孔金星 鄧飛 夏志輝 李亮

(1.中國工程物理研究院 機(jī)械制造工藝研究所， 四川 綿陽 621999;2.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 江蘇 南京 210016)

純鐵切屑形成特征及影響因素研究*

孔金星1鄧飛1夏志輝1李亮2?

(1.中國工程物理研究院 機(jī)械制造工藝研究所， 四川 綿陽 621999;
2.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 江蘇 南京 210016)

采用正交切削試驗(yàn)，研究了純鐵材料在不同切削速度下切屑形成特征及變形機(jī)理，開展了刀具前角、切削用量、冷卻潤滑方式等切削工藝參數(shù)對(duì)純鐵切屑變形規(guī)律的影響試驗(yàn).結(jié)果表明，純鐵切屑呈現(xiàn)顯著的剪切滑移變形特征，切削工藝參數(shù)僅對(duì)切屑中晶粒的變形程度產(chǎn)生影響；低速切削時(shí)切屑在前刀面上具有“滑-停-滑”現(xiàn)象，晶粒破碎嚴(yán)重，而高速時(shí)停留現(xiàn)象減小甚至消失，晶粒呈拉伸狀變形；隨著切削速度和刀具前角的增加，切削力、切屑變形系數(shù)顯著減小，切削力則隨進(jìn)給量的增加而增加，但切屑變形系數(shù)則呈減小趨勢；相同切削用量時(shí)，水冷方式下切削力和切屑變形系數(shù)最小，而干切時(shí)最大.試驗(yàn)結(jié)果對(duì)純鐵材料選擇合適的工藝參數(shù)以改善其加工性能具有重要的參考意義.

純鐵；正交切削；切屑變形機(jī)理；切削力；切屑變形系數(shù)

純鐵材料具有質(zhì)地軟、塑性高、韌性大以及電磁性能優(yōu)良等特點(diǎn)，在航空航天、兵器、能源、電力電子等工業(yè)領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用[1- 2].純鐵材料切削時(shí)具有切屑變形嚴(yán)重、極易形成積屑瘤、切削區(qū)摩擦劇烈、刀具磨損快等顯著特征，因此對(duì)其切屑變形機(jī)理和形成特征進(jìn)行深入研究，是實(shí)現(xiàn)純鐵材料切削過程中切削力和切削溫度、刀具磨損以及工件表面質(zhì)量控制的基礎(chǔ)與前提，對(duì)于刀具幾何參數(shù)、切削工藝參數(shù)和冷卻潤滑方式的合理選擇與優(yōu)化具有重要的指導(dǎo)意義[3- 5].

切屑形態(tài)通常包括連續(xù)性切屑、崩碎切屑、波浪形切屑、有積屑瘤的切屑和鋸齒形切屑[4- 7]，其變形程度及形成特征則取決于工件材料自身的物理、力學(xué)性能和切削過程中的受力狀態(tài)[4,8- 10].Schulz等[8]針對(duì)7075鋁合金時(shí)效和非時(shí)效兩種狀況進(jìn)行銑削和車削試驗(yàn)，結(jié)果表明沉積硬化是7075鋁合金切屑形態(tài)由連續(xù)型轉(zhuǎn)變?yōu)殇忼X形的根本原因，而切削參數(shù)則對(duì)鋸齒狀切屑的鋸齒化程度產(chǎn)生影響，切屑鋸齒化程度隨切削速度的增加而增加.Baker[9]采用有限元法討論了鈦合金本構(gòu)方程中的熱軟化效應(yīng)和硬化系數(shù)對(duì)切屑形成的影響，認(rèn)為熱軟化效應(yīng)的增加使得鋸齒形切屑的間距增大，而硬化系數(shù)對(duì)切屑的形狀影響較大.對(duì)于確定的工件材料，刀具幾何參數(shù)、切削參數(shù)、冷卻潤滑等工藝參數(shù)則對(duì)切屑形成特征具有重要的影響[11- 15].蔡玉俊等[11]認(rèn)為切削速度和刀具前角是影響淬硬鋼切屑形態(tài)的主要因素，隨切削速度的增加，切屑形態(tài)由連續(xù)的帶狀切屑轉(zhuǎn)變?yōu)橹芷谛缘匿忼X形切屑，而減小刀具前角，鋸齒狀切屑的臨界轉(zhuǎn)變切削速度明顯減小.姜峰[15]則認(rèn)為水冷方式下鈦合金切屑的鋸齒化程度比干切削條件下明顯增加，而且刀具前角越小切屑的鋸齒化程度越大.

綜上所述，探明純鐵切削時(shí)切屑的形成特征及其影響因素，有助于正確認(rèn)識(shí)純鐵切削過程的本質(zhì)，保證零件加工質(zhì)量.因此，文中采用正交切削方式，研究純鐵材料切屑變形機(jī)理和形成特征，探索刀具前角、切削用量、冷卻潤滑方式等工藝參數(shù)對(duì)切屑變形的影響規(guī)律，進(jìn)而為純鐵切削工藝參數(shù)的優(yōu)化提供理論和試驗(yàn)依據(jù).

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)材料

將太原鋼鐵公司提供的原始棒料(DT4E)直接加工成尺寸為Φ160 mm×280 mm的試驗(yàn)件，材料初始晶粒狀況如圖1所示.正交切削試驗(yàn)件形狀和切削試驗(yàn)如圖2所示，試驗(yàn)件凸臺(tái)寬度為(2±0.02)mm，槽單邊深度為5 mm，槽寬度為4 mm.該材料的化學(xué)成分如表1所示.

圖1 純鐵材料初始晶粒狀況Fig.1 Initial grain conditions of pure iron material

圖2 正交切削試樣和切削試驗(yàn)Fig.2 Samples for orthogonal cutting and cutting experiment

成分FeCSiMnNi含量大于99.80.0130.0280.0290.035成分SCrCuPAl含量0.020.020.0340.00720.0023

1.2 試驗(yàn)方案和切削參數(shù)

試驗(yàn)方案及選擇的工藝參數(shù)如下.

(1)切削參數(shù)的影響.切削速度v=60,80,100,120,140,160,190,220,250,280,340,400,460 m/min，進(jìn)給量固定為f=0.08 mm/r；進(jìn)給量取f=0.04,0.06,0.08,0.10,0.12,0.15,0.18 mm/r，切削速度固定為v=300 m/min.刀具為Kennametal公司NGP3125L KC5010 TiAlN涂層刀具，前角為5°，冷卻潤滑方式為干切；

(2)冷卻潤滑方式的影響.采用干切、微量潤滑(MQL)和水冷3種方式，切削速度取v=160,220,280,340,400,460 m/min共計(jì)5組參數(shù)，進(jìn)給量取f=0.08 mm/r；刀具為Kennametal公司NGP3125L KC5010 TiAlN涂層刀具，前角為5°.

(3)刀具前角的影響.采用Kennametal公司生產(chǎn)的KC5010 TiAlN涂層刀具，型號(hào)分別為NG3125L、NGP3125L和NG3125LK，前角為0°、5°和10°.切削速度選擇為v=280,340,400 m/min，進(jìn)給量f=0.08 mm/r，冷卻潤滑方式為干切.

機(jī)床為國產(chǎn)MJ520數(shù)控車床，主軸轉(zhuǎn)速范圍為35～3 500 r/min.MQL系統(tǒng)為國產(chǎn)OoW129AC-2型設(shè)備，采用兩個(gè)噴嘴對(duì)刀具前、后刀面噴射，單個(gè)噴嘴潤滑油流量為80 mL/h，進(jìn)氣壓力為0.55 MPa，噴嘴到刀具刀尖的距離固定為20 mm.

1.3 測量儀器與切屑處理

切削力測試儀器為Kistler 9257B型動(dòng)態(tài)測力儀.將不同參數(shù)下的純鐵切屑收集后，采用螺紋千分尺在切屑中間部位5個(gè)不同位置測量切屑厚度，并取均值，然后對(duì)切屑進(jìn)行鑲嵌、研磨、拋光、腐蝕處理，在金相光學(xué)顯微鏡下觀察切屑截面形貌.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 純鐵切削切屑形成特征及變形機(jī)理

圖3所示為純鐵材料正交切削時(shí)部分切削速度下的切屑宏觀形貌.由該圖可知，在測試的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，呈現(xiàn)連續(xù)的螺旋形帶狀切屑.

圖3 不同切削速度下純鐵切屑形態(tài)Fig.3 Chip shapes of pure iron at different cutting speeds

將收集的切屑取中間部位，經(jīng)鑲嵌、研磨、拋光、腐蝕處理后在金相光學(xué)顯微鏡下得到部分切削速度下的切屑截面形貌,如圖4所示.塑性材料在切削力、切削熱作用下，第一變形區(qū)內(nèi)的金屬晶粒受擠壓、剪切作用被拉伸、延長，沿剪切面產(chǎn)生剪切滑移，從而呈現(xiàn)顯著的剪切滑移變形[4,16].由圖4可知，在60～460 m/min的切削速度范圍內(nèi)，純鐵材料切屑存在明顯的剪切滑移線，呈現(xiàn)明顯的剪切滑移特征，尤其是當(dāng)v≥190 m/min時(shí)，切屑的剪切滑移現(xiàn)象極為明顯，純鐵切屑中的晶粒呈現(xiàn)顯著的拉伸、延長變形.同時(shí)，不同切削速度下切屑中晶粒的變形程度差異較大，與純鐵材料初始晶粒狀況相比，低速切削時(shí)晶粒破碎、細(xì)化嚴(yán)重，如圖4(a)所示，在v=60 m/min時(shí)，切屑中的剪切滑移線紊亂，且表面有凸起現(xiàn)象，高速切削時(shí)晶粒則呈嚴(yán)重的擠壓、拉伸狀變形，如圖4(f)所示.

圖4 不同切削速度下的純鐵切屑截面形貌

Fig.4 Chip cross-section morphology of pure iron at different cutting speeds

根據(jù)周澤華[16]的塑性單元切屑“滑-停-滑”理論可知，冷焊面積的增大使得刀-屑摩擦力增大，當(dāng)摩擦力增大到足以抵抗切削抗力時(shí)，切屑將不再沿前刀面滑動(dòng)，而是停留在前刀面上，或是切屑的流動(dòng)速度降低.由圖4(a)可知，低速切削時(shí)純鐵材料切屑的剪切滑移面幾乎與切屑的流動(dòng)速度方向垂直，此時(shí)的切屑速度vc和剪切速度vs降低.切屑的停留或低速運(yùn)動(dòng)阻礙了切削層中變形金屬沿前刀面的順利流出，同時(shí)，切屑晶粒的破碎和細(xì)化增大了位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻力，阻礙了晶粒的剪切滑移，導(dǎo)致晶粒向切屑表面方向運(yùn)動(dòng)，第二變形區(qū)內(nèi)的金屬處于前阻后擁狀態(tài)，進(jìn)一步使得切削層金屬沿切屑厚度方向逐層積聚.此時(shí)不僅切屑厚度增加，而且在自由表面出現(xiàn)明顯的凸起鼓包現(xiàn)象，前后兩個(gè)凸起間存在斷裂.當(dāng)層積金屬越來越厚，切削力尤其是進(jìn)給抗力越來越大，能夠克服刀-屑冷焊間的摩擦阻力時(shí)，切屑又重新沿前刀面滑動(dòng)或者切屑的滑移速度增大.在圖4(a)中也發(fā)現(xiàn)凸起處的剪切滑移線與底部的滑移線不相平行，而是呈多種角度，這進(jìn)一步說明此時(shí)切屑在前刀面流出時(shí)，因切屑的停留而粘結(jié)在前刀面上，切屑表層金屬受后續(xù)變形金屬的擠壓，使得切屑的剪切滑移線變得雜亂不規(guī)則.從實(shí)測的切削力波形來看，如圖5所示，在v=60 m/min時(shí)的主切削力和進(jìn)給抗力呈周期性波動(dòng)，其波動(dòng)幅度分別達(dá)到了300 N和350 N，而且進(jìn)給抗力很大，幾乎與主切削力相同，進(jìn)一步說明低速切削時(shí)切屑與前刀面間發(fā)生了嚴(yán)重的冷焊作用，且切屑存在顯著的“滑動(dòng)-停留-再滑動(dòng)”現(xiàn)象，進(jìn)而增大了進(jìn)給抗力.

圖5 不同速度下的切削力波形Fig.5 Cutting force waves at different cutting speeds

隨著切削速度的增加，切屑剪切滑移線與滑動(dòng)速度間的夾角(即剪切角)逐漸減小，呈現(xiàn)顯著的剪切滑移現(xiàn)象，而且切屑的凸起鼓包現(xiàn)象也呈減小趨勢，當(dāng)v≥190 m/min時(shí)，凸起鼓包現(xiàn)象基本消失，如圖4(c)-4(f)所示.增大切削速度，切屑底部與前刀面間的摩擦熱增大，純鐵材料軟化使得流動(dòng)剪切應(yīng)力減小，促進(jìn)了切屑沿前刀面的滑動(dòng)流出，停留現(xiàn)象減小甚至消失.同時(shí)切削速度的增加使得剪切區(qū)的剪切應(yīng)變速率增加，有利于克服晶粒的短程阻力和因溫度升高而造成位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的熱激活，降低了剪切區(qū)的位錯(cuò)密度并阻礙切屑晶粒的破碎、細(xì)化，如圖4(c)-4(f)所示，切屑晶粒被明顯拉長但產(chǎn)生的破碎、細(xì)化程度遠(yuǎn)小于低速切削，尤其在高速階段切屑晶粒的拉伸變形程度減小.從切削力波形來看，如圖5所示，此時(shí)主切削力尤其是切削抗力波動(dòng)很小，刀-屑間的摩擦程度降低，切削過程更趨于平穩(wěn).

2.2 工藝參數(shù)對(duì)純鐵切屑變形的影響

2.2.1 切削用量的影響

圖6所示為切削速度和進(jìn)給量對(duì)純鐵材料切削力的影響.由圖6(a)可知，隨著切削速度的增加，純鐵材料切削時(shí)的主切削力和進(jìn)給抗力呈快速減小趨勢，低速(v=60 m/min)時(shí)的主切削力和進(jìn)給抗力是高速(v=460 m/min)時(shí)的2.05倍和2.57倍，因此切削速度對(duì)純鐵材料的切削力具有顯著影響.由圖6(b)可知，隨著進(jìn)給量的增加，主切削力和進(jìn)給抗力呈增加趨勢.

圖6 切削用量對(duì)切削力的影響Fig.6 Effect of cutting parameters on cutting force

圖7所示為切削速度和進(jìn)給量對(duì)純鐵材料切屑變形系數(shù)的影響.由圖7(a)可知，隨著切削速度和進(jìn)給量的增加，純鐵材料的切屑變形系數(shù)呈減小趨勢，尤其在低速切削和小進(jìn)給量切削時(shí)，切屑變形系數(shù)最大.該試驗(yàn)結(jié)果表明，切削速度和進(jìn)給量對(duì)純鐵材料的切削力和切屑變形系數(shù)具有重要的影響，可采用較高的切削速度和較小的進(jìn)給量以減小切削力.

圖7 切削用量對(duì)切屑變形系數(shù)的影響

Fig.7 Effect of cutting parameters on chip deformation coefficient

2.2.2 冷卻潤滑方式的影響

良好的冷卻潤滑方式能有效地減小刀-屑、刀-工間的摩擦和磨損，帶走切削區(qū)內(nèi)產(chǎn)生的熱量以降低切削溫度，減少切削過程中的塑性變形并抑制積屑瘤和鱗刺的生長，降低切削力，并可有效減小刀具磨損并獲得優(yōu)良的工件加工質(zhì)量[4,17- 18]，因此選擇合適的切削潤滑方式對(duì)于改善純鐵材料的切削加工性具有重要意義.

圖8所示為水冷、MQL和干切3種冷卻潤滑方式對(duì)純鐵材料正交切削過程中切削力的影響.由圖可知，3種冷卻潤滑方式下，隨著切削速度的提高，切削力均呈減小趨勢，而且水冷方式下的切削力最小.當(dāng)切削速度小于340 m/min時(shí)，干切方式下的主切削力和進(jìn)給抗力明顯大于水冷和MQL方式；當(dāng)切削速度大于340 m/min時(shí)，3種方式下的切削力相差較小，且MQL方式下的切削力大于干切和水冷方式，此時(shí)干切與水冷方式下的切削力基本相同.

圖8 冷卻潤滑方式對(duì)切削力的影響Fig.8 Effect of cooling/lubrication conditions on cutting forces

圖9所示為冷卻潤滑方式對(duì)切屑變形系數(shù)的影響.顯然,隨著切削速度的增加，3種方式下的切屑變形系數(shù)呈降低趨勢，而且水冷時(shí)的切屑變形系數(shù)最小，干切時(shí)最大，MQL方式下的切屑變形系數(shù)介于兩者之間.

由圖4可知，干切方式下低速切削時(shí)，純鐵切屑中的晶粒組織在擠壓、剪切作用下被拉伸、延長并發(fā)生破碎，在位錯(cuò)阻力和“滑-停-滑”效應(yīng)的共同作用下造成切屑厚度的增加，從而引起切削力的增大.水冷和MQL冷卻潤滑方式可帶走大量的切削熱并降低切屑溫度，有效阻止了切屑的軟化和晶粒發(fā)生大的塑性變形，并減小刀-屑間的摩擦系數(shù)，由圖8、9可知，切削力和切屑變形系數(shù)均有明顯減小.隨著切削速度的增加，第一變形區(qū)內(nèi)的剪切應(yīng)變率增加，純鐵材料呈現(xiàn)顯著的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，同時(shí)，切削溫度在切屑晶粒的作用時(shí)間縮短，進(jìn)一步減小了熱軟化效應(yīng)，因此切屑中晶粒塑性變形的減小使得變形系數(shù)減小，此時(shí)冷卻潤滑方式對(duì)切屑塑性變形的影響減小，由圖8、9可知，當(dāng)切削速度大于340 m/min時(shí)，切削力和切屑變形系數(shù)趨向一致.

圖9 冷卻潤滑方式對(duì)切屑變形系數(shù)的影響

Fig.9 Effect of cooling/lubrication conditions on chip deformation coefficient

進(jìn)一步將切削速度v=160 m/min時(shí)3種冷卻潤滑方式下的切屑收集、處理后在金相光學(xué)顯微鏡下得到切屑截面形貌如圖10所示.顯然，3種冷卻潤滑方式下純鐵切屑均呈剪切滑移變形，冷卻潤滑方式對(duì)切屑變形沒有本質(zhì)的影響，僅對(duì)切屑中晶粒的塑性變形程度產(chǎn)生作用，從而造成切削力和切屑變形系數(shù)的差異.

2.2.3 刀具前角的影響

圖11和12所示為干切方式下刀具前角0°、5°和10°時(shí)純鐵材料切削力和切屑變形系數(shù)的實(shí)測值.由圖可知，隨著前角的增加，切削力和切屑變形系數(shù)均迅速減小，如切削速度v=340 m/min前角為0°時(shí)的主切削力、進(jìn)給抗力和切屑變形系數(shù)分別是前角5°、10°時(shí)的1.33、1.76、1.48和1.67、2.93、1.95倍，因此較大前角的刀具有利于改善純鐵材料的切削加工.

圖10 冷卻潤滑方式對(duì)切屑截面形貌的影響(v=160 m/min)

Fig.10 Effect of cooling/lubrication on chip cross-section morphology(v=160 m/min)

圖11 刀具前角對(duì)切削力的影響Fig.11 Effect of rake angle on cutting forces

刀具前角對(duì)純鐵切屑變形具有重要的影響，前角較小時(shí)，剪切角減小，刀具對(duì)切屑的擠壓嚴(yán)重，晶粒破碎、延伸變形程度增加，切屑增厚，如圖13(a)所示，使得切削力和切屑變形程度增加；前角增大時(shí)，剪切角增加，減小了刀具對(duì)切屑的擠壓作用，降低了晶粒的變形程度，切屑變薄，此時(shí)切屑以楔開分離為主，如圖13(c)所示，此時(shí)的切削力和切屑變形系數(shù)顯著減小.同時(shí)，由圖13可知，刀具前角主要影響純鐵切屑中晶粒的變形程度，不同前角時(shí)純鐵切屑均呈明顯的剪切滑移變形.

圖12 刀具前角對(duì)切屑變形系數(shù)的影響Fig.12 Effect of rake angle on chip deformation coefficient

Fig.13 Effect of rake angle on chip cross-section morphology(v=340 m/min)

3 結(jié)論

(1)正交切削純鐵材料時(shí)呈現(xiàn)連續(xù)的螺旋形帶狀切屑，具有顯著的剪切滑移變形特征.低速切削時(shí)因純鐵切屑與前刀面存在嚴(yán)重的冷焊而造成切屑在前刀面上的“滑動(dòng)-停留-再滑動(dòng)”現(xiàn)象，高速切削時(shí)切削過程更趨于平穩(wěn)，切屑在前刀面上的停留現(xiàn)象減小甚至消失.

(2)純鐵材料正交切削時(shí)的切削力、切屑變形系數(shù)隨切削速度、刀具前角的增加而減小.切削力隨進(jìn)給量的增加而增加，但切屑變形系數(shù)則隨進(jìn)給量的增加而減小.水冷方式下的切削力和切屑變形系數(shù)最小，而干切時(shí)最大.

(3)切削用量、刀具前角和冷卻潤滑方式對(duì)純鐵材料切屑中晶粒的塑性變形程度產(chǎn)生影響，從而造成切削力和切屑變形系數(shù)的改變，但對(duì)切屑剪切滑移變形特征沒有本質(zhì)影響.

(4)采用較高的切削速度、水基冷卻液和大前角刀具等措施有利于降低純鐵材料正交切削時(shí)的切削力和切屑變形系數(shù)，改善材料的加工性能.

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Investigation into Formation Characteristics and Influence Factors of Pure Iron Chip

KONGJin-xing1DENGFei1XIAZhi-hui1LILiang2

(1.Institute of Mechanical Manufacturing Technology, China Academy of Engineering Physics, Mianyang 621999, Sichuan, China; 2.College of Aerospace Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, Jiangsu, China)

Based on the orthogonal cutting experiments, the formation characteristics and deformation mechanism of the pure iron chip at different cutting speeds were investigated, and the effects of such cutting process parameters as the rake angle, the cutting parameters and the cooling/lubrication conditions on the deformation rules of the pure iron chip were revealed by experiments. The results show that (1) the pure iron chip has a significant shear slip deformation characteristic, and the cutting process parameters only affect the deformation of the grains in the pure iron chip;(2) at lower cutting speeds, an obvious “sliding-stop-sliding” phenomenon occurs as the chip flows on the rake face, and the grains are seriously broken;(3) however, at higher cutting speeds, the stop phenomenon is reduced and even disappears, and the grains in the pure iron chip show a tensile deformation;(4) as the cutting speed and the rake angle increase, the cutting force and the chip deformation coefficient significantly decrease;(5) with the increase of the feed rate, the cutting force increases while the chip deformation coefficient decreases;and (6) at the same cutting parameters, the cutting force and the chip deformation coefficient are at the minimum under the cutting fluid condition, but they are at the maximum under a dry cutting. The above-mentioned results are useful in selecting suitable cutting process parameters to improve the machinability of pure iron materials.

pure iron; orthogonal cutting; chip deformation mechanism; cutting force; chip deformation coefficient

2016- 05- 10

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375236)；中國工程物理研究院發(fā)展基金資助項(xiàng)目(2015B0203029) Foundation item: Supported by the National Natural Science Foundation of China(51375236)

孔金星(1976-)，男，高級(jí)工程師，主要從事難加工材料的高速精密加工技術(shù)研究.E-mail：kjxmc106@163.com

? 通信作者: 李亮(1973-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事難加工材料和弱剛性薄壁件的高效精密加工、綠色切削技術(shù)研究.E-mail：liliang@nuaa.edu.cn

1000- 565X(2016)12- 0007- 07

TG 506

10.3969/j.issn.1000-565X.2016.12.002