徐友錢，何 云，鄒章帝，祁成東

（華東理工大學機械與動力工程學院，上海 200237）

1Cr18Ni9Ti不銹鋼鋸齒切屑失穩(wěn)試驗研究*

徐友錢，何 云，鄒章帝，祁成東

（華東理工大學機械與動力工程學院，上海 200237）

1Cr18Ni9Ti不銹鋼切削時切削力大和溫度高，切屑容易產生剪切失穩(wěn)，產生鋸齒形切屑。通過制作不同切削速度下的切屑試樣，測量切屑鋸齒化參數和切屑變形區(qū)不同部位的顯微硬度，比較不同切削速度下切屑變形程度來研究1Cr18Ni9Ti不銹鋼切屑鋸齒化失穩(wěn)機理。得到切屑變形集中在剪切滑移帶上，而且越靠近節(jié)段之間，切屑的變形程度越大。然后通過改變進給量和刀具前角，分析影響1Cr18Ni9Ti不銹鋼切屑鋸齒化的影響因素，為改善1Cr18Ni9Ti不銹鋼切削提供理論參考。

1Cr18Ni9Ti不銹鋼；鋸齒形切屑；熱塑性失穩(wěn)；切削變形參數

0　引言

金屬的切削加工作為一種常見的材料成型方式，被廣泛的用于零部件的制造，它是除去多余的材料，從而得到所需的幾何尺寸和表面質量。切削加工中主要副產物就是切屑，在切削塑性材料，一般會產生帶狀或者鋸齒狀切削，通常周期性的鋸齒狀切屑或單元切屑會造成切削力的高頻變化，從而影響加工精度、表面粗糙度和刀具壽命。關于鋸齒形切屑形成機理，有學者［1］通過對不同硬度的淬硬鋼進行正交切削實驗，研究發(fā)現(xiàn)鋸齒形切屑的形成是由于刀刃前端材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn)并擴展到自由表面，在形成鋸齒形切屑之前，連續(xù)狀切屑的自由表面的形態(tài)從層狀結構轉變?yōu)轳薨櫧Y構，這種轉變被認為是由于微剪切區(qū)域的熱軟化效應，是鋸齒形切屑形成的前兆。段春爭等人［2］對30CrNi3MoV高強度鋼和45鋼的高速正交切削實驗研究也都表明了，切屑由連續(xù)帶狀切屑轉變?yōu)殇忼X形切屑時的切削速度即為切削過程中發(fā)生絕熱剪切的臨界切削速度，對不同的材料則有不同的臨界切削速度。

1Cr18Ni9Ti不銹鋼由于其具有強度高、抗磁性、耐腐蝕等優(yōu)良的綜合性能在工程上得到廣泛的應用。但是其切削時切削力大、溫度高、切屑鋸齒化導致加工性能差，嚴重影響加工后的表面質量。而且對于1Cr18Ni9Ti不銹鋼這類難加工材料，切削時經常出現(xiàn)鋸齒性切削，其切屑的鋸齒化機理研究就顯得很有必要，因此本文通過實驗研究1Cr18Ni9Ti不銹鋼絕熱剪切時的切削性能機理及影響鋸齒化程度的因素，為改善切削1Cr18Ni9Ti不銹鋼后的表面質量及提高刀具的耐用度提供依據。

1　實驗方案與設備

1.1實驗儀器

1.1.1實驗機床和刀具

實驗用機床為數控車床。實驗用刀具是YBG302ZTGD404-MG型號數控切斷切槽刀，前角γo= 15.352°，如圖1所示。

圖1　刀具實物圖

1.1.2實驗儀器

實驗選用XQ-1金相試樣鑲嵌機（如圖2所示）和酚醛塑料鑲嵌粉，用以鑲嵌切削得到的切屑，以便制作切屑顯微圖片。對制作后的切屑樣件用拋光機以及W2.5和W1.5金剛石噴霧拋光機進行金相拋光。然后實驗選用4XC1103004金相顯微鏡和JX-2000金相分析軟件進行金相圖像分析，如圖3所示。最后利用HV-5顯微硬度儀測量切屑不同變形區(qū)的顯微硬度。

圖2　XQ-1金相實驗鑲嵌機

圖3　4XC1103004金相顯微鏡

1.1.3實驗材料

本論文實驗選用材料為1Cr18Ni9Ti不銹鋼，原材料的尺寸為φ130mm×120mm，實驗時材料被加工為φ127mm×120mm。

1.2實驗方案

失穩(wěn)臨界切削速度的確定：首先需確定1Cr18Ni9Ti的熱塑性失穩(wěn)臨界切削速度，現(xiàn)對其分別進行正交切削，切削參數如表1所示。

表1　熱塑失穩(wěn)臨界切削速度實驗參數

實驗總共有5次不同的切削速度，最高達到139.9m/min，主要考慮到了刀具所能承受的切削速度限制以及刀具磨損過多會對熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象產生影響；每次切削后，等5分鐘左右，讓刀具和工件有充分的時間冷卻，以防止上一次切削產生的熱量對下一次切削產生影響；5次切削后，工件直徑由φ127mm變?yōu)棣?3.4mm，下次實驗時將重新切槽，從新的直徑為φ127mm開始切削，這主要是為了避免工件直徑變小后，曲率過大，從而會對斷屑產生影響，干擾對于熱塑性失穩(wěn)臨界速度的判斷；每次單邊切深在變化，主要是為了保證每次切削的路程長度盡量相等，避免由于切削長度的相差懸殊而產生過多的熱量差，從而影響對于熱塑性失穩(wěn)臨界速度的判斷。

2　實驗結果與分析

2.1不銹鋼材料的切屑形態(tài)

如圖4為五個不同切削速度下（f=0.1mm/r、γ0= 15.3524°），加工所得到的1Cr18Ni9Ti切屑。

圖4　不同切削速度下的切屑形態(tài)

從圖中可以看出，隨著切削速度的提高，切屑的形態(tài)并沒有太大的改變，基本上是帶狀。在較低切削速度下，如Vc=39.9m/min，材料在切削過程中有相對較長的變形時間，變形更充分一些，因此切屑的扭曲纏繞情況比較嚴重。與刀具前刀面接觸的切屑底面比較光滑，但另一面隨著切削速度的提高而呈現(xiàn)出越來越明顯的皺褶。這意味著材料有可能因為發(fā)生了熱塑性失穩(wěn)而在表面形成鋸齒狀，并且隨著切削速度的提高，鋸齒化程度越來越嚴重。但是單靠觀察判斷還不可靠，還需顯微圖片分析才可以確定；另外，切屑兩端偶爾會出現(xiàn)紅褐色的毛刺，說明有時局部溫度很高。切屑與前刀面接觸的底面顏色并沒有太大的變化，和未加工的不銹鋼材料一樣，基本保持銀白色，而另一面則為淺褐色，這是由于切屑底面與前刀面緊密接觸，限制了空氣中的氧與切屑接觸量，減輕了氧化程度，所以顏色比切屑另一面稍淺。根據切屑顏色，可初步判斷切削溫度［6］約為700℃～740℃。

2.2不銹鋼切屑形貌分析

制作切削的鑲嵌試樣，觀察切屑的鋸齒行為，并對其進行分析研究。將圖4中不同切削速度條件下得到的切屑制成相應的顯微圖片，如圖5所示。

在Vc=39.9m/min的條件下，材料的變形程度較小，并且分散而均勻，說明此時不銹鋼材料還未發(fā)生熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象；而當Vc=69.9m/min時，塑性變形產生的切削熱所引起的軟化效應已經大于應變硬化、應變率硬化效應，所以材料失穩(wěn)，在前刀面的作用下，切屑沿著初始剪切面滑移，且變形主要集中在剪切帶部分，由此形成輕微的鋸齒形切屑。

當Vc=99.9m/min及以上時，這時強烈的熱軟化效應以及不銹鋼材料較低的熱擴散率，使得切削熱局限于剪切滑移區(qū)，成為一種絕熱剪切的狀態(tài)。局部的高溫加劇了局部的剪切滑移，變形的劇烈又進一步造成局部軟化效應，所以由于熱塑性失穩(wěn)而產生的絕熱剪切帶已經變得十分明顯，并將切屑分隔成一節(jié)一節(jié)的鋸齒形切屑。

因此可以判斷不銹鋼材料1Cr18Ni9Ti的熱塑性失穩(wěn)臨界切削速度范圍在40m/min至70m/min之間。壓-切應力復合作用使其組織纖維化，由于節(jié)段間變形主要集中在絕熱剪切帶，所以可以清楚地看到切屑基體和絕熱剪切帶的變形非常不同。絕熱剪切帶由于受到劇烈的剪切變形而被拉伸為條狀，而切屑基體主要受到擠壓的作用，所以變形程度不是那么劇烈。

絕熱剪切帶［5］又可分為在低速下形成的以大塑性變形為特征的形變帶和高速下形成的以組織細化為特征的轉變帶。由于圖5e觀察到的絕熱剪切帶是以大塑性變形為特征，并沒有組織細化的跡象。而且，不銹鋼1Cr18Ni9Ti常用的熱處理工藝，固溶處理，是要將材料加熱到1050°C～1150°C才能獲得單相奧氏體組織，從切屑的顏色大致判斷切削溫度只有700°C～740°C，所以該材料在發(fā)生熱塑性失穩(wěn)的過程中沒有相變。

圖5　不同切削速度切屑晶相圖片

2.3不銹鋼材料的切屑形貌顯微測量分析

進一步分析切削條件的改變對于熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象的影響，現(xiàn)將測量以下參數：鋸齒形最高高度h1、鋸齒形最低高度h2、節(jié)段寬度d、絕熱剪切帶寬度δ、節(jié)段斜角α，見圖6。為減少誤差對分析結果的影響，測量十個連續(xù)鋸齒狀節(jié)段的各個參數，然后取平均值，再進行分析。

圖6　切屑各參數示意圖

為了衡量材料的鋸齒化程度，定義參數G，其表達式為：

G的取值范圍在0～1之間，當G=0時，材料沒有鋸齒狀現(xiàn)象；當G=1時，材料的鋸齒化程度最嚴重。在本次切削實驗中，材料在69.9m/min時開始出現(xiàn)鋸齒狀切屑，所以從Vc=69.9m/min開始測量。長度單位為μm，角度單位為°。

為了便于比較，將所有切削速度下的平均測量值整理如表2所示。

為了便于更加直觀地分析測量結果，繪制相應的圖片如圖7所示。

從表2和圖7、圖8中，可以看出：隨著切削速度的提高，材料的熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象越來越劇烈，切屑的鋸齒化程度不斷加深，即G值不斷上升。當切削速度從69.9m/min變化到99.9m/min，鋸齒化程度加深得很快，而之后隨著切削速度的上升，鋸齒化程度開始緩慢地加深。

表2　測量結果（f=0.1mm/r、γo=15.3524°）

圖7　Vc-G曲線

圖8　Vc-d和Vc-δ曲線

另外，隨著切削速度的提高，節(jié)段寬度d和絕熱剪切帶寬度δ也在不斷地變寬。因為隨著切削速度的上升，切削溫度也會上升，熱影響區(qū)變大，使得絕熱剪切帶的寬度也在變大；切削溫度的上升會提高材料的塑性，使得在發(fā)生集中剪切滑移之前，材料發(fā)生更大的塑性變形，而且切削速度的提高使得單位時間內刀具移動距離增多，這就增加了節(jié)段的寬度。

節(jié)段斜角和切屑的初始剪切角有一定的關系。從表2可以看出，其角度隨切削速度的上升并沒有呈現(xiàn)出單調變化的規(guī)律，而是在一定范圍內波動。

圖9　鋸齒形節(jié)段塑性變形

圖9為節(jié)段的塑性變形示意圖，待變形材料為平行四邊形ABCD，經過塑性變形后成為梯形切屑節(jié)段AEFD，一個頂點B變形到E，因此，節(jié)段的相對滑移ε表達式為［6］：

其中a為梯形下邊的長度，b為梯形上邊的長度，φ1為梯形切屑表面邊底角，剪切角φ可由下式求得：

其中α為節(jié)段斜角，γo為刀具前角。

切屑的變形除了上述節(jié)段的塑性變形，還有節(jié)段之間的集中剪切滑移，其表達式為：

其中，δ為絕熱剪切帶的寬度。

當切削速度為139.9m/min時，切屑變形最大，研究此時的應變狀況。測得相應的參數（十個連續(xù)鋸齒形切屑的平均值）a為286.98μm，b為123.59μm，φ1為87.2833°，φ由式⑶求得，為43.3384°。

將相應的參數值帶入式⑵和⑷可得，節(jié)段的相對滑移ε=1.07，節(jié)段之間的集中剪切滑移ε1=4.36。由此可知，節(jié)段之間的集中剪切滑移變形程度要比單個節(jié)段的塑性變形程度大。這也說明材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn)后，變形主要集中在局部的絕熱剪切帶，而切屑基體的變形相對較小。

2.4顯微硬度的測量

如圖10 a所示，對切削速度為139.9m/min條件下得到的切屑進行顯微硬度測量，分別沿切屑流動方向和絕熱剪切方向測量。沿切屑流動方向三點的硬度分別為390.8HV、390.8HV、367.7HV；沿絕熱剪切方向的四點硬度分別為342.7HV、388.6HV、438.7HV、390.8HV。圖10b為對未變形材料的顯微硬度測量，平均結果為337.1HV。

圖10　Vc=139.9m/m in時顯微硬度的測量

從測量的結果，可以看出：沿切屑流動方向，由于受到刀具的摩擦和擠壓作用，材料因壓—切復合應力發(fā)生塑性變形；沿絕熱剪切方向，材料由于熱塑性失穩(wěn)而發(fā)生大塑性變形，其受力狀態(tài)也為壓—切復合應力。兩者塑性變形冷卻后的結果就是產生應變硬化，所以測得的硬度均比未變形材料高。

沿絕熱剪切方向，材料的硬度值總體呈上升趨勢。這是由于越靠近切屑底部，熱塑性失穩(wěn)大塑性變形引起的硬化效應和切屑底部壓—切復合應力作用下塑性變形而引起的硬化效應相疊加，導致材料的硬度不斷上升。其中第三點的硬度為438.7HV，可能是由于打到硬顆粒（如拋光時的金剛石顆粒）而出現(xiàn)的異常值；切屑底部沿切屑流動方向的硬度值也較高，相對于1、2點，由于3點離開絕熱剪切帶較遠，因此其硬度值較低。

2.5進給量、刀具前角對切屑鋸齒化影響分析

由于影響切削鋸齒化程度的因素主要包括材料物理性能、切削參數和刀具的幾何參數。而由以切削速度、進給量和刀具前角影響最大，因此下面將分析進給量、刀具前角對切屑鋸齒化程度的影響。

表3、表4為Vc=99.9m/min和Vc=119.9m/min、γo=15.3524°不同進給速度下的切屑鋸齒化測量結果。

為了便于更加直觀地分析測量結果，繪制相應的圖片如圖11、圖12和圖13。

表3　Vc=99.9m/min、γo=15.3524°不同進給速度下的測量結果

表4　Vc=119.9m/min、γo=15.3524°不同進給速度下的測量結果

圖11　圖f-G曲線

圖12　f-d曲線

圖13　f-δ曲線

在兩種不同的切削速度下，通過改變進給速度而得到的切屑有著相似的變形特征。隨著進給速度的提高，切屑材料的鋸齒化程度在下降。進給速度的提高，即切削厚度的增大，會使前刀面上的法向壓力及平均正應力σavr增大，由式⑸可知［7］，前刀面摩擦因數隨之降低，摩擦角也隨之減小，由式⑹可知［7］，剪切角φ隨之增大，從圖9中可以看出，剪切角φ的增大會使切屑材料的變形程度降低。而隨著材料變形程度的降低，切屑鋸齒化程度減輕，節(jié)段與節(jié)段之間便不再出現(xiàn)裂紋。

其中σavr為前刀面上的平均正應力，τs為被切材料的剪切屈服強度，β為前刀面與切屑材料的摩擦角，γo為刀具前角。

另外，節(jié)段的寬度隨著進給速度的提高而呈現(xiàn)出近似等斜率的增長。進給速度的提高使得切屑厚度提高，每個節(jié)段的體積增加，節(jié)段的寬度也由此變寬。

從統(tǒng)計后鋸齒化程度數據看以看出，在相同條件下，僅提高進給速度，會使得切削力也隨之提高，由此也可知材料的塑性變形抗力在提高，因而由此產生的形變能也增加了。材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn)后，變形局限于絕熱剪切帶中，形變能的增加擴大了熱影響區(qū)，使得絕熱剪切帶變寬。在較低的進給速度下，ASB寬度增長緩慢，但之后隨著進給速度的增加（較大的切削厚度下），ASB的寬度快速增加。

將刀具前角從γo=15.352°磨至γo=0°左右，按照表1的切削參數所加工得到的1Cr18Ni9Ti不銹鋼的切屑，然后測量切屑的鋸齒化參數，得到如表5的數據。

表5　測量結果（f=0.1mm/rγo=0°）

圖14　Vc-G曲線

圖15　Vc-α曲線

從圖14中可以觀察到，刀具角度的減小總體上會使切屑材料的鋸齒化程度加深。但Vc=119.9m/min時，γo=0°的鋸齒化程度G值卻比γo=15.352°時的鋸齒化程度小。這可能是由于積屑瘤的影響而導致，其硬度很高，為工件材料的2～3倍，處于穩(wěn)定狀態(tài)時可代替刀尖進行切削。由于積屑瘤的存在，會使得刀具的前角變大，從0°變?yōu)棣胋，而在本次研究的結果中，γb很可能已經大于15.35°，所以Vc=119.9m/min時，切屑的變形程度會變小。刀具前角改變后，節(jié)段寬度d和ASB寬度δ還是隨著切削速度的提高而變寬。

另外，相對于表4中的數據，從圖15中，還可以看出節(jié)段斜角α的大小總體上隨著刀具前角的減小而減小。由式（3）可知，初始剪切角φ也在減小。從圖9可知，φ的減小會使切屑變形程度增大。這也從另一方面說明了刀具角度的減小會使切屑材料的鋸齒化程度加深。

3　結束語

通過前面對1Cr18Ni9Ti不銹鋼不同切削參數下的切屑分析，可以得出：

（1）隨著切削速度的提高，不銹鋼材料1Cr18Ni9Ti會發(fā)生熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象，而且熱塑性失穩(wěn)臨界切削速度范圍在40m/min至70m/min之間。失穩(wěn)后，會發(fā)生集中剪切滑移，形成絕熱剪切帶，導致產生鋸齒狀切屑，但是切屑零界失穩(wěn)時并沒有發(fā)生相變。

（2）切屑變形主要集中在節(jié)段之間的絕熱剪切帶，而切屑基體的變形相對較小，而且切屑節(jié)段之間的變形程度比其它變形區(qū)域大很多。

（3）隨著進給速度的提高，即切屑厚度的提高，切屑材料的鋸齒化程度在降低，節(jié)段之間不再出現(xiàn)由于變形程度過大而引起的裂紋。節(jié)段寬度和絕熱剪切帶寬度隨進給速度的提高而變寬。除此之外，切屑厚度的增加，可以更清晰地觀察到切屑基體內的組織基本保持原有形態(tài)，這也說明了材料失穩(wěn)后，變形主要局限于局部熱影響區(qū)。

（4）刀具前角減小后，刀具前刀面對于切屑材料的擠壓作用增強，因此切屑的變形程度增大，即鋸齒化程度加深。節(jié)段寬度和絕熱剪切帶寬度隨刀具前角減小而變寬。由于不銹鋼材料的塑性較好、加工硬化傾向強，且切削的速度不高，所以切削時易產生積屑瘤現(xiàn)象，這會增加刀具的實際前角，對切屑材料的熱塑性失穩(wěn)現(xiàn)象產生影響。

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（編輯 趙蓉）

1Cr18Ni9Ti Stainless Steel Serrated Chips Instability Experimental Research

XU You-qian，HE Yun，ZOU Zhang-di，QI Cheng-dong
（School of Mechanical and Power Engineering，，East China University of Science and Technology，Shanghai 200237，China）

Cutting 1Cr18Ni9Tistainless steel has high cutting force and high temperature.chip prone to shear instability，resulting in serrated chip.By making the chip sample of different cutting speeds，measuring the chip jagged parameters and microhardness in different deformation zonesoft thechip，comparingchip deformation under different cutting speeds toresearch 1Cr18Ni9Ti stainless steel chip jagged instability mechanism. Gain the chip deformation concentrated in shear slip belt，and the closer between segment，the greater the degree of deformation of the chip.Then by changing the feed rate and rake angle，analyze factors which may influence 1Cr18Ni9Ti stainless steel chip jagged for improvement to provide a theoretical basis for cutting stainless steel1Cr18Ni9Ti.

1Cr18Ni9Tistainless steel；serrated chips；thermal plastic instability；chip deformation parameters

TH162；TG65

A

1001-2265（2015）02-0004-06 DOI：10.13462/j.cnki.mmtamt.2015.02.002

2014-09-18；

2014-10-22

國家重大科技專項“高檔數控機床與基礎制造裝備“（2012ZX04003041）

徐友錢（1987—），男，湖北黃梅縣人，華東理工大學碩士研究生，主要研方向為先進制造技術及現(xiàn)代切削理論，（E-mail）xuvictory1987@ 163.com；通信作者：何云（1963—），男，湖南株洲人，華東理工大學教授，研究方向為先進制造技術等，（E-mail）hy121@ecust.edu.cn。