曹同坤 徐英濤 談慶瑤

青島科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，青島，266061

0 引言

在切削加工過(guò)程中存在著強(qiáng)烈摩擦，目前，國(guó)內(nèi)外減小刀具摩擦磨損的主要辦法是使用具有一定潤(rùn)滑作用的切削液，但切削液的制造、使用、處理及排放需消耗大量的能源和資源，并且切削液在各個(gè)時(shí)期均會(huì)對(duì)環(huán)境造成嚴(yán)重的污染，嚴(yán)重破壞了生態(tài)環(huán)境，危害人體健康。在保持刀具潤(rùn)滑的情況下，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)減少切削液的使用進(jìn)行了諸多研究。

最少量潤(rùn)滑(minimal quantity lubrication，MQL)技術(shù)是將壓縮空氣與潤(rùn)滑液混合氣化后，噴射到加工區(qū)進(jìn)行潤(rùn)滑。MQL 技術(shù)使用植物油或脂油，且用量極少[1]。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)MQL進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究[2-4]，包括切削力、切削溫度、加工表面粗糙度和刀具磨損等。研究結(jié)果表明，通過(guò)采用優(yōu)化的微量潤(rùn)滑切削工藝參數(shù)，MQL 表現(xiàn)出優(yōu)良的切削加工性能，能獲得比傳統(tǒng)潤(rùn)滑更小的表面粗糙度。然而，MQL存在著同傳統(tǒng)澆注切削類(lèi)似的難題——切削液難以進(jìn)入到刀-屑接觸面內(nèi)部。另外，MQL 并非一種絕對(duì)綠色無(wú)污染的冷卻潤(rùn)滑方式，空氣中的油霧顆粒會(huì)對(duì)環(huán)境空氣質(zhì)量和人體安全產(chǎn)生一定的危害。

自潤(rùn)滑刀具是指刀具材料本身具有一定的減摩、抗磨和潤(rùn)滑功能，可在無(wú)外加潤(rùn)滑液或潤(rùn)滑劑的條件下實(shí)現(xiàn)自潤(rùn)滑切削加工。添加固體潤(rùn)滑劑的自潤(rùn)滑刀具是將固體潤(rùn)滑劑直接添加到刀具基體材料中[5-7]，在切削過(guò)程中，固體潤(rùn)滑劑受到摩擦、高溫等作用而析出，起到潤(rùn)滑效果，因此在其整個(gè)生命周期內(nèi)始終具有潤(rùn)滑效果。但是固體潤(rùn)滑劑使刀具材料的機(jī)械性能變差，限制了使用范圍。

原位反應(yīng)自潤(rùn)滑刀具是利用切削高溫作用下的摩擦化學(xué)反應(yīng)，在刀具表面原位生成具有潤(rùn)滑作用的反應(yīng)膜，從而實(shí)現(xiàn)潤(rùn)滑。此類(lèi)刀具一般是在刀具基體中添加ZrB2、TiB2[8-9]等類(lèi)型的物質(zhì)，在切削高溫作用下產(chǎn)生了氧化，由于硼的氧化物具有低的剪切強(qiáng)度，故可起到固體潤(rùn)滑的作用。原位反應(yīng)自潤(rùn)滑刀具的使用條件比較苛刻，只有在高速切削(高溫)條件下才能實(shí)現(xiàn)，這種刀具只適合高速干切削。

微織構(gòu)自潤(rùn)滑刀具是在刀具前刀面刀-屑接觸區(qū)加工具有一定形狀的微織構(gòu)，并在其中添加固體潤(rùn)滑劑，從而實(shí)現(xiàn)刀具本身的自潤(rùn)滑。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)微織構(gòu)自潤(rùn)滑刀具進(jìn)行了諸多研究[10-11]。RATHOD等[12]采用填充固體潤(rùn)滑劑WS2的微織構(gòu)刀具加工Ti6Al4V，結(jié)果表明，刀具的加工黏結(jié)現(xiàn)象明顯減少，主切削力最大可以減小60%，使得刀具壽命增加以及刀-屑接觸面積減小。

自潤(rùn)滑涂層刀具是將固體潤(rùn)滑劑通過(guò)涂層的方法直接涂覆于刀具表面，從而實(shí)現(xiàn)刀具的自潤(rùn)滑功能[13]，采用磁控濺射技術(shù)在車(chē)刀上制備了MoSx基自潤(rùn)滑涂層[14]，與未涂層刀具相比，自潤(rùn)滑涂層刀具的前刀面摩擦因數(shù)和切削力均小于未涂層刀具的前刀面摩擦因數(shù)和切削力，刀具的耐磨損能力獲得提高。自潤(rùn)滑涂層刀具和微織構(gòu)自潤(rùn)滑刀具都能有效改善切削過(guò)程的摩擦潤(rùn)滑狀態(tài)，但其表面的固體潤(rùn)滑劑破壞脫落后，刀具潤(rùn)滑也就失效，因而不能形成持續(xù)的潤(rùn)滑。另外，自潤(rùn)滑刀具也沒(méi)有冷卻效果。

本文通過(guò)在刀具內(nèi)部加工出微通道的方式將切削液直接輸送到刀屑界面，來(lái)提高刀具的潤(rùn)滑性能，減少切削液的使用。利用新型刀具對(duì)45鋼進(jìn)行了切削試驗(yàn)，研究了刀具的切削性能及潤(rùn)滑機(jī)理。

1 試驗(yàn)方案

1.1 刀具制備

刀具采用YG8硬質(zhì)合金刀片，首先在其底部采用電火花成形加工一個(gè)直徑大一點(diǎn)的盲孔，然后采用激光加工，在刀具內(nèi)部加工出一微細(xì)通道。微細(xì)通道一端與刀具底部大孔相連接，另一端通到刀具前刀面的刀屑接觸區(qū)。微細(xì)通道在前刀面上的出口距離主副切削刃各0.5 mm，微細(xì)通道出口直徑約250 μm。刀具底部大孔與外部的液壓供給裝置相連，持續(xù)供給高壓的切削液。刀具結(jié)構(gòu)示意圖見(jiàn)圖1a所示，加工好的實(shí)物如圖1b所示。

(a) 刀具結(jié)構(gòu)示意圖

(b) 刀具實(shí)物照片圖1 刀具結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of tool

1.2 切削試驗(yàn)

在 CA6140 型車(chē)床上進(jìn)行切削試驗(yàn)，工件材料為45鋼。刀片幾何參數(shù)如下：前角γo=0°，后角αo=11°，刃傾角λs=0°，主偏角κr=75°。采用光學(xué)顯微鏡和掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)觀察刀具磨損表面。采用壓電晶體測(cè)力儀(JR-YDCL-III05B)測(cè)量切削力。切削條件如下：切削速度v=120.6 m/min，進(jìn)給量f=0.1 mm/r，切削深度ap=2 mm，切削距離為600 m。采用普通的YG8刀具進(jìn)行干切削和傳統(tǒng)的濕式切削，與新型的刀具進(jìn)行切削對(duì)比試驗(yàn)。將進(jìn)行干切削的刀具、傳統(tǒng)的濕式切削刀具和新型的刀具分別命名為T(mén)-D、T-W、TG-W。采用濕式切削時(shí)，切削液的用量為60 L/h。采用新型刀具切削時(shí)，液壓系統(tǒng)的壓力為10 MPa，流量為0.5 L/h。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 切削力

圖2 不同刀具三向切削力均值Fig.2 Three-way cutting force of different cutting tools

三向切削力計(jì)算公式為[15]

(1)

式中，τc為刀屑接觸區(qū)的摩擦剪切強(qiáng)度；aw為切削寬度；lf為前刀面刀屑接觸長(zhǎng)度；β為摩擦角；γ0為前角；ψλ為余偏角；ψr為流屑角。

由上式可知，在切削條件不變的情況下，三向切削力與刀屑接觸長(zhǎng)度及刀屑界面的剪切強(qiáng)度成正比。相對(duì)于干切削，采用切削液后，部分切削液能進(jìn)入到刀屑接觸界面形成潤(rùn)滑膜，從而降低了刀屑界面的剪切強(qiáng)度，減小了切削力。特別是對(duì)于TG-W刀具，由于切削液是通過(guò)內(nèi)部通道直接輸送到刀屑界面，故能夠更好地降低刀屑界面的剪切強(qiáng)度，因而具有最小的切削力。另外，切削液的使用也會(huì)改變刀屑接觸長(zhǎng)度。刀屑接觸長(zhǎng)度可以表示為[16]

(2)

式中，a為切屑原始厚度；φ為剪切角。

刀屑接觸長(zhǎng)度可以分為黏結(jié)區(qū)和滑動(dòng)區(qū)長(zhǎng)度兩部分，其中，黏結(jié)區(qū)的刀屑接觸長(zhǎng)度可以表示為[15]

(3)

根據(jù)三向切削力，可以計(jì)算出刀具前刀面的摩擦因數(shù)[17]：

(4)

由式(2)～式(4)可知，刀具前角的改變會(huì)對(duì)刀屑接觸長(zhǎng)度L、黏結(jié)區(qū)接觸長(zhǎng)度Lf1及前刀面摩擦因數(shù)μ產(chǎn)生影響。T-D刀具在切削過(guò)程中產(chǎn)生了積屑瘤，積屑瘤可以增大刀具前角，會(huì)使L減小，Lf1增大，μ增大。在本試驗(yàn)條件下，積屑瘤高度非常小，且呈扁平狀，對(duì)前角的影響非常小，因此，積屑瘤對(duì)L、Lf1及μ產(chǎn)生的影響非常小，本文忽略其影響。

圖3所示為三種刀具前刀面的平均摩擦因數(shù)，可知刀具TG-W的摩擦因數(shù)最小，而干切削條件下刀具T-D摩擦因數(shù)最大。在切削加工中使用切削液后，由于在刀屑界面形成潤(rùn)滑膜，降低了前刀面的剪切強(qiáng)度，故相對(duì)于刀具T-D，刀具T-W及TG-W的摩擦因數(shù)明顯減小，特別是TG-W前刀面摩擦因數(shù)減幅最大，為6.2%，表面潤(rùn)滑效果最好。

圖3 刀具前刀面摩擦因數(shù)Fig.3 Friction coefficient of rake face

根據(jù)式(4)可以計(jì)算出摩擦角β，刀具TG-W、T-W、T-D的摩擦角分別為 23.557°、24.18°、 24.94°。再根據(jù)公式β+γ0-φ=π/4[17]計(jì)算出剪切角φ，刀具TG-W、T-W、T-D的剪切角分別為21.443°、20.82°、20.06°。

至此，刀屑接觸長(zhǎng)度、黏結(jié)區(qū)長(zhǎng)度和滑動(dòng)區(qū)長(zhǎng)度都可以計(jì)算得到。刀屑接觸長(zhǎng)度的計(jì)算結(jié)果如圖4所示。結(jié)果顯示，刀具的黏結(jié)區(qū)長(zhǎng)度明顯小于滑動(dòng)區(qū)長(zhǎng)度，與刀具T-D相比，TG-W和T-W刀具的刀屑接觸長(zhǎng)度、滑動(dòng)區(qū)長(zhǎng)度、黏結(jié)區(qū)長(zhǎng)度都有所減小，這說(shuō)明使用切削液能夠減小刀屑接觸長(zhǎng)度，使用切削液后，刀具TG-W刀屑接觸長(zhǎng)度減幅最大。對(duì)于TG-W刀具，由于切削液被直接輸送到前刀面刀屑接觸區(qū)，故在切削過(guò)程中，切削液能不斷供給并形成穩(wěn)定的潤(rùn)滑膜，前刀面部分黏結(jié)區(qū)向滑動(dòng)區(qū)轉(zhuǎn)變，黏結(jié)區(qū)面積減小。同時(shí)，潤(rùn)滑膜的存在使前刀面剪切強(qiáng)度降低，切削力減小，使切屑能夠提前離開(kāi)前刀面，因此，整個(gè)刀屑接觸長(zhǎng)度也減小。TG-W刀具的刀屑長(zhǎng)度小于T-W刀具的刀屑長(zhǎng)度，這說(shuō)明TG-W刀具相對(duì)于傳統(tǒng)澆注式潤(rùn)滑方法，切削液能更容易地進(jìn)入刀屑接觸界面。

圖4 刀屑接觸長(zhǎng)度Fig.4 Tool-chip contact length

為更好地研究刀屑界面摩擦特性，分別計(jì)算刀屑接觸區(qū)的滑動(dòng)區(qū)及黏結(jié)區(qū)摩擦因數(shù)?；瑒?dòng)區(qū)摩擦因數(shù)μ1和黏結(jié)區(qū)摩擦因數(shù)μ2分別為[15]

(5)

式中，ξ為應(yīng)力分布指數(shù)系數(shù)，一般取3；μ為前刀面刀屑接觸平均摩擦因數(shù)；τs為工件材料剪切屈服強(qiáng)度。

刀尖處最大正應(yīng)力σ0為

(6)

其中，ac為切削厚度?；瑒?dòng)區(qū)和黏結(jié)區(qū)摩擦因數(shù)計(jì)算結(jié)果如圖5所示，可知，與T-D刀具相比，TG-W和T-W刀具的黏結(jié)區(qū)、滑動(dòng)區(qū)平均摩擦因數(shù)都有所減小，而且TG-W刀具的摩擦因數(shù)都是最小的，這說(shuō)明切削液能夠有效減小刀具的摩擦，特別是TG-W刀具，切削液能夠更充分地進(jìn)入刀屑界面，進(jìn)而減小黏結(jié)區(qū)和摩擦區(qū)摩擦因數(shù)，最終使前刀面平均摩擦因數(shù)減小。

圖5 黏結(jié)區(qū)及滑動(dòng)區(qū)摩擦因數(shù)Fig.5 Friction coefficient of bond zone and sliding zone

2.2 刀具磨損

圖6所示為三種刀具的前刀面磨損面積隨切削距離變化的曲線(xiàn)，可知，三種刀具的前刀面磨損面積均隨切削距離的增大而增大，具有典型的刀具磨損的特點(diǎn)。TG-W與T-W刀具的磨損面積在相同的切削距離下均明顯小于T-D刀具的磨損面積，這說(shuō)明采用切削液后能夠有效減小刀具前刀面的磨損，特別是TG-W刀具，其前刀面磨損在整個(gè)切削過(guò)程均小于其他兩種刀具。

圖6 刀具前面磨損曲線(xiàn)Fig.6 Wear area of rake face under different cutting distance

圖7所示為刀具前刀面的磨損形貌的顯微照片，可知，T-D和T-W刀具的磨損面形狀非常相似，但T-D刀具在距離刀尖和主切削刃較近的地方磨損更為嚴(yán)重，前刀面的月牙洼比較明顯，特別是刀尖出現(xiàn)了崩碎現(xiàn)象。T-W刀具的磨損表面相對(duì)于T-D刀具更為平整，月牙洼不明顯，磨損區(qū)域沿切屑流出方向的長(zhǎng)度有所減小。TG-W刀具磨損表面的形狀與前兩種刀具有明顯的區(qū)別，磨損區(qū)域沿切屑流出方向的長(zhǎng)度有所減小，它在刀具內(nèi)部的邊界幾乎與主切削刃平行，沿切削寬度方向磨損更加均勻。這也說(shuō)明TG-W刀具將切削液送入刀屑接觸區(qū)后明顯減小了刀屑接觸的長(zhǎng)度，與前文的計(jì)算結(jié)果一致。

(a) TG-W (b) T-W

(c) T-D圖7 刀具前刀面磨損形貌Fig.7 Wear morphology of rake face

圖8為T(mén)-D刀具前刀面磨損形貌及EDS檢測(cè)圖。可知，在刀具刀尖及主切削刃處存在黏結(jié)現(xiàn)象，并已產(chǎn)生積屑瘤。對(duì)刀具刀尖處進(jìn)行EDS元素檢測(cè)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)刀尖處存在O元素和Fe元素，其含量分別為21.7%和35.6%。這說(shuō)明在切削過(guò)程中，由于切削高溫，在刀尖處發(fā)生了氧化反應(yīng)，這會(huì)造成刀具的氧化磨損。同時(shí)，在刀尖和主切削刃附近存在裂紋，這是由于在切削高溫下，刀具和工件之間發(fā)生元素?cái)U(kuò)散，在刀具內(nèi)部形成低硬度高脆性的復(fù)合化合物，這使刀具容易形成裂紋[17]。從圖7中可以看出，T-D刀具在刀尖處發(fā)生了崩碎現(xiàn)象。

圖8 T-D刀具前刀面磨損形貌圖及EDS檢測(cè)Fig.8 Wear morphology and EDS detection of rake face of T-D tool

圖9為T(mén)-W刀具前刀面的磨損形貌及EDS檢測(cè)圖，可知，在刀尖及主切削刃附近仍然存在黏結(jié)現(xiàn)象，但黏結(jié)現(xiàn)象明顯改善，未形成積屑瘤。對(duì)刀具刀尖處進(jìn)行EDS元素檢測(cè)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)T-W刀尖處仍存在O元素和Fe元素，說(shuō)明刀尖處發(fā)生了氧化，同時(shí)工件材料被黏結(jié)到了刀尖。刀尖及主切削刃附近未見(jiàn)明顯裂紋，說(shuō)明元素?cái)U(kuò)散現(xiàn)象削弱，另外刀尖處仍存在微小的崩刃現(xiàn)象。通過(guò)EDS元素檢測(cè)，在刀尖處及靠近主切削刃的區(qū)域未檢出切削液所含特征N元素，但在遠(yuǎn)離主切削刃的磨損區(qū)域檢測(cè)出N元素，這說(shuō)明采用傳統(tǒng)澆注式切削，切削液很難以進(jìn)入刀尖及主切削刃附近區(qū)域，只能進(jìn)入刀屑接觸區(qū)域的邊緣部分。整體上看，刀具T-W比T-D具有更好的耐磨性能，這主要是因?yàn)橐环矫嫒杂猩倭壳邢饕哼M(jìn)入到刀屑界面，起到了潤(rùn)滑作用；另一方面使用切削液能夠降低切削溫度。

圖9 T-W刀具前刀面的磨損形貌及EDS檢測(cè)Fig.9 Wear morphology and EDS detection of rake face of T-W tool

圖10為T(mén)G-W刀具的前刀面磨損形貌及EDS檢測(cè)圖，可知，刀具前刀面仍然存在黏結(jié)現(xiàn)象，特別是在刀尖附近及主切削刃附近，但黏結(jié)現(xiàn)象比T-W刀具進(jìn)一步削弱。由EDS元素檢測(cè)結(jié)果可知，刀具前刀面仍然存在O元素及Fe元素，說(shuō)明TG-W刀具與其他兩種刀具一樣，會(huì)發(fā)生氧化反應(yīng)，但O元素含量進(jìn)一步減少，說(shuō)明氧化現(xiàn)象減弱。Fe元素含量也減少，也證明了黏結(jié)現(xiàn)象的削弱。與T-W刀具類(lèi)似，在刀尖處未檢出切削液所含特征N元素，這說(shuō)明對(duì)于TG-W刀具，切削液依然難以進(jìn)入刀尖區(qū)域。但在離主切刃不遠(yuǎn)處檢測(cè)出N元素，說(shuō)明切削液能夠進(jìn)入離主切刃非常近的區(qū)域，切削液已經(jīng)到達(dá)傳統(tǒng)澆注式切削方法所不能到達(dá)的區(qū)域。這樣，在刀屑界面會(huì)形成更大面積的潤(rùn)滑膜，能更好地進(jìn)行潤(rùn)滑。

從圖10中可以看出，TG-W刀具在切削600 m后，前刀面上的微孔已經(jīng)堵塞。在切削過(guò)程中，切削液微通道出口位于刀屑接觸區(qū)。在切屑流出過(guò)程中，當(dāng)切屑流出速度和所受力較大時(shí)，微通道內(nèi)的切削液不能完全將切屑排除在通道外，此時(shí)微通道出口管壁類(lèi)似于刀具切削刃，對(duì)切屑進(jìn)行二次切削，部分切屑進(jìn)入微通道，隨著切削距離增大，微通道逐漸被堵塞。當(dāng)切削用量較小時(shí)，這種情況會(huì)大大改善。經(jīng)過(guò)驗(yàn)證，在切削速度v=71.5 m/s、進(jìn)給量f=0.1 mm/r、切削深度ap=2 mm條件下，采用TG-W刀具切削1000 m后，微通道仍未堵塞，通道內(nèi)只有少量切屑。

圖10 TG-W刀具的前刀面磨損形貌及EDS檢測(cè)Fig.10 Wear morphology and EDS detection of rake face of TG-W tool

2.3 刀具減磨潤(rùn)滑機(jī)理

上述試驗(yàn)結(jié)果表明，采用TG-W刀具切削45鋼時(shí)，能夠獲得比干切削和傳統(tǒng)澆注式切削更好的減磨潤(rùn)滑性能，其前刀面的磨損機(jī)理仍以黏結(jié)磨損和氧化磨損為主，但黏結(jié)現(xiàn)象和氧化現(xiàn)象比T-D和T-W刀具大大削弱。

理論計(jì)算及試驗(yàn)結(jié)果證明，一方面，TG-W刀具在切削45鋼時(shí)，刀屑接觸長(zhǎng)度最小，另一方面，切削液能夠進(jìn)入TG-W前刀面的刀屑接觸區(qū)離主切削刃更近的位置，這都使得TG-W刀具能獲得更好的潤(rùn)滑減磨性能。切削開(kāi)始階段，由于微通道能夠?qū)⑶邢饕褐苯虞斔偷降缎冀缑?，故立刻就?huì)在刀屑界面形成潤(rùn)滑膜，起到潤(rùn)滑作用。切削液首先進(jìn)入滑動(dòng)摩擦區(qū)，切削液在刀具與切屑中間形成吸附膜，由于切削液是持續(xù)不斷供給至刀屑接觸區(qū)的，故部分邊界潤(rùn)滑有可能會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)榱黧w潤(rùn)滑，提高了潤(rùn)滑性能。黏結(jié)區(qū)壓力較大，切削液很難進(jìn)入，但是黏結(jié)區(qū)存在微小間隙，使少量切削液進(jìn)入黏結(jié)區(qū)潤(rùn)滑。對(duì)于TG-W刀具，在滑動(dòng)區(qū)的切削液相對(duì)充足，使切削液進(jìn)入黏結(jié)區(qū)的距離更短，且持續(xù)不斷供給，因此，切削液能夠更容易進(jìn)入黏結(jié)區(qū)。此外，由于刀屑界面摩擦減小及切削變形減小，因此，切削過(guò)程中產(chǎn)生的熱量也會(huì)減少，導(dǎo)致切削溫度降低，也有利于提高刀具的耐磨性能。

T-W刀具的切削液由外部澆注，切削液一方面很難進(jìn)入刀屑接觸界面，另一方面不能保證切削液持續(xù)進(jìn)入刀屑接觸面進(jìn)行潤(rùn)滑。TG-W刀具將切削液直接輸送到刀屑接觸界面，在界面上形成持續(xù)的吸附薄膜，從而減小刀具的摩擦與磨損。在切削液用量上，本次試驗(yàn)澆注切削流量為60 L/h，而刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具的切削液流量為0.5 L/h，刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具，大幅減小了切削液用量?？梢哉f(shuō)刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具取得了比濕式切削更好的加工效果，并且切削液使用量只有傳統(tǒng)方式的1/120。

與筆者課題組的前期研究成果[18]相比發(fā)現(xiàn)，采用TG-W刀具切削45鋼和切削鑄鐵時(shí)，其切削過(guò)程中的減磨潤(rùn)滑規(guī)律具有一定的相似性，但也存在較大差異。切削鑄鐵時(shí)，刀屑接觸長(zhǎng)度較短，切削液微通道的出口位于刀屑摩擦接觸區(qū)邊緣區(qū)域。切削鑄鐵時(shí)，切屑以崩碎屑為主，切屑不能形成對(duì)微通道出口的持續(xù)強(qiáng)力的摩擦，微通道出口的“二次切削”效應(yīng)不明顯，微通道不容易堵塞，切削液能更容易地進(jìn)入摩擦區(qū)進(jìn)行潤(rùn)滑。

3 結(jié)論

(1)切削45鋼時(shí)，刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具的切削力、前刀面摩擦因數(shù)、前刀面磨損面積均大大減小，并且它使用的切削液僅為傳統(tǒng)澆注切削的1/120，即大大減少了切削液的使用，同時(shí)具有更好的切削性能。

(2)由于刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具能夠通過(guò)刀具內(nèi)部的微通道，直接將切削液輸送到刀屑界面，有更多的切削液持續(xù)進(jìn)入到刀屑界面，因而減小了刀屑接觸長(zhǎng)度和刀屑界面的剪切強(qiáng)度和刀具的摩擦磨損，提高了切削性能。

(3)雖然刀屑界面持續(xù)潤(rùn)滑刀具能夠改善刀具的摩擦磨損性能，但其磨損機(jī)理仍然以黏結(jié)磨損和氧化磨損為主。