何彥，白云龍，李麗2，王禹林3，李育鋒，易力力

(1.重慶大學(xué)機械傳動國家重點實驗室，重慶，400030；2.北京機床研究所，北京，100102；3.南京理工大學(xué)機械工程學(xué)院，江蘇南京，210094)

硬態(tài)旋風(fēng)銑削是一種應(yīng)用于螺紋加工的干式高速硬銑削，它具有高效、精密、低能耗、綠色環(huán)保的優(yōu)勢[1-3]。該加工過程中會產(chǎn)生鋸齒形切屑，切屑的鋸齒形成過程伴隨著切削力波動，而這一波動會對刀具的振動和磨損以及工件的表面完整性產(chǎn)生影響[4-7]。切屑的顯微結(jié)構(gòu)和硬度的分布反映了其在切削過程中復(fù)雜的力、熱影響下的塑性變形，更深入地揭示了切屑形成的機理[8-15]。因此，研究旋風(fēng)銑削鋸齒形切屑形貌及其特性十分必要。由于切屑的微觀形貌、顯微結(jié)構(gòu)和硬度是理解切削加工機理的重要指標(biāo)，對評估加工性能有重要作用，前人已對傳統(tǒng)機加工切屑進行了大量研究。杜勁等[16]在鎳基高溫合金FGH95和Inconel718的高速銑削加工切屑上觀測到明顯的鋸齒化現(xiàn)象。WAN等[15]對鈦合金Ti6Al4V車削鋸齒形切屑上絕熱剪切帶的微觀結(jié)構(gòu)展開了試驗性研究，結(jié)果表明，Ti6Al4V鋸齒形切屑形成過程中第一剪切區(qū)內(nèi)的破壞性失效在很大程度上取決于工件材料的絕熱剪切敏感性。PU等[17]通過觀察高速切削下AISI 1045鋼切屑的變形情況，發(fā)現(xiàn)了第二剪切區(qū)的動態(tài)再結(jié)晶動態(tài)行為，揭示了切屑形貌與平衡剪切角的關(guān)系。WANG等[18]在掃描電鏡下觀察了鎳基高溫合金Inconel718切屑在正交切削下的變形和斷裂情況，發(fā)現(xiàn)鋸齒形切屑是在結(jié)合了韌性斷裂的塑性變形機理下產(chǎn)生的。合燁等[19]通過Abaqus/Explicit建立熱學(xué)-力學(xué)正交切削有限元模型，探析了GCr15淬硬軸承鋼在硬態(tài)車削下鋸齒切屑的形成過程及機理，認(rèn)為絕熱剪切機理是形成鋸齒狀切屑的前提，而微裂紋的出現(xiàn)和擴展源于絕熱剪切作用下材料發(fā)生的韌性斷裂。高延峰等[20-21]從三維形貌特征和微觀組織結(jié)構(gòu)方面對近α高溫鈦合金B(yǎng)Ti-6431S的銑削切屑進行了研究，并對比分析了鈦合金Ti-6Al-4V和Ti-10V-2Fe-3Al的激光輔助銑削切屑形貌，發(fā)現(xiàn)上述切屑在傳統(tǒng)銑削條件下均呈現(xiàn)出鋸齒狀并伴有明顯的剪切帶，而在激光輔助條件下則呈現(xiàn)出從鋸齒型向連續(xù)型的過渡，且鈦合金Ti-10V-2Fe-3Al切屑的絕熱剪切帶消失。SUN等[22]測量了鈦合金Ti6Al4V端銑加工切屑不同截面上顯微硬度的分布：在切屑極頂面上的硬度高于鄰近表面的下層硬度；硬度在剪切帶處增加；橫截面表面不同區(qū)域的顯微硬度表現(xiàn)出差異。KANANI等[13]通過觀察大應(yīng)變機械加工產(chǎn)生的連續(xù)超細晶粒切屑發(fā)現(xiàn)：顯微硬度和剪切應(yīng)變隨切削速度的變化呈現(xiàn)相反的關(guān)系，最小的顯微硬度正好出現(xiàn)在最大的剪切應(yīng)變處和最大接觸長度處。雖然在傳統(tǒng)切削加工方面，針對切屑形態(tài)、顯微結(jié)構(gòu)和硬度的研究已十分充分，但是旋風(fēng)銑削是一種特殊的多刀具斷續(xù)漸進切削加工方法，通過刀具工件系統(tǒng)的多自由度耦合運動實現(xiàn)螺紋切削，故其切屑形成過程有別于普通車削、銑削切屑，切屑橫截面形狀是時變且不規(guī)則的，且微觀形貌規(guī)律也可能與之存在較大差異。因此，不同工藝對象的研究結(jié)論難以支持硬態(tài)旋風(fēng)銑削切屑形態(tài)及特性。在旋風(fēng)銑削切屑方面，針對加工切屑形貌已有相關(guān)試驗性文獻。朱紅雨等[23-24]對旋風(fēng)銑削切屑的宏、微觀形貌展開研究，指出了鋸齒狀切屑的微觀形貌和宏觀形貌的本質(zhì)區(qū)別，并分析了微觀鋸齒形態(tài)與工藝參數(shù)的關(guān)系。但目前的研究都沒有考慮由旋銑切屑的時變特性所引發(fā)的微觀鋸齒特征分布的不一致性，也未對切屑顯微組織和硬度分布進行深入探討。為了進一步理解旋銑加工的材料去除及切屑形成機理，本文作者對GCr15的絲杠旋風(fēng)銑削切屑的微觀形態(tài)以及力學(xué)特性開展試驗性研究。分析了切屑形貌、顯微結(jié)構(gòu)和納米硬度的分布情況，以此來探析加工過程中的力、熱及材料變形現(xiàn)象。實驗結(jié)果將為進一步研究這一加工方式的機理提供支持，并為改善實際加工時的加工質(zhì)量和提高刀具壽命提供指導(dǎo)。

1 基于旋風(fēng)銑削加工原理的理論未變形切屑形態(tài)描述

厚度，取切屑寬度方向上的二等分的縱截面(中間縱截面)與橫截面的交線長度hD來說明未變形切屑厚度的變化規(guī)律(圖2(c))。以中間縱截面切屑底邊長度為切屑長度。

旋風(fēng)銑削加工原理如圖1所示。多把成型刀具均勻?qū)ΨQ地安裝在刀盤上，刀盤軸線與工件軸線存在偏心距e，且兩軸線夾角θ等于螺紋的螺旋角。加工時，工件低速旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速為nw，刀盤以高轉(zhuǎn)速nt進行同向旋轉(zhuǎn)，工件每旋轉(zhuǎn)1周，刀盤以進給速度f沿工件軸線方向移動1個導(dǎo)程，從而實現(xiàn)整個螺紋滾道的加工。

由于工件被斷續(xù)切削，形成的切屑也是斷續(xù)的短屑。根據(jù)旋銑加工螺紋滾道漸進成形原理，使用軟件UG的布爾運算功能建立的旋銑未變形切屑的3D模型說明了其橫截面的演變，如圖2(a)和(b)所示。未變形切屑被分成了6段以展示其形成時橫截面在不同位置的形狀。從圖2可以看出，切屑的橫截面呈“C”形或類似“新月”形，且形狀、厚度沿長度方向不斷變化。為了表征未變形切屑

2 實驗步驟

2.1 實驗設(shè)備及方案

實驗材料為淬硬軸承鋼GCr15(納米硬度約為7.35 GPa)。實驗樣件長×寬為6 000 mm×80 mm，樣件經(jīng)過表面低頻淬火以保證絲杠的耐磨性和疲勞壽命。GCr15的化學(xué)組成和材料性能分別見表1和表2。實驗所用刀具如圖3所示，其材料為聚晶立方氮化硼(PCBN)，切削刃輪廓形狀為圓弧，刀具前角γo為-8°。刀塊安裝在刀盤上，刀尖的回轉(zhuǎn)直徑為90 mm。由于使用高壓空氣冷卻，切削過程不采用切削液。旋銑試驗在中國漢江機床有限公司開發(fā)的數(shù)控旋風(fēng)銑機床上進行，該機床最大絲杠加工長度為8 m。實驗采用順銑切削方式。切削速度vt、切削深度ap和刀具個數(shù)z均選用廠家推薦的常用參數(shù)，每組切削條件下的實驗重復(fù)進行3次。

圖1 旋銑加工運動原理圖Fig.1 Machining kinematic principle in whirlwind milling

圖2 未變形切屑橫截面的變化Fig.2 Evolution of cross sections of undeformed chip

表1 GCr15軸承鋼的化學(xué)組成(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table1 Chemical composition of GCr15 bearing steel %

表2 室溫下淬硬軸承鋼GCr15的材料特性Table2 Material properties of GCr15 bearing steel at room temperature

圖3 PCBN刀具Fig.3 PCBN tool

2.2 樣品制備與測量

為了研究切屑的形態(tài)和力學(xué)特性，對每組旋銑實驗產(chǎn)生的切屑進行收集。截取特定截面，并冷鑲嵌在樹脂中，拋光到指定觀測位置，然后用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕3 s，最后在無水乙醇中清洗后烘干。在超景深三維系統(tǒng)VHX-1000C下觀察切屑的鋸齒形貌特征。采用掃描電鏡TESCAN VEGA 3 LMH觀察切屑金相組織的轉(zhuǎn)變和變形。采用納米原位力學(xué)測試設(shè)備Hysitron TI 950測量切屑的納米硬度，壓頭為Berkovitch壓頭，峰值載荷為8 MN。為確保測量結(jié)果的可重復(fù)性，選取同一加工條件下的3條切屑分別制成樣品并觀測。在每個切屑上選取數(shù)個相鄰的鋸齒節(jié)測量切屑形態(tài)特征和硬度，取多次測量的平均值。

3 結(jié)果與討論

3.1 切屑鋸齒形貌特征的分布規(guī)律

圖4所示為旋銑加工實驗得到的切屑。由圖4可以發(fā)現(xiàn)，分布鋸齒的自由表面位于凸面一側(cè)，而光滑的切屑背面位于凹面一側(cè)。切屑被中間截斷后，在截面上可以清楚地觀察到鋸齒形貌，故選擇此面為觀測面。在測量和分析中以鋸齒高度H，齒根高度h、齒距PC、鋸齒化程度GS、傾斜角α和切屑厚度變形系數(shù)Λh來表征切屑鋸齒形貌，這些指標(biāo)的測量方法如圖5所示。鋸齒化程度GS可用來表征切屑在不同的成形階段的鋸齒化劇烈水平，其定義為

若將切屑厚度從齒根到齒頂?shù)淖兓埔暈榫€性增長，則可用H和h的平均值來表示實驗得到的切屑的平均厚度。

圖6(a)所示為鋸齒高度H、齒根高度h以及未變形切屑厚度hD在切屑長度上的分布曲線。其中，xL為測量點距起點的距離與切屑長度之比，未變形切屑厚度基于加工原理采用Mathematica仿真計算得到[25]。在每一刀切削過程中，未變形切屑厚度hD經(jīng)歷了從小到大，再由大變小的演變。從圖6(a)可以看出，鋸齒高度H在切屑開始形成時迅速增加至最大值，這呈現(xiàn)出與未變形的切屑厚度相似的變化趨勢；此后，鋸齒高度略有下降，并在到達中部之前一直保持平穩(wěn)；切屑成形到中部以后H開始逐漸減小。這表明，在切屑長度的前5%部分(xL≤5%)以及后半段，未變形切屑厚度是影響鋸齒高度的主導(dǎo)因素，而在xL=5%～50%部分，有其他因素限制了鋸齒高度的降低。對比未變形切屑厚度hD和實驗切屑鋸齒高度H可知，在xL＜25%部分，H小于hD，而當(dāng)xL大于25%后，H一直大于hD；這說明實際切屑的鋸齒高度變化不如理論未變形切屑厚度變化劇烈。通過比較實驗切屑平均厚度havg與hD可以看出，havg總體上低于hD。經(jīng)計算，未變形切屑理論長度為37.8 mm，實驗切屑的平均長度為43.5 mm。這說明實驗切屑在形成過程中由于受到刀具的剪切和擠壓作用，切屑等效厚度因鋸齒節(jié)的產(chǎn)生和滑移而變小。相應(yīng)地，由體積不變原理可知，切屑長度會被“拉長”。變長的切屑意味著更長的刀-屑接觸時間，這會使前刀面積累更多切削熱，從而導(dǎo)致切削溫度升高，刀具壽命縮短；此外，由于切屑特殊的卷曲形狀，較長的切屑更容易引起切屑與刀具、切屑與切屑之間糾纏，不利于排屑，加劇前刀面的磨損，且加工表面容易被殘留的切屑劃傷，影響工件質(zhì)量。

圖4 旋銑加工切屑鋸齒分布Fig.4 Saw-tooth distribution on real chip of whirlwind milling

圖5 鋸齒幾何特征Fig.5 Geometrical characteristics of saw-tooth

圖6 鋸齒特征分布(vt=200 m/min,ap=0.08 mm,z=3)Fig.6 Distribution of saw-tooth features(vt=200 m/min,ap=0.08 mm,z=3)

圖6(b)所示為齒距PC、鋸齒化程度GS、傾斜角α和變形系數(shù)Λh在切屑上的分布曲線。由圖6(b)可知：PC和GS也呈現(xiàn)出與H相似的變化趨勢，說明切屑在成形之初鋸齒化的劇烈程度迅速增大，隨后保持較高水平，進入后半段才逐漸下降。鋸齒的形成本身就伴隨著切削力和切削熱的波動，而H，PC和GS的變化又意味著切削力和溫度波動的幅值與周期在切屑形成的過程中也在不斷變化。這就使刀具面臨著更加復(fù)雜多變的力、熱沖擊，降低刀具壽命。特別地，H，PC和GS在切屑形成初期的振蕩反映了切削力的劇烈波動，這一波動又會造成刀具和工件的振動，降低加工穩(wěn)定性，降低刀具切入處的工件表面質(zhì)量。圖7所示為切屑鋸齒形成過程。從圖7可以看出，鋸齒節(jié)的形成是由被擠壓的切屑節(jié)塊沿著剪切面OM滑移出切屑自由表面而形成的。因此，剪切面與切削速度方向的夾角(剪切角?)決定了相鄰鋸齒節(jié)斜邊與豎直邊的夾角(傾斜角α)，即?越大，α越大。因此，傾斜角α與切屑形成時的剪切角?具有一一對應(yīng)的關(guān)系，可以一定程度上近似表征?。根據(jù)圖7可以推導(dǎo)出切屑厚度壓縮比(變形系數(shù))Λh與GS，?之間的關(guān)系為:

式中：l為第一變形區(qū)剪切線OM的長度，μm。

圖7 切屑成形示意圖Fig.7 Picture of chip forming

由式(2)可知，由于刀具前角γo固定不變，則Λh僅與GS，?呈負相關(guān)，即Λh隨著GS和?的增大而減小。這說明鋸齒形切屑的變形程度是剪切變形和鋸齒化雙重影響的結(jié)果。從圖6(b)可以看出：Λh與α曲線近似呈對稱分布，由此可判斷剪切角?在對切屑變形的影響中占主導(dǎo)地位。在切屑形成初期，α存在巨大的波動，α從小于40°迅速躍升至大于50°。其中，小于45°的傾斜角出現(xiàn)在切屑始端，該區(qū)域彎曲曲率遠大于切屑其他部分的彎曲曲率。這表明此處的切屑在開始形成鋸齒前，受刀具擠壓而產(chǎn)生的剪切角?較小，導(dǎo)致Λh較大，即切屑的變形量較大。緊接著，α達到峰值，Λh隨之下滑至最低點，此時切屑變形程度最小。進入到切屑中段，GS和α經(jīng)歷過下降后漸趨平穩(wěn)，α接近45°，Λh有所回升，切屑有變厚的趨勢，但由于未變形切屑厚度hD的下降，因此，havg保持相對穩(wěn)定，沒有快速變薄。進入末段，α依然保持平穩(wěn)，但GS出現(xiàn)下滑，使Λh繼續(xù)攀升，變形加劇。

此外，剪切角的波動進一步揭示了切削力和切削熱情況的改變。根據(jù)“切應(yīng)力與主應(yīng)力方向呈45°”的剪切理論，由Lee and Shaffer公式[26]可得出剪切角?與刀具前刀面的摩擦角β滿足如下關(guān)系：

由式(3)可知，導(dǎo)致剪切角波動的原因來自摩擦角β。當(dāng)?shù)毒邉偳腥牍ぜr，切屑厚度迅速增大到最大值，對刀具的切削抗力瞬間增大。作為相互作用力，刀具對切屑的擠壓和摩擦力也相對很大，但此時刀-屑接觸面剛剛產(chǎn)生切削熱，溫度較低，第二變形區(qū)的軟化效應(yīng)不顯著，故導(dǎo)致前刀面上的內(nèi)摩擦區(qū)的摩擦因數(shù)μ較大，從而令摩擦角β較大，?較小。隨著刀具向前推進，切屑厚度較大時，切屑受到的擠壓力和摩擦力增大，產(chǎn)生的大量的切削熱，在使刀-屑接觸區(qū)域溫度升高的同時也軟化了切屑材料，減小了內(nèi)摩擦區(qū)的摩擦因數(shù)μ，從而使摩擦角β變小，?增大。值得注意的是，剪切角峰值出現(xiàn)的位置與鋸齒高度相比稍有延后，這是因為熱量的積累需要過程，切削溫度在經(jīng)歷最大切削深度后仍有提升。隨后，切屑形成進入中后部，切削深度持續(xù)下降，擠壓和摩擦力減小，生成的切削熱也減少，軟化作用的減弱導(dǎo)致?下降。然而，前刀面由于先前不斷積累的熱量使切削溫度在較高水平達到平衡，對切屑背面起到一定軟化作用，抑制了?的進一步下降，故?在45°維持穩(wěn)定。由此可知，摩擦條件的變化使刀具面臨的切削條件更加惡劣。

值得指出的是，由于切屑中部鋸齒高度H，齒距PC和鋸齒化程度GS趨于平穩(wěn)，便于進行不同加工參數(shù)下切屑鋸齒特征的比較，故選擇此處為測量位置。

3.2 切屑鋸齒截面上的顯微結(jié)構(gòu)分布

GUO等[27]通過XRD實驗發(fā)現(xiàn)：在經(jīng)過旋銑加工的螺紋工件表面下存在淬火馬氏體、回火馬氏體、球狀滲碳體以及殘余奧氏體，實驗結(jié)果還顯示了從奧氏體到馬氏體的金相轉(zhuǎn)變；另外，通過使用紅外攝像機測量工件溫度，他們驗證了旋銑加工中工件的最高溫度高于相變溫度，而且工件通過空氣冷卻快速淬火。為了研究切屑鋸齒在復(fù)雜熱、力作用下的形成機理，識別切屑不同部位的顯微組織分布并分析其變形情況是非常重要的手段。

在掃描電子顯微鏡下觀察經(jīng)過腐蝕后的切屑形貌，結(jié)果如圖8所示。從圖8可以看到，鋸齒內(nèi)部基體上分布著細小的粒狀碳化物，碳化物顆粒周圍的區(qū)域顏色較深；而位于第一和第二變形區(qū)的條帶纖維狀組織顏色較亮，且碳化物顆粒消失。這些變形區(qū)域因具有較高的抗腐蝕性而顯現(xiàn)，故其組織不同于切屑基體。2個區(qū)域的組織在鋸齒節(jié)連接處交匯。

圖8 切屑中間縱截面顯微結(jié)構(gòu)(vt=180 m/min,ap=0.06 mm,z=3)Fig.8 Microstructure in intermediate longitudinal section of chip(vt=180 m/min,ap=0.06 mm,z=3)

位于第一變形區(qū)(剪切滑移變形區(qū))的淺色纖維狀組織即為絕熱剪切帶(ASBs)，該組織在鋸齒節(jié)之間周期性地出現(xiàn)。在高速切削條件下，切屑第一變形區(qū)的材料在極短的時間內(nèi)發(fā)生劇烈的剪切滑移塑性變形，同時產(chǎn)生大量來不及擴散的切削熱。這導(dǎo)致區(qū)域局部溫度急劇升高，材料被軟化，進而又加劇了滑移變形，生成鋸齒形切屑。該區(qū)域隨后又受到來自壓縮空氣的快速冷卻，其組織必然發(fā)生變化。從圖8可以看出，鋸齒斜面上的組織存在“倒伏”現(xiàn)象，晶粒在向鋸齒齒根傾斜的方向上被拉長。這是剪切帶在斜面上的延伸，驗證了鋸齒節(jié)的滑移。將這一倒伏層的厚度定義為H1。

當(dāng)切屑以很快的速度從刀具前刀面滑過時，由于非常大的法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力，摩擦能量在短時間內(nèi)幾乎全部轉(zhuǎn)換為熱能。切屑靠近背面(第二變形區(qū))的材料發(fā)生嚴(yán)重變形，并且經(jīng)受了瞬時高溫以及在空氣中的快速急冷。在這個過程中，工件表面原淬火馬氏體先經(jīng)歷了奧氏體化，同時原碳化物顆粒在高溫下溶解到奧氏體中，使淬火前的奧氏體中C和Cr元素含量增高。在高壓空氣中經(jīng)歷二次淬火后，奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)榇慊瘃R氏體。淬火馬氏體因含有較多的Cr元素，因而較耐腐蝕，凸顯為顏色較亮(淺)的“白層”，如圖8所示。當(dāng)切削熱傳遞至切屑內(nèi)部，溫度有所下降，這使得基體的原淬火馬氏體在較低的高溫下回火?；鼗鸾M織表面上有大量碳化物析出，多相結(jié)構(gòu)有利于電化學(xué)腐蝕，而且Cr元素含量下降。這導(dǎo)致回火馬氏體較淬火馬氏體易受腐蝕液侵蝕，所以凹陷且顏色較暗。

在切屑的不同部位白層厚度H2與鋸齒高度H的比值HR2并不一致，但依然存在規(guī)律。HR2沿切屑長度的變化如圖9所示。從圖9可以看出，HR2在切屑形成初期達到一個小的極值，這與切屑鋸齒高度的峰值有關(guān)，HR2極值出現(xiàn)的位置恰好緊隨鋸齒高度最大值Hmax對應(yīng)的位置之后。這說明隨著切屑瞬時厚度增大至最大值，變形及摩擦產(chǎn)生的熱量升高，導(dǎo)致熱影響層區(qū)域變大，組織變化區(qū)域厚度變寬。考慮到切屑瞬時厚度在達到峰值Hmax后開始下降，而熱量的積累會使溫度繼續(xù)上升，溫度的極值點在時間上稍有延后對材料的影響有一定時間延遲，故HR2極大值位置與Hmax位置存在一定距離。這也印證了傾斜角峰值延后出現(xiàn)的機理。隨后，HR2下降，這與切屑瞬時厚度變薄有關(guān)。接著，HR2逐漸上升，直至切削完成。雖然此階段的切屑瞬時厚度和鋸齒高度持續(xù)下降，但刀-屑接觸區(qū)域的切削熱因摩擦作用而不斷積累，導(dǎo)致前刀面的溫度持續(xù)上升。因此，相對于切屑厚度，熱影響區(qū)域不斷增大。由此可見，在切削周期中，刀-屑接觸區(qū)域的溫度并不是持續(xù)升高的，切削初期的溫度波動會給切削穩(wěn)定性帶來不利影響。

圖9 HR2沿切屑長度的變化(vt=200 m/min,ap=0.08 mm,z=3)Fig.9 Variation of HR2along chip length(vt=200 m/min,ap=0.08 mm,z=3)

3.3 切屑鋸齒截面上的納米硬度分布

切屑的納米硬度測量在其鋸齒截面上進行。由該截面上顯微結(jié)構(gòu)分布差異可以推測，不同位置的硬度可能不一致。因此，選取鋸齒節(jié)上不同的部位進行測量，測量點布置如圖10所示。在垂直于切屑底邊方向(方向1)測量一系列點，跨越鋸齒厚度，壓痕間隔4 μm；又在橫穿鋸齒連接處的絕熱剪切帶(方向2)測量一系列點，壓痕間隔8 μm。所有納米壓痕測試在同一切屑相同區(qū)域的相鄰鋸齒節(jié)上重復(fù)3次。

圖10 納米硬度測量點布置Fig.10 Nanohardness measuring points arrangement

圖11 中間縱截面上的納米硬度分布Fig.11 Nanohardness distribution in intermediate longitudinal section

中間縱截面方向1上的納米硬度分布如圖11(a)所示。從圖11(a)可見：切屑鋸齒截面上沿鋸齒高度方向的納米硬度呈現(xiàn)出“兩邊高，中間低”的分布趨勢，最大硬度出現(xiàn)在最靠近切屑背面一側(cè)的區(qū)域；從切屑邊緣到切屑內(nèi)部，硬度明顯下降，在達到切屑基體中部后趨于平穩(wěn)；最后，在抵達切屑斜邊時，硬度又有些回升。該分布規(guī)律表明：在旋銑加工中，刀-屑接觸面因摩擦產(chǎn)生的大量切削熱被傳導(dǎo)至切屑。具有極高溫度的切屑背面附近的材料因受到周圍空氣的快速冷卻，溫度急劇下降，過程相當(dāng)于淬火，使組織發(fā)生了變化。另外，該區(qū)域材料的嚴(yán)重變形起到了加工硬化作用，而表面氧化也可能是硬度增大的原因之一。該區(qū)域恰好對應(yīng)顯微結(jié)構(gòu)觀測結(jié)果中的“白層”。內(nèi)部基體的硬度低于“白層”的硬度，但平均納米硬度依然保持在7.06 GPa左右，這與工件未加工的淬火表面1 mm深度內(nèi)的平均納米硬度7.08 GPa處于同一水平。這說明此處組織并沒有轉(zhuǎn)變?yōu)檩^軟的回火索氏體或托氏體，根據(jù)其硬度推測為回火隱針馬氏體。切屑斜邊附近的硬度有所上升的原因可能與切屑背面附近的材料硬化的原因相似：絕熱剪切帶形成演化過程使周圍材料經(jīng)歷大變形、高溫、“淬火”和氧化，導(dǎo)致硬度增大。

中間縱截面方向2上的納米硬度分布如圖11(b)所示。由圖11(b)可見：剪切帶附近材料的平均納米硬度呈現(xiàn)“W”形分布。絕熱剪切帶上的納米硬度高于緊鄰帶兩側(cè)的硬度。而遠離剪切帶的地方，即鋸齒內(nèi)部的基體，其硬度又高于帶兩側(cè)的硬度。這一現(xiàn)象與前述的鋸齒高度方向的硬度分布同理，剪切帶處的組織因在短時間內(nèi)經(jīng)歷了大變形、高溫和快速冷卻，材料被硬化；而帶兩側(cè)的位置由于相對較低的變形和溫度，加之較緩的降溫過程，材料軟化效應(yīng)顯著，故硬度下降且低于基體回火馬氏體的硬度20%左右。剪切帶附近材料硬度的不均勻性說明了切屑長度方向上的材料變形和力熱條件不均勻性，驗證了旋風(fēng)銑削加工切屑鋸齒形成周期內(nèi)的不穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

1)在切屑形成初期，鋸齒高度H，齒距PC、鋸齒化程度GS和傾斜角α都先迅速增加至峰值，然后下降，最后在中部趨于平穩(wěn)。在切屑長度的起始段以及后半段，影響鋸齒高度的主導(dǎo)因素是未變形切屑厚度。

2)切屑厚度變形系數(shù)Λh受到GS和?的雙重影響，其中，剪切角?對切屑變形的影響占主導(dǎo)地位。在中部，α降低導(dǎo)致了切屑變形量的增加，從而限制了H和havg的急速下降。切屑末段GS下降導(dǎo)致Λh上升，變形加劇。α的變化與刀具前刀面的摩擦情況有關(guān)。切削熱對工件材料的軟化作用會減小摩擦角β，進而增大?。

3)鋸齒截面顯微結(jié)構(gòu)不均勻分布。絕熱剪切帶和第二變形區(qū)的材料經(jīng)歷了劇烈的剪切變形和二次淬火。觀測結(jié)果印證了鋸齒傾斜角峰值的出現(xiàn)相對于鋸齒高度峰值有所延遲的機理：熱量的積累導(dǎo)致切削溫度的極值點在時間上有所延后，進而對材料的影響存在延遲。

4)在加工硬化、切削熱引發(fā)的軟化作用、周圍空氣的快速冷卻的綜合影響下，切屑鋸齒截面上沿鋸齒高度方向的納米硬度呈現(xiàn)出“兩邊高，中間低”分布趨勢。

5)鋸齒特征在切屑長度方向上的波動變化說明了每次旋銑切削過程中切削力和切削溫度的宏觀波動；顯微結(jié)構(gòu)和納米在鋸齒節(jié)內(nèi)的不均勻性表明了鋸齒形成周期內(nèi)力、熱的微觀波動，進一步驗證了旋風(fēng)銑削加工切屑鋸齒形成周期內(nèi)的不穩(wěn)定性。