于曉，王優(yōu)強(qiáng)，張平，宋愛利，徐創(chuàng)文

7N01鋁合金高速斜角切削過程中的切屑演化機(jī)理

于曉1，王優(yōu)強(qiáng)1，張平2，宋愛利3，徐創(chuàng)文3

（1.青島理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，山東 青島 266525；2.山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266590；3.青島黃海學(xué)院 智能制造學(xué)院，山東 青島 266427）

研究高強(qiáng)鋁合金高速斜角切削參數(shù)對(duì)切屑形態(tài)及演化規(guī)律的影響，探究切屑形態(tài)轉(zhuǎn)變的內(nèi)在機(jī)理，為延長刀具使用壽命、改進(jìn)加工工藝提供理論依據(jù)?；谕ㄓ糜邢拊浖?N01鋁合金高速斜角切削三維數(shù)值模型，利用加工中心、三向測(cè)力儀進(jìn)行切削試驗(yàn)，通過金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡對(duì)切屑形貌進(jìn)行表征，結(jié)合有限元仿真結(jié)果，探明切屑演化機(jī)理。在刃傾角為15°、切深為2 mm及進(jìn)給量為0.9 mm/z的切削參數(shù)下，當(dāng)切削速度低于900 m/min時(shí)，切屑寬度方向首先與刀刃接觸的一側(cè)有較為明顯的撕裂或出現(xiàn)邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，此時(shí)切削力波動(dòng)劇烈，結(jié)合撕裂區(qū)微觀組織和有限元分析，發(fā)現(xiàn)該側(cè)應(yīng)力和溫度水平明顯高于另一側(cè)，循環(huán)拉-壓塑性變形是導(dǎo)致切屑鋸齒狀毛邊的主導(dǎo)因素。當(dāng)切削速度高于700 m/min時(shí)，材料的熱軟化效應(yīng)增強(qiáng)，絕熱剪切帶來的熱塑性剪切失穩(wěn)占據(jù)主導(dǎo)作用，切屑邊緣鋸齒狀毛邊逐漸消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。斜角切削時(shí)，切屑形態(tài)會(huì)隨著切削速度的變化而發(fā)生轉(zhuǎn)變，切削加工中的熱-力耦合作用是切屑演化的主要原因，2種鋸齒狀切屑均會(huì)帶來切削力的波動(dòng)，影響表面質(zhì)量，在實(shí)際切削加工過程中要盡量避免。

7N01鋁合金；斜角切削；切屑形態(tài)；熱力耦合

7N01鋁合金具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、耐腐蝕性能和焊接性能優(yōu)良等優(yōu)點(diǎn)[1]，常作為薄壁高精度構(gòu)件或復(fù)雜結(jié)構(gòu)件，應(yīng)用于大型建筑物、軌道列車及豪華汽車、航空航天領(lǐng)域等[2]。由于對(duì)零件精度要求較高，目前大多數(shù)薄壁零件都是由毛坯直接銑削加工而成。薄壁零件的加工效果對(duì)切削參數(shù)非常敏感，銑削加工過程帶來的切削力的波動(dòng)會(huì)使主軸系統(tǒng)產(chǎn)生諧振，從而使薄壁零件產(chǎn)生變形，進(jìn)而影響加工精度[3]，所以研究高速銑削過程中的材料去除機(jī)理及其切屑的演化規(guī)律對(duì)于指導(dǎo)零件加工尤其是提高精密薄壁件的加工精度具有非常重要的意義。鋁合金由于其較軟這一固有特性，在切削加工過程中容易出現(xiàn)粘刀、積屑瘤等現(xiàn)象，使刀具磨損嚴(yán)重，而斜角切削不僅可以有效控制切屑流向，提高刀刃的鋒利度，還能提高切削過程的平穩(wěn)性和加工質(zhì)量，在鋁及鋁合金的切削加工中廣泛應(yīng)用[4]。

切屑形態(tài)的研究有助于更好地解釋加工機(jī)理、控制刀具磨損和優(yōu)化切削參數(shù)，從而得到更好的加工效果[5]。由于斜角切削時(shí)刀具切削刃與切削速度不垂直，切屑沿前刀面流出時(shí)與切削刃法向偏移一個(gè)流屑角，故其變形區(qū)是三維的[6]，這就使斜角切削時(shí)的切屑受力情況更為復(fù)雜。為了研究切削過程中切屑的形態(tài)變化及所受熱力耦合作用，利用有限元軟件進(jìn)行切削過程的仿真成為切削預(yù)試驗(yàn)的主要方法，但是為了簡(jiǎn)化有限元模型，大都將切削過程簡(jiǎn)化為二維模型[7]，這種簡(jiǎn)化方式與自由切削狀態(tài)下的正交切削具有良好的一致性，而實(shí)際的切削加工幾乎都是三維切削，嚴(yán)格的平面塑性流動(dòng)狀態(tài)幾乎不存在[8]，所以二維數(shù)值模型在模擬真實(shí)的切削狀態(tài)時(shí)具有很大的局限性。在鋁合金高速銑削加工中，切屑的卷曲、斷屑、排屑等均對(duì)切削質(zhì)量具有較大影響，例如鋸齒狀切屑會(huì)引起切削力的波動(dòng)，影響已加工表面的完整性[9]。三維仿真模型不僅能模擬切削變形區(qū)沿各個(gè)方向的分布規(guī)律，還可以真實(shí)地表征切屑形態(tài)，對(duì)指導(dǎo)實(shí)際加工意義重大。目前，已有學(xué)者進(jìn)行了三維切削模型的研究，主要集中在以下幾個(gè)方面：在刀具模型上，徐明剛等[10]建立了仿生織構(gòu)PCD刀具切削的三維數(shù)值模型，探究了微織構(gòu)刀具切削過程中的切削力和溫度，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證；在工件模型上，Wu等[11]、Giasin等[12]均建立了復(fù)合材料鉆削的三維仿真模型，分析了進(jìn)給速度和主軸轉(zhuǎn)速對(duì)切削力和孔質(zhì)量的影響；在刀具的運(yùn)動(dòng)方式上，張存鷹等[13]對(duì)縱扭復(fù)合超聲端面銑削進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)分析，并在其基礎(chǔ)上建立三維運(yùn)動(dòng)軌跡方程，對(duì)刀尖軌跡進(jìn)行仿真，且研究了該運(yùn)動(dòng)方式下的加工特性。對(duì)切屑形態(tài)的模擬中，大部分研究還是集中在鋸齒狀切屑的二維仿真，例如殷繼花等[14]建立了航空鋁合金7075-T651高速銑削過程的二維有限元模型，并結(jié)合試驗(yàn)探究了切削速度在2～16 m/s時(shí)鋸齒形切屑的形成機(jī)理。

文中針對(duì)斜角切削三維變形區(qū)的特點(diǎn)，利用通用有限元軟件，建立7N01鋁合金高速斜角切削三維有限元模型，重點(diǎn)研究斜角切削參數(shù)對(duì)加工過程中切屑卷曲、流屑方向、切屑形態(tài)的影響，并結(jié)合試驗(yàn)，探究高速斜角切削加工中切屑形成的熱力耦合機(jī)制。

1 試驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)用材料為7N01-T6態(tài)鋁合金軋板，利用電火花線切割將板材切割成尺寸為30 mm×30 mm×30 mm的小塊，為了避免軋制帶來的力學(xué)性能各向異性和晶粒尺寸不同對(duì)后續(xù)試驗(yàn)的影響[15-16]，對(duì)試樣塊的方向進(jìn)行標(biāo)記，選取垂直于軋向的橫向截面作為切削試驗(yàn)的表面，材料的化學(xué)成分及物理性能見表1和表2。切削前對(duì)試樣塊進(jìn)行去應(yīng)力退火，以消除軋制殘余應(yīng)力對(duì)切屑形態(tài)的影響[17-18]。

表1 7N01鋁合金化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of 7N01 aluminum alloy wt.%

表2 7N01鋁合金的物理性能

Tab.2 Physical properties of 7N01 aluminum alloy

1.2 設(shè)備及方法

銑削試驗(yàn)及切削力測(cè)量裝置如圖1所示，切削試驗(yàn)在美速達(dá)MV-820立式加工中心上進(jìn)行，采用刀盤直徑為80 mm的盤式面銑刀，所用刀片為硬質(zhì)合金刀具CoroMill290，干切，每加工完一次更換新刀片，將工件切割成4 mm厚的薄片，保證切削加工時(shí)只有一側(cè)切削刃參與切削，切削刃與刀盤主軸呈一定的夾角以實(shí)現(xiàn)斜角切削。在進(jìn)給方向放置紙板以收集切屑，并將產(chǎn)生的切屑放于無水酒精中保存，切削力由YD15-Ⅲ型測(cè)力儀收集并通過計(jì)算機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，最終得到切削過程中三向切削力的變化。

圖1 銑削試驗(yàn)及切削力測(cè)量裝置

2 有限元及刀屑接觸模型的建立

2.1 有限元模型建立及試驗(yàn)方案

通過簡(jiǎn)化銑削過程建立的三維斜角切削有限元模型如圖2所示。刀具和工件均由三維建模軟件建立，后導(dǎo)入到有限元分析軟件中，邊界條件如圖2所示，采用工件固定、刀具進(jìn)給的加工方式，將工件底部邊節(jié)點(diǎn)、方向的自由度約束為零位移，左側(cè)邊的節(jié)點(diǎn)在方向的自由度約束為零位移，而刀具只有沿方向運(yùn)動(dòng)的自由度。工件尺寸為15 mm×2 mm× 4 mm，刀尖圓弧半徑為0.1 mm，后角0=6°。刀具前角0、切削深度p、刃傾角s由三維建模軟件進(jìn)行更改，切削速度c由邊界條件確定。采用八結(jié)點(diǎn)熱耦合六面體單元，并對(duì)刀尖和切屑層網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化。具體的單因素仿真試驗(yàn)方案見表3。

圖2 三維斜角切削有限元模型

表3 單因素仿真試驗(yàn)方案

Tab.3 Single factor simulation test scheme

數(shù)值模型選用Johnson-Cook模型來表征材料的本構(gòu)關(guān)系[19-20]，具體表達(dá)式如下：

采用考慮應(yīng)力三軸度、應(yīng)變率和溫度的Johnson- Cook損傷失效模型[21-22]，其等效斷裂應(yīng)變定義為：

表4 7N01鋁合金J-C模型材料參數(shù)[23-25]

Tab.4 Material parameters of J-C model for 7N01 aluminum alloy[23-25]

2.2 刀-屑接觸模型

式中：為刀屑接觸面的摩擦應(yīng)力；μ為摩擦因數(shù)；為刀屑接觸面的正應(yīng)力；LOA為刀屑接觸長度；b為冪指數(shù)；為極限剪切應(yīng)力，等于初始塑性流動(dòng)剪應(yīng)力。

通過以上分析，刀具前后刀面與工件之間采用運(yùn)動(dòng)接觸法和有限滑移公式進(jìn)行約束，使用Lagrange摩擦公式表征刀屑間的粘結(jié)-滑移摩擦行為，摩擦因數(shù)取0.4。

3 結(jié)果與分析

3.1 單因素切削參數(shù)下的切屑形態(tài)研究及有限元模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型的正確性，參照表2中第11—15組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)不同切削速度下的切削力進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。切削力試驗(yàn)值是通過收集每個(gè)切削周期的三向切削力數(shù)據(jù)，計(jì)算相鄰10個(gè)切削周期穩(wěn)定階段數(shù)值的平均值得到的，仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，三向切削力仿真值與試驗(yàn)值具有較好的一致性，最大相對(duì)誤差分別為9.5%、10.4%和6.9%，并且切削力與速度的變化趨勢(shì)相吻合。

按照表2中的數(shù)據(jù)進(jìn)行仿真，得到切屑形態(tài)如圖5所示。圖5a為在刀具前角為10°、切削速度為700 m/min、切削深度為0.5 mm下，不同刃傾角對(duì)切削形態(tài)的影響，由圖5可見，斜角切削過程中，切屑均向一側(cè)彎曲排屑，這對(duì)保護(hù)已加工表面是非常有利的。相較于小的刃傾角，刃傾角較大時(shí)，切屑更容易彎曲，隨著刃傾角增大，切屑的彎曲程度增大。

圖4 三向切削力仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比

在刃傾角為35°、切削速度為700 m/min、切削深度為0.5 mm條件下，不同刀具前角對(duì)切屑形態(tài)的影響見圖5b，可以看到，在7N01鋁合金切削過程中，隨著刀具前角的加大，刀具的切削條件得以改善，更容易將切屑從工件表面切除。另外，由于刀具更加“鋒利”，刀具在切削工件時(shí)能以較低的切削力切出切屑，減少刀具和工件的剪切阻力，減少生熱，有利于切屑帶走切削時(shí)的切削熱。在進(jìn)行粗加工和處理切削硬度較高的材料時(shí)，一般會(huì)使用刀具前角較小的刀具，以改善刀具的受力情況，降低刀具崩刃的機(jī)率。

在刃傾角為35°、刀具前角為10°、切削深度為0.5 mm條件下，不同切削速度對(duì)切屑形態(tài)的影響見圖5c，在切削速度較低時(shí)，切屑的彎曲程度較小，切屑不容易發(fā)生卷曲，以長條狀的形態(tài)脫離工件，但出現(xiàn)了切屑的分條、撕裂現(xiàn)象。隨著速度逐漸增大，切屑在形成時(shí)逐漸發(fā)生卷曲，特別是在速度達(dá)到本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)的最大切削速度時(shí)，這種趨勢(shì)最為明顯。一般而言，切屑的卷曲形狀受應(yīng)力的影響較大，這也意味著在7N01鋁合金的斜角切削過程中，隨著刀具切削速度的增大，切屑中的殘余應(yīng)力也會(huì)隨之發(fā)生較大的變化。

在刃傾角為35°、刀具前角為10°、切削速度為700 m/min條件下，不同切削深度對(duì)切屑形態(tài)的影響見圖5d?？梢钥吹剑谇邢魃疃容^小時(shí)，切屑很容易從工件表面脫離，形成不規(guī)則形狀的崩碎切屑。隨著切削深度的增大，切屑逐漸變成連續(xù)條狀，當(dāng)切深為0.5 mm時(shí)，形成較為規(guī)則的卷曲狀切屑。當(dāng)切深繼續(xù)增加，切屑邊緣出現(xiàn)撕裂、分條等現(xiàn)象，究其原因是切屑層較厚，當(dāng)其與前刀面切除并彎曲時(shí)，在切屑的邊緣形成了較大的應(yīng)力集中，引起了切屑的撕裂。

通過以上有限元分析，值得注意的是，在較小的刃傾角、較低的切削速度、較深的切深及較小的刀具前角條件下，均有切屑的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象。從切屑撕裂的位置來看，此種切屑不同于鋸齒狀切屑，鋸齒狀切屑是由于第一變形區(qū)內(nèi)的材料發(fā)生絕熱剪切而形成的熱塑性剪切失穩(wěn)，后沿切削方向堆積形成帶狀且一面帶有鋸齒的切屑，鋸齒出現(xiàn)在切削厚度方向的一側(cè)，在鋸齒狀切屑的微觀組織中能清晰地看到絕熱剪切帶。本仿真中切屑邊緣的鋸齒狀毛邊產(chǎn)生于切削寬度方向的一側(cè)，為了探究此種切屑的形成機(jī)理，進(jìn)行了切削試驗(yàn)，得到如圖6所示2種切屑形態(tài)和對(duì)應(yīng)的切削力變化曲線。圖6a和b的加工參數(shù)為切削速度為300 m/min、切深為2 mm、進(jìn)給量為0.9 mm/z，刀具為盤式面銑刀，刀盤直徑為63 mm，刃傾角為15°；圖6c和d的加工參數(shù)為切削速度為900 m/min，進(jìn)給量為0.2 mm/z。由圖6a可知，在上述參數(shù)下，切屑一側(cè)邊緣整齊，而另一側(cè)出現(xiàn)了邊緣的撕裂和鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，這與有限元分析結(jié)果相吻合。此時(shí)切削力的變化曲線如圖6b所示，當(dāng)切削刃接觸工件后，三向切削力波動(dòng)較大，在約0.002 s后趨于平穩(wěn)，此時(shí)，進(jìn)給方向的切削力F變化不大，F和F均呈減小趨勢(shì)。值得注意的是，三向切削力均出現(xiàn)了上下波動(dòng)，方框內(nèi)為所選區(qū)域的切削力數(shù)值的標(biāo)準(zhǔn)差。圖6c中切屑為邊緣整齊，整體呈C型卷曲，對(duì)應(yīng)的切削力沒有出現(xiàn)較大的上下波動(dòng)，整體變化較為平穩(wěn)。

圖5 單因素切削參數(shù)下的切屑形態(tài)

圖6 2種切屑形態(tài)及對(duì)應(yīng)的切削力曲線

3.2 切屑形態(tài)隨切削速度的演化規(guī)律

為了探究切屑形態(tài)隨切削速度的變化規(guī)律，在圖6a的加工參數(shù)下，分別選取300、500、700、900、1100 m/min這5組銑削速度進(jìn)行試驗(yàn)，收集切屑后對(duì)其進(jìn)行鑲樣、打磨、拋光、腐蝕后，于金相顯微鏡下觀察，得到如圖7所示的微觀組織。其中圖7a—c為切屑寬度方向的微觀組織，圖7d—f為切屑厚度方向的微觀組織。由圖7a—c可知，在較低的切削速度下，切屑寬度方向首先接觸前刀面的一側(cè)出現(xiàn)了規(guī)律的鋸齒狀毛邊，相鄰兩個(gè)鋸齒之間有一裂紋，裂紋尖端未發(fā)現(xiàn)絕熱剪切帶，從圖7b可以看到明顯的塑性變形痕跡，證明了此種切屑的形成機(jī)理與絕熱剪切鋸齒狀切屑不同，隨著切削速度的增加，裂紋的寬度逐漸減小，2條相鄰裂紋之間的距離增加，當(dāng)切屑速度達(dá)到1100 m/min后，除邊緣輕微毛刺外無鋸齒狀毛邊出現(xiàn)。由圖7d—f發(fā)現(xiàn)，隨著切削速度的提高和切屑邊緣鋸齒狀毛邊的消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。在700～900 m/min的切削速度下，2種切屑形式均存在，并且有由切屑邊緣鋸齒狀毛邊轉(zhuǎn)化為絕熱剪切鋸齒狀切屑的趨勢(shì)，由此可見，邊緣的撕裂可能為絕熱剪切提供了裂紋源，并在某個(gè)速度下瞬間拓展，關(guān)于轉(zhuǎn)化的微觀機(jī)制有待進(jìn)一步研究，切屑形態(tài)隨切削速度的變化如表5所示。

圖7 不同切削速度下切屑寬度方向（a、b、c）和厚度方向（d、e、f）的微觀組織

表5 不同切削速度下的切屑形態(tài)

Tab.5 Chip morphology at different cutting speeds

為了對(duì)切屑鋸齒化程度進(jìn)行定量表征，采用鋸齒化程度參數(shù)c來衡量切屑邊緣鋸齒化毛邊和切屑厚度絕熱剪切鋸齒化的程度。其表達(dá)式為：

式中：h為鋸齒高度；H為切屑寬度（邊緣鋸齒化）或切屑厚度（絕熱剪切鋸齒化）。為了減小測(cè)量誤差，最終c值選擇5個(gè)形態(tài)完整的鋸齒所得數(shù)據(jù)的平均值。

對(duì)2種切屑的幾何參數(shù)進(jìn)行測(cè)量，計(jì)算出鋸齒化程度隨切削速度的變化趨勢(shì)如圖8所示。由圖8可知，切屑寬度方向的毛邊鋸齒化程度隨著切削速度的升高而減弱，切屑厚度方向的絕熱剪切鋸齒化程度隨著切削速度的升高而加劇。究其原因在于，隨著切削速度的升高，切削熱增加，材料的熱軟化效應(yīng)提高，塑性增加，故切屑邊緣由于塑性變形產(chǎn)生的裂紋減少；而切屑厚度方向由于熱量來不及散失而發(fā)生熱塑性剪切失穩(wěn)，當(dāng)切削速度達(dá)到700 m/min時(shí)已形成較為明顯的絕熱剪切帶和鋸齒狀切屑。

圖8 2種鋸齒化程度隨切削速度的變化趨勢(shì)

圖9為切屑邊緣鋸齒狀撕裂的SEM照片及斷口形貌。由圖9b可以看到斷口表面呈纖維狀粗糙不平，表面顏色灰暗且無結(jié)晶顆粒，斷口表面有較多韌窩及少量的準(zhǔn)解理臺(tái)階，結(jié)合金相顯示的塑性變形痕跡，說明切屑邊緣撕裂裂紋是由塑性變形導(dǎo)致的延性斷裂。

圖9 切屑邊緣鋸齒狀撕裂的SEM照片及斷口形貌

3.3 切削過程中切屑邊緣鋸齒狀撕裂的熱力耦合作用機(jī)制研究

為了探究切屑產(chǎn)生過程中的動(dòng)態(tài)熱力學(xué)耦合機(jī)制，對(duì)上述切屑參數(shù)下的斜角切削過程進(jìn)行了有限元模擬，得到如圖10所示的切屑形態(tài)及等效塑性應(yīng)變（Equivalent Plastic Strain，PEEQ）分布規(guī)律。由圖10可見，螺旋狀切屑沿前刀面方向向切削表面的一側(cè)卷曲，切屑層首先接觸前刀面的一側(cè)出現(xiàn)了邊緣撕裂現(xiàn)象，而另一側(cè)則邊緣整齊，并且撕裂一側(cè)的PEEQ值整體大于整齊一側(cè)，這說明撕裂一側(cè)較整齊一側(cè)有較大的塑性變形累積，從而引起了局部的斷裂與脫落。

圖10 切屑邊緣撕裂的有限元模擬

選取切屑上撕裂一側(cè)的點(diǎn)和與其相對(duì)的邊緣整齊一側(cè)的點(diǎn)，得到仿真過程中、兩點(diǎn)的PEEQ值和單向塑性應(yīng)變量（PE11）如圖11所示。整個(gè)切削過程中，點(diǎn)的累積等效塑性應(yīng)變接近0.5，是點(diǎn)的近10倍，大的塑性應(yīng)變量是導(dǎo)致局部撕裂的主要原因。圖11b中2條曲線分別是、兩點(diǎn)在切削過程中沿切削方向的塑性應(yīng)變量的變化，由曲線可知，兩點(diǎn)的PE11值均在拉伸和壓縮之間循環(huán)，并且點(diǎn)的拉伸和壓縮變形遠(yuǎn)大于點(diǎn)。仿真過程中切屑經(jīng)過了3次卷曲，而點(diǎn)亦經(jīng)過了3次拉-壓循環(huán)，這說明切屑卷曲過程中，由于熱力耦合作用，會(huì)引起整個(gè)切屑上的應(yīng)力分布發(fā)生改變，進(jìn)而使整個(gè)切屑處于非常復(fù)雜的應(yīng)力場(chǎng)之中，而該應(yīng)力場(chǎng)決定了切屑的形態(tài)及斷屑的位置。

圖11 a、b兩點(diǎn)塑性應(yīng)變隨時(shí)間變化曲線

切削仿真過程中、兩點(diǎn)的溫度和等效應(yīng)力變化曲線如圖12和13所示。由于斜角切削過程中，點(diǎn)首先與刀尖接觸，所以其應(yīng)力首先升高到一較大值，約為840 MPa，而后迅速降低并保持穩(wěn)定。而點(diǎn)的應(yīng)力整體變化趨勢(shì)與點(diǎn)相似，但是最大應(yīng)力低于點(diǎn)，約為700 MPa。、兩點(diǎn)應(yīng)力值的不同使其溫度變化具有相似的趨勢(shì)，兩點(diǎn)的溫度均在較短的時(shí)間內(nèi)先后迅速升高并保持穩(wěn)定，點(diǎn)的溫度整體高于點(diǎn)，瞬時(shí)最高溫度達(dá)到了600 ℃以上，這與Tan等[27]的研究結(jié)果一致。較高的溫度使點(diǎn)材料的熱軟化效應(yīng)更加明顯，同時(shí)加上較高的應(yīng)力，在熱力耦合機(jī)制的作用下，斜角切削中首先接觸刀尖一側(cè)的塑性變形量大于另一側(cè)，大的塑性變形使材料發(fā)生疲勞斷裂，因此出現(xiàn)了切屑的一側(cè)撕裂、一側(cè)光滑的現(xiàn)象。

圖12 a、b兩點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線

圖13 a、b兩點(diǎn)應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線

圖14為3個(gè)時(shí)刻的應(yīng)力和溫度云圖，由應(yīng)力云圖可知，斜角切削過程中的最大應(yīng)力出現(xiàn)在切削區(qū)首先接觸刀尖的一側(cè)（圖14應(yīng)力云圖中所示的紅色區(qū)域），此處材料更多的是被擠壓去除并可能會(huì)伴隨著絕熱剪切；而另一側(cè)的應(yīng)力值整體偏小，說明此處材料去除機(jī)理可能存在不同。由溫度云圖可知，切屑撕裂一側(cè)的溫度整體高于另一側(cè)，值得注意的是，隨著切削的進(jìn)行，前刀面遠(yuǎn)離刀尖的區(qū)域出現(xiàn)了一個(gè)溫度較高并成月牙狀的區(qū)域，該區(qū)域是前刀面磨損最嚴(yán)重的區(qū)域。

圖14 各時(shí)刻應(yīng)力與溫度云圖

4 結(jié)論

1）鋸齒狀切屑在一定的切削參數(shù)下出現(xiàn)，并引起三向切削力的劇烈波動(dòng)。單因素變化的斜角切削參數(shù)均對(duì)切屑形態(tài)有較大的影響，在較小的刃傾角、較低的切削速度、較深的切深及較小的刀具前角下，均有切屑的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，切屑邊緣的鋸齒狀毛邊產(chǎn)生于切削寬度方向的一側(cè)首先與刀尖接觸的位置。此種切屑形成的過程中，切削力在約0.002 s后趨于平穩(wěn)，此時(shí)，切削力F變化不大，F和F均呈減小趨勢(shì)，三向切削力均出現(xiàn)了劇烈波動(dòng)。

2）2種鋸齒狀切屑隨切削速度的變化會(huì)相互轉(zhuǎn)化。當(dāng)切削速度低于900 m/min時(shí)，在切屑寬度方向首先與刀刃接觸的一側(cè)有較為明顯的撕裂或邊緣鋸齒狀毛邊現(xiàn)象，此時(shí)切削力波動(dòng)劇烈。當(dāng)切削速度高于700 m/min時(shí)，材料的熱軟化效應(yīng)增強(qiáng)，絕熱剪切帶來的熱塑性剪切失穩(wěn)占據(jù)主導(dǎo)作用，切屑邊緣鋸齒狀毛邊逐漸消失，沿切屑的厚度方向出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切帶，即形成了鋸齒狀切屑，并且鋸齒化程度隨著切削速度的提高而加劇。

3）熱力耦合帶來的塑性變形是鋸齒狀毛邊產(chǎn)生的主要原因。在切屑鋸齒狀毛邊處的微觀組織中未發(fā)現(xiàn)絕熱剪切帶，證明了此種切屑的形成機(jī)理與鋸齒狀切屑不同，但有明顯的塑性變形痕跡，結(jié)合有限元分析，得到了切屑寬度兩側(cè)的塑性變形量、應(yīng)力、溫度的變化規(guī)律，切屑卷曲過程中帶來的循環(huán)拉-壓效應(yīng)與熱效應(yīng)相互耦合是導(dǎo)致切屑邊緣鋸齒狀撕裂的主要原因。

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Chip Evolution Mechanism in High Speed Oblique Cutting of 7N01 Aluminium Alloy

1,1,2,3,3

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266525, China; 2. School of Mechanical and Electronic Engineering, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China; 3. School of Intelligent Manufacturing, Qingdao Huanghai University, Qingdao 266427, China)

The work aims to study the effects of high-speed oblique cutting parameters on chip morphology and evolution law of high-strength aluminum alloy, and explore the internal mechanism of chip morphology transformation, so as to provide theoretical basis for extending tool life and improving processing technology. In this paper, a three-dimensional numerical model of 7N01 aluminum alloy high-speed oblique cutting was established based on the general finite element software. The cutting experiments were carried out with machining center and three-dimensional dynamometer. The chip morphology was characterized by metallographic microscope and scanning electron microscope. Combined with the finite element simulation results, the chip evolution mechanism was explored. The results showed that, under the condition of 15° blade inclination, 2 mm cutting depth and 0.9 mm/z feed, when cutting speed was lower than 900 m/min, there was obvious tearing or serrated edge phenomenon on the side contacting with the tip first in the width direction of chip. At this time, the cutting force wave was violent. Combined with the microstructure and finite element analysis, it was found that the stress and temperature level of this side was significantly higher than that of the other side, and the cyclic tension compression plastic deformation was the main factor leading to chip serrated burr. When the cutting speed was higher than 700 m/min, the thermal softening effect was enhanced, and the thermoplastic shear instability caused by adiabatic shear played a leading role. The serrated edge gradually disappeared, and an obvious adiabatic shear band appeared along the chip thickness direction, that was, serrated chips were formed, and the degree of serration increased with the increase of cutting speed. In oblique cutting, chip shape will change with the change of cutting speed. The thermal mechanical coupling is the main reason for chip evolution. The two kinds of serrated chips will bring the fluctuation of cutting force and affect the surface quality, which should be avoided as far as possible in the actual cutting process.

7N01 aluminum alloy; oblique cutting; chip shape; thermal-mechanical coupling

2021-03-11；

2021-08-19

YU Xiao (1991—), Male, Doctoral candidate, Research focus: machining and surface strengthening of metal materials.

王優(yōu)強(qiáng)（1970—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧夏Σ粮钡谋砻娓男耘c磨蝕機(jī)理。

WANG You-qiang (1970—), Male, Doctor, Professor, Research focus: surface modification and abrasion mechanism of metal friction pairs.

于曉, 王優(yōu)強(qiáng), 張平, 等. 7N01鋁合金高速斜角切削過程中的切屑演化機(jī)理[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(3): 167-177.

TG147

A

1001-3660(2022)03-0167-11

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.03.017

2021-03-11；

2021-08-19

國家自然科學(xué)基金（51575289）；山東省自然科學(xué)基金（ZR2019PEE028）；山東省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2019GHY112068）

Fund：The National Natural Science Foundation of China (51575289); the Natural Science Foundation of Shandong Province (ZR2019PEE028); the Key Research and Development Project of Shandong Province (2019GHY112068)

于曉（1991—），男，博士研究生，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧锨邢骷庸ぜ氨砻鎻?qiáng)化。

YU Xiao, WANG You-qiang, ZHANG Ping, et al. Chip Evolution Mechanism in High Speed Oblique Cutting of 7N01 Aluminium Alloy[J]. Surface Technology, 2022, 51(3): 167-177.