向电场强度对切削液在 AISI 304 不锈钢毛细管和聚乙烯(Polyethylene,PE)绝缘毛细管中电渗流的影响。其次在切削试验中，采用法拉第收集板与偏置电场板相结合的方法检测了由后刀面-已加工表面间隙中逃逸的荷电粒子。通过荷电粒子的发射强度计算出了接触区毛细管中的自激轴向电场强度，并考察了影响轴向电场的相关因素。最后，通过分析不同电渗性能切削液对切削力、表面粗糙度和刀具磨损的影响，探讨了切削液在切削区毛细管中产生电渗效应的机理及调控手段。1 试验材料与试验方案 1.1 切削液的制备 本文选用去离子水作为基础切削液以避免商用切削液中已有离子的干扰。另外选用月桂亚氨基二丙酸二钠(Sodium lauriminodipropionate,SLI)和十六烷 基 三 甲 基 溴 化 铵(Cetyltrimethylammonium bromide,CTAB)作为电渗添加剂。将电渗添加剂加入到基础液中，超声分散 30 分钟制备成浓度分别为0.05 mM(1mM=1 mmol/L)、0.1 mM、0.2 mM 和0.3 mM 的切削液。所用药品均为分析纯，购自上海麦 克 林 生 化 科 技 有 限 公 司(Shanghai Macklin Biochemical Co.,Ltd.,China)。其中含有 SLI 的为电渗促进型切削液，含有 CTAB 的为电渗抑制型切削液。所用切削液的成分以及两种添加剂的化学分子式列于表 1。表 1 切削液的成分以及 SLI 和 CTAB 的化学分子式 润滑液类型 成分 基础润滑液 去离子水 电渗促进型切削液 去离子水+0.05 mM SLI 去离子水+0.1 mM SLI 去离子水+0.2 mM SLI 去离子水+0.3 mM SLI 电渗抑制型切削液 去离子水+0.05 mM CTAB 去离子水+0.1 mM CTAB 去离子水+0.2 mM CTAB 去离子水+0.3 mM CTAB 1.2 毛细管电渗试验 为分析切削液在刀-屑接触区毛细管内的电渗特性，采用 AISI 304 不锈钢和 PE 毛细管对切削液电渗流速度进行了测量。图 1 示出了毛细管电渗流速度测量原理示意图。两注射器针筒分别垂直放置于绝缘底座两侧，中间与内/外径为 1/1.5 mm、长度 40 mm 的毛细管连接。切削液由一端针筒加入，确保两侧针筒液面平齐。采用高压静电发生器(EST802A，北京华晶汇科技有限公司)对毛细管内切削液施加轴向电场。将高压静电发生器的正电压输出端插入左侧针筒切削液中，另一侧切削液接地。输出电压分别为 2 kV 和4 kV，由电场计算公式 E=U/d 可知，毛细管两端的轴向电场强度分别约为 500 V/cm 和 1000 V/cm，已超过启动毛细管电渗所需电场(150 V/cm)41。每次 图 1 切削液电渗流测量系统示意图(SLI)(CTAB)月 2023 年 5 月 冯伯华等：电渗效应对水基切削液在刀-屑界面渗透润滑影响机理的实验研究 323 测试持续 30min，根据切削液的移动体积计算出电渗流速度。试验在室温(25)下进行，每次测试重复 3 次，并取平均值。1.3 切削区荷电粒子检测 采用法拉第粒子收集板测量加工工况下荷电粒子的发射强度。法拉第收集板是由铜或银等优良导体材料制成的薄片，用来捕获荷电粒子21。发射出的荷电粒子由于能量低(通常为 10 到 200 eV)，如不加干预会向四面八方散射。在法拉第收集板一侧提供一偏置电场，可对不同极性荷电粒子进行筛选。如图 2b 所示，当给法拉第收集板提供负偏置电场时，负荷电粒子被吸引至收集板而正荷电粒子被排斥。当施加如图 2c 所示的正偏置电场时，检测原理类似。这些收集到的荷电粒子在与收集板连接的电路中产生电流，并应用最低可测量 1 飞安的精密静电计进行检测。图 2 荷电粒子发射强度测量原理示意图 在主后刀面设置 0.05 mm 厚的银片作为法拉第收集板。为防止切屑对试验的影响，工件每隔 5 mm设置一个退刀槽来控制切屑长度(工件形状如图 3b所示)，并且在前刀面上方设置挡屑板，防止切屑掉落至检测区，如图 3a 所示。收集板与主后刀面通过绝缘层隔离，以防止荷电粒子通过刀具流失。收集板上边缘与切削刃的距离保持在 4 mm，确保加工过程中工件与收集板无接触。采用静电计(Keithley，6517B)测量电路中的超低离子电流。为分别测量正/负荷电粒子强度，在法拉第收集板上施加强度为700 V/cm 的偏置电场，偏置电场板由形状与收集板相同的铜片制成。偏置电场所需电压由高压静电发生器(EST802A，北京华晶汇科技有限公司)提供。荷电粒子发射强度与偏置电场无关，偏置电场的施加只起到筛选粒子极性的作用。图 3a 还示出了测量系统中的电路连接以及数据采集方法。图 3 用于测量荷电粒子发射强度的工件形状 和测量系统示意图 由于荷电粒子的发射产生于切屑与工件的最初分离阶段，荷电粒子的外逸强度基本不受实际加工时切削液的影响。荷电粒子电流强度测量试验系统如图 4 所示。试验在 CAK6150D 精密车床上进行，所用工件为直径60 mm，切削长度5 mm的 AISI 304和 PE 棒料。测试前，对所有工件进行切削深度为2 mm 的预加工处理，以保证表面均匀，确保测试时 图 4 荷电粒子电流强度检测试验台 1.计算机 2.精密电流表 3.高压静电发生器 4.工件 5.偏置电场板 6.刀具 7.挡屑板 机 械 工 程 学 报 第 59 卷第 9 期期 324 的切削连续性。所用刀具为 PVD-TiAlN 硬质合金涂层刀具(CCMT09T304N-SU，住友电气，日本)。每组测试均使用全新的工件和刀具，以保持相同的试验环境。试验条件汇总于表 2，加工时间段内所测电流平均值作为单次测量结果。每组试验做三次并取平均值。1.4 车削试验 为揭示轴向电场对接触区毛细管内切削液润滑性能的影响，在CAK6150D 型数控车床上进行了基于水基切削液电渗调控的切削加工性能试验研究，试验装置如图5 所示。采用 AISI 304 不锈钢和 PE 棒料作为加工工件，尺寸为60 mm310 mm。为保证试验中加工表面性能参数的一致性，在试验前对所有工件毛 坯 预 先 切 除 2 mm。采 用 硬 质 合 金 刀 片(CCMT09T304N-SU，住友电气，日本)进行切削加工。供液选择气压0.2 MPa、流量50 mL/min 的微量润滑方式，对比考察不同电渗性能切削液润滑下的切削力和工件表面粗糙度。每组试验均采用全新工件及刀片进行加工以保证切削环境相同。切削参数见表2。图 5 切削力检测试验台 1.工件 2.喷嘴 3.刀具 4.测力计 5.电脑 6.数据采集器 7.电荷放大器 8.精密车床 表 2 试验条件 机床 CAK6150D 型精密车床 切削刀具 硬质合金刀具(CCMT09T304N-SU，日本住友)刀柄 SCLCR2020KO9C 工件材料 不锈钢(AISI 304);聚乙烯(PE);切削参数 切削速度/(m/min)：44.6、63.1 和 89.4;切削深度/mm：0.25、0.5 和 1 mm;进给速度/(mm/r)：0.25;切削长度/mm：5 润滑条件 干切削 不同润滑工况下，在第 4 刀对切削力和表面粗糙度进行测量(每刀切削长度 125 mm)。切削力采用Kistler 9129A 型(瑞士奇石乐)三向测力仪测量，FX、FY和 FZ作为主要切削力参数，其中 FX是切深抗力，FY是 切 向 力，FZ是 进 给 力，利 用 公 式FR=(FX2+FY2+FZ2)1/2计算的合力 FR作为不同润滑工况下切削力的最终测试结果。工件表面粗糙度 Ra值利用便携式粗糙度仪(SJ-210，日本三丰)进行测量，测量时在加工后工件轴向等距取五个测量点。最后，采用配备了能谱仪的扫描电子显微镜(SEM，EVO18，蔡司，德国)分析不同工况下刀具的磨损形貌，揭示磨损机理。每组试验平行进行三次，最后取平均值。2 试验结果分析 2.1 毛细管电渗流特性 2.1.1 电渗添加剂的影响 含 CTAB 和 SLI 的切削液在 AISI 304 和 PE 两种毛细管中的电渗流速度分别示于图 6a、6b 中，此时毛细管两端的轴向电场强度为 500 V/cm，其中去离子水的试验结果示于图中作为对比。由图 6 可知，去离子水在两种毛细管中的电渗流速度分别达到了0.65104 L/ms(AISI 304)和 1.07104 L/ms(PE)，并且方向与电场线方向一致。说明当去离子水与毛细管壁面相接触后，产生于壁面的表面电荷极性为负，致使扩散层中起主导作用的为正离子。施加轴向电场后，在粘性作用下扩散层带动溶液本体沿电场线方向移动产生电渗流。此外，不同材料毛细管中的电渗流速度绝对值均随电渗添加剂浓度的增加而迅速增大，表明电渗添加剂分子在毛细管内壁面的有效吸附改变了双电层结构，最终影响了电渗流性能。如图 6 所示，SLI 切削液在两种毛细管中的电渗流方向始终与电场线方向一致，并且电渗流速度随浓度而升高。当浓度达到 0.2 mM 时，在 AISI 304毛细管中的电渗流速度达到 0.89104 L/ms，相比于去离子水提高了 36.9%；在 PE 毛细管中的电渗流速度达到了 1.64104 L/ms，相比于去离子水提高了 53.2%。这主要是因为每个 SLI 分子同时含有一个含氮的阳离子基团和两个羧酸阴离子基团。SLI分子中的阳离子基团在电荷间静电力作用下被带负电荷的毛细管壁牢固吸附。两个羧酸阴离子基团则留在溶液中，不随溶液而移动，效果相当于使毛细管壁上的负电荷数量增加一倍，进而增加了扩散层中的正离子浓度，最终提高了电渗流速度23。月 2023 年 5 月 冯伯华等：电渗效应对水基切削液在刀-屑界面渗透润滑影响机理的实验研究 325 当 CTAB 切削液应用时，尽管在两种毛细管中的电渗流速度绝对值都随浓度而增加，但电渗流方向发生了改变(与电场线方向相反)。0.2 mM 的CTAB 切削液在 AISI 304 和 PE 毛细管中的电渗流速 度 分 别 达 到 了 0.92104 L/ms和1.45104 L/ms。这主要是因为 CTAB 分子中的季铵盐阳离子基团带正电荷42，致使 CTAB 分子在静电力作用下紧密吸附在毛细管内壁上43。CTAB 分子在管壁的吸附量随浓度而逐渐增加，直至整个带负电荷的毛细管内壁面被覆盖，形成单分子吸附层；与此同时，毛细管壁上的负电荷密度持续减小，直至为零，电渗流相应减弱直至消失。随 CTAB 浓度的继续增加，其分子中疏水链相互作用形成毛细管壁上的第二吸附层。研究表明41，当 CTAB 浓度达到 0.05 mM 时，第二吸附层便开始形成(此时扩散层中的离子电性由正转负，电渗流方向反转)。当CTAB浓度进一步增加，反向电渗流速度便持续提高，当浓度达到 0.2 mM 时，电渗流趋于稳定。图 6 电渗添加剂和毛细管材料对电渗流速度的影响 由图 6 还可发现，不同切削液在绝缘的 PE 毛细管中所产生的电渗流均高于金属的AISI 304毛细管。其中去离子水、0.2 mM 的 SLI 和 CTAB 切削液在 PE 毛细管中的电渗流速度分别比在金属毛细管中高出 64.6%、84.2%和 57.6%。这种现象产生的原因可能是在与溶液相接触后，绝缘性更优的 PE 材料壁面可产生更多的负极性表面电荷，致使扩散层中的正离子数量更多。当在毛细管两端施加相同轴向电场后，可移动扩散层正离子数量更多的绝缘毛细管中产生了更强的电渗效应。对比图 6a 和 6b 可发现，当电渗添加剂浓度达到 0.2 mM 后，不同材料毛细管中的电渗流速度均趋于稳定，不再随浓度而明显增加。这可能是电渗添加剂分子在毛细管内壁面的有效吸附趋于饱和所致44-45。电渗添加剂本质是表面活性剂，切削液的表面张力和接触角随电渗添加剂浓度的升高而一直降低，表明切削液液滴自身的润湿渗透能力在持续提升。但是当浓度由 0.2 mM 增至 0.3 mM 后，电渗流速度无明显变化，可证明在电渗添加剂浓度较低条件下，切削液在毛细管中的渗透主要受电渗效应支配而非切削液本身的毛细渗透现象23。2.1.2 轴向电场强度的影响 图 7a、7b 示出了去离子水、0.2 mM 的 CTAB和 SLI 切削液在两种材料毛细管中电渗流速度随两端轴向电场强度的变化与电场线方向一致时电渗流速度为正。由图可知，随毛细管两端轴向电场强度从 500 V/cm 增至 1000 V/cm，不同切削液在金属和绝缘毛细管中的电渗流速度绝对值均增加。这是因为随电场强度的增加，扩散层中每个正离子所受电场力增强，导致整个扩散层受力增加，最终以更高的速度带动溶液本体移动。当毛细管两端电场强度增大后，CTAB 切削液产生的反向电渗流在方向不变的条件下继续增加，表明轴向电场不影响双电层性质，只对扩散层离子所受电场力有调节作用。图 7 毛细管两端轴向电场强度对电渗流速度的影响 机 械 工 程 学 报 第 59 卷第 9 期期 326 对比图 7a 和 7b，可发现不同切削液在 PE 毛细管中电渗流强度的增加幅度明显高于在AISI 304 毛细管中。当电场强度提升后，去离子水在 PE 毛细管中电渗流的增加幅度比在AISI 304 毛细管中的增加幅度高出57.2%(PE毛细管中的增加幅度75.7%减去 AISI 304 毛细管中的增加幅度 18.5%)；SLI 和CTAB 切削液的这一升高数值分别为 86.4%和93.3%。产生这一差距的主要原因是与同一溶液相接触后，绝缘材料毛细管产生的表面电荷数量高于金属材料毛细管，导致绝缘材料毛细管扩散层中的离子浓度更高，施加在扩散层的电场力受电场强度变化的影响更为明显。2.2 切削区荷电粒子发射强度及其形成的自激轴向电场 2.2.1 荷电粒子发射强度 图 8 和图 9 分别示出了切削 AISI 304 和 PE 时，切削深度和切削速度对切削区正、负荷电粒子发射强度的影响。从图中荷电粒子所诱发电流强度的变化不难发现，荷电粒子发射强度随切削参数的增加均呈现单调增大的趋势。在本研究所用切削参数下，荷电粒子发射强度范围集中在 11091108 A。图 8 切削不同材料时切削深度对负/正荷电粒子 发射强度的影响 如图 8 所示，当切深由 0.25 mm 增至 1 mm 后，两工件的负荷电粒子发射强度分别由3.52109 A增加到4.34109 A(AISI 304)以及由9.7109 A 增加到16.6109 A(PE)；正荷电粒子发射强度由2.11109 A 增加到 2.6109 A(AISI 304)以及由6.2109 A 增加到 9.9109 A(PE)。这是因为切削深度增加导致了经受剪切变形的切屑体积增大，提高了材料的电子发射强度以及两接触表面的摩擦生电静电势。同时，由于后刀面与工件之间的划擦压力升高，刀具与切屑的摩擦接触面积和摩擦程度增大而产生了更为强烈的摩擦电子发射。在上述综合作用下，荷电粒子发射强度随切削深度而增大。荷电粒子发射强度受材料的功函数、原子序数和电学特性的影响46。每种材料都具有特定的原子(功函数、原子数)、物理、电学和机械特性，这些特性可影响具体工况下的荷电粒子发射强度。此外，通过研究发现材料的电阻率对荷电粒子发射强度的影响起主导作用，其次是材料的硬度和极限强度等。从图 8 中可发现，切削绝缘材料时的荷电粒子发射强度远大于切削金属材料时(平均高出 3 倍)。两种工件材料的电阻率和硬度示于表 3。表 3 工件材料的电阻率和硬度 材料 电阻率/(nm)硬度 AISI 304 720 201(布氏硬度)PE 11019 45(球压硬度)图9所示为切削深度1 mm，进给速度0.25 mm/r时，切削区正、负荷电粒子发射强度随切削速度的变化情况。由图可知，当切削速度由 44.6 m/min 增大到 89.4 m/min 后，切削 AISI 304 时负荷电粒子发射强度增加了 19.9%，正荷电粒子发射强度增加了19.8%；切削 PE 时负荷电粒子发射强度增加了17.7%，而正荷电粒子发射强度增加了 16.5%。相比于低速切削，较高切削速度下，材料的变形和剪切速率更大，产生的更高热量和摩擦生电静电势导致了更强的荷电粒子发射。此外，法拉第收集板捕获荷电粒子的数量为其发射强度。切削速度提高后，单位时间间隔内刀具划擦切屑和工件的距离更长，由此激发的更多荷电粒子被收集，使得最终检测电流增强。从图 8 和图 9 中不难看出，切削两种工件时的负荷电粒子发射强度均显著高于正荷电粒子。这是因为电子是材料在机械损伤过程中接触区发射的最主要粒子，且发射的负荷电粒子包括电子和负离子，而发射的正荷电粒子只包括正离子11,47。本文几乎在所有切削条件下都可观察到负荷电粒子发射强度处于优势，这与 NAKAYAMA 等48的研究结果 一致。月 2023 年 5 月 冯伯华等：电渗效应对水基切削液在刀-屑界面渗透润滑影响机理的实验研究 327 图 9 加工不同材料时切削速度对负/正荷电粒子 发射强度的影响 2.2.2 自激轴向电场 加工过程中，切削区间隙内产生的大量荷电粒子迅速向间隙开口端移动，流出的荷电粒子被法拉第板收集而形成电流11。如图 10 所示，荷电粒子从产生到被收集所经过的路径被定义为荷电粒子流通道。根据逸出电流强度 E=J 可计算得到毛细窄缝两端的自激轴向电场强度，其中 为毛细窄缝中的空气电阻率(m)，J 为逸出粒子的电流密度(A/m2)。每个毛细窄缝逸出粒子的电流密度为 J=I/nA，其中I 为通过法拉第收集板所测的净电流强度(负电流强度减去正电流强度)，A是单个毛细窄缝的横截面积，n 为刀-屑接触区毛细窄缝的数量。图 10 切削区毛细管中荷电粒子发射产生轴向电场 的计算原理图 图 10 同样示出了切屑表面微观形貌，其表面沟槽可作为切削区毛细管以供切削液向内渗透32。为便于计算且在合理范围内，计算轴向电场时取 5 m作为毛细管平均半径，且假定不同切削参数下切屑表面有效毛细管数量为 10，则单根毛细管内自激轴向电场强度为 E=I/10A。考虑切削液存在时，采用本文所用切削液电阻率(11031104 m)进行计算，计算结果范围为 1.51021.09103 V/cm，满足毛细管电渗所需电场强度(150 V/cm)41。图 11 描述了切削深度和切削速度对两种工件材料毛细管中自激轴向电场强度的影响。图 11 切削不同材料时切削参数对轴向电场强度的影响 由图可知，自激轴向电场强度随切削参数而增加，且 PE 毛细管中产生的自激轴向电场强度明显更高。在切削深度 1 mm，切削速度 89.4 m/min，进给速度 0.25 mm/r 条件下，PE 毛细管中的自激轴向电场强度比金属毛细管中高 284.2%。此外，随切削参数的增加，绝缘材料毛细管中自激轴向电场强度的增速也远快于金属毛细管。产生这种现象的原因可能是绝缘工件的阻抗远大于导体工件，相同切削参数下，毛细管中径向电场对绝缘材料荷电粒子发射的刺激远高于金属材料，最终阻抗更高的材料中形成了较强的自激轴向电场且对切削参数的变化更为敏感。由于毛细管逸出的荷电粒子整体呈负电性，致使自激轴向电场方向始终指向毛细管内侧。2.3 车削性能 2.3.1 电渗添加剂的影响 图 12 示出了电渗添加剂类型和浓度对切削金 机 械 工 程 学 报 第 59 卷第 9 期期 328 属和绝缘工件时切削力和表面粗糙度的影响。电渗添加剂种类为 SLI 和 CTAB，浓度范围为 0.05 0.3 mM，切削深度 1 mm，切削速度 89.4 m/min，进给量 0.25 mm/r。从图中可以看出，与去离子水相比，SLI 的加入显著降低了切削力，改善了表面质量，而 CTAB 切削液的使用则导致了较高的切削力和较差的表面质量。产生这种差异的原因是 SLI 的添加增大了正向电渗流，促进了更多的切削液渗透到切削区间隙中参与润滑。而 CTAB 的加入使得电渗流反向，减少了切削液的渗透量，导致切削区润滑不足，因此得到了较差的切削性能。随着浓度的增加，SLI 切削液润滑下的切削力和表面粗糙度均先减小后趋于稳定。与去离子水相比，0.2 mM SLI 切削液对 AISI 304 和 PE 的切削力分别降低了 31.1%和31.2%，表面粗糙度分别降低了 31.7%和 6.3%，显现出更好的切削性能。而在 0.2 mM CTAB 切削液 图 12 切削不同材料时电渗添加剂对切削力 和表面粗糙度的影响 润滑条件下，金属和绝缘工件的切削力分别增加了23.7%和 27.4%，表面粗糙度也分别增加了 25%和6.4%，此时的切削性能较差。从图中还可看出，在电渗添加剂浓度升高的初始阶段，切削性能随浓度变化较为敏感，这是因为电渗添加剂浓度升高可增大切削液中的分子浓度，增加了添加剂分子在毛细管壁面的吸附量，提高了其对切削区毛细管中切削液电渗流的调控力度。随浓度的进一步提高，切削力和表面粗糙度的变化趋缓，这是由于添加剂分子在毛细管壁面的有效吸附趋于饱和的缘故49。对比金属和绝缘工件，可以发现电渗添加剂对绝缘工件切削性能的影响高于对金属工件，这与前述电渗流速度的趋势一致。此外，当切削净荷电粒子发射强度更高材料时，切削区毛细管中可产生更强的自激轴向电场。在更强自激轴向电场作用下，毛细管电渗效应增强，提高了电渗添加剂对切削液在切削区间隙中渗透的调节能力。最终导致不同切削液润滑条件下，切削较高荷电粒子发射强度材料时的切削性能差异更为明显。2.3.2 切削深度的影响 图 13 描述了当使用 0.2 mM 电渗添加剂，将切削深度从 0.25 mm 增加到 1 mm 时，切削深度对金属和绝缘工件切削力和表面质量的影响。切削速度和进给量分别为 89.4 m/min 和 0.25 mm/r。可以发现，切削力和表面粗糙度均随切削深度而提高，且不同切削深度时，SLI 切削液润滑下的切削力和表面粗糙度均低于去离子水润滑下的，而 CTAB 切削液润滑时的趋势相反。切削深度的增大提高了切削难度，使切削区的摩擦更为剧烈，从而增大了切削力。另一方面，摩擦程度的加大增强了接触区两接触面间的电荷转移，促进接触界面毛细管中的荷电粒子发射，最终提高了毛细间隙中的自激轴向电场强度。在电渗效应影响下，电渗添加剂对电渗流的调控效果随切削深度而增强，最终引起不同切削液润滑下的切削性能差异随切削深度而增大。如 图 13a、c 所示，当切削深度由 0.25 mm 增大到 1 mm 后，切削 AISI 304 时 SLI 和 CTAB 切削液润滑下的切削力相比于纯去离子水润滑下的降低/提高幅度分别提升了 12.7%，9.9%，此值在切削 PE时分别为 12.8%，9.3%。由图 13b、d 可知，不同切削液润滑下金属和绝缘工件表面质量随切削深度的变化趋势与切削力变化趋势相仿。电渗促进型切削液的应用增进了去离子水向切削区深处的进一步渗透，减轻了刀-屑/工件间