許 宇，李興高，楊 益，牟舉文，蘇偉林

(1.城市地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京交通大學(xué))，北京 100044； 2.中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，西安 710043；3.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

近年來，由于可利用的中淺層地下空間日趨飽和，盾構(gòu)掘進(jìn)面臨著更復(fù)雜的施工環(huán)境與更多變的障礙限制，既有建構(gòu)筑物的地下樁基、連續(xù)墻等成為了盾構(gòu)掘進(jìn)路線中愈發(fā)常見的障礙物[1-2]，從而造成原本用來切削土體的盾構(gòu)機(jī)軟土刀具承擔(dān)切削混凝土的任務(wù).如沈陽地鐵1號(hào)線、上海軌道交通9、10號(hào)線、天津地鐵9號(hào)線、蘇州軌道交通2號(hào)線等盾構(gòu)法施工中都遇到了需要盾構(gòu)直接破除橋梁、建筑物樁基等混凝土障礙的難題[3-4]，這對(duì)切刀等軟土刀具的可靠性及耐久性提出了更高的要求.盾構(gòu)刀具的磨損程度對(duì)盾構(gòu)機(jī)的正常運(yùn)行、施工進(jìn)度及工程成本有重要影響[5]，因此，進(jìn)行刀具設(shè)計(jì)時(shí)須充分考慮軟土刀具可能遇到的切削混凝土障礙的工況.研究軟土切刀切削混凝土?xí)r的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律可為刀具參數(shù)設(shè)計(jì)提供重要依據(jù)，同時(shí)，切刀的幾何形狀、行進(jìn)參數(shù)對(duì)盾構(gòu)機(jī)的掘進(jìn)效率具有重要影響，合理設(shè)置相關(guān)參數(shù)可以有效減小刀具受力，增加刀具行進(jìn)中的穩(wěn)定性，降低刀盤旋轉(zhuǎn)的功率負(fù)擔(dān)，減小刀具損壞的幾率，延長(zhǎng)刀具的使用壽命.

現(xiàn)階段對(duì)于刀具切削作用的研究多集中在數(shù)值模擬方面，有學(xué)者采用有限元[6-7]、離散元[8-11]手段研究盾構(gòu)刀具切削力的變化，而切削硬質(zhì)材料的試驗(yàn)研究主要集中在金屬切削和破巖掘進(jìn)方面.1985年，Ranman等[12]提出了一種錐形刀具在巖石中的實(shí)測(cè)切削力模型，指出刀具與巖體的接觸是以點(diǎn)接觸并局部壓碎的方式進(jìn)行，刀具和巖石儲(chǔ)存彈性能量并隨著切削力增長(zhǎng)而增大，直至巖體破碎.王成勇等[13]通過刨床試驗(yàn)詳細(xì)研究了花崗巖、大理石和輝綠巖的切削性質(zhì)，指出刀具的切削速度對(duì)切削力的影響可以忽略，并指出切削力隨巖石材料肖氏硬度的增大而增大.張程焱等[14]考慮了切削刀具的刀刃鈍圓度和前后角面摩擦系數(shù)因素，建立了預(yù)測(cè)金屬切削刀具受力的局部摩擦因數(shù)模型，指出切削速度和刀具前角越大，切削力越小，切削深度增大時(shí)，刀具切削力明顯增大.Copur等[15]發(fā)現(xiàn)在采用錐形刀具切削硬巖時(shí)，雙螺旋方式比單螺旋方式和三螺旋方式的刀具側(cè)向力低很多，其切削比能比單螺旋時(shí)降低了25%，但在軟巖和中強(qiáng)度巖石并無太多影響.Rostamsowlat等[16]通過對(duì)石灰?guī)r和砂巖進(jìn)行切削試驗(yàn)指出磨損平面的粗糙度對(duì)切削力和磨損系數(shù)的影響比較大，切削速度對(duì)切削力和磨損系數(shù)無影響，在塑性狀態(tài)下，切削深度對(duì)切削力的影響很大.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在刀具切削硬質(zhì)材料方面取得了顯著的研究成果，但主要以破巖掘進(jìn)和金屬切削時(shí)刀具受力為出發(fā)點(diǎn)，針對(duì)軟土盾構(gòu)刀具切削混凝土材料的刀具受力問題研究較少.本文基于盾構(gòu)切削實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，根據(jù)盾構(gòu)切刀切削混凝土試塊的試驗(yàn)結(jié)果，得出了刀具行進(jìn)過程中切削力的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律，以期為穿越混凝土障礙物時(shí)盾構(gòu)刀具參數(shù)設(shè)計(jì)和施工掘進(jìn)參數(shù)控制提供一定的參考依據(jù).

1 盾構(gòu)切削試驗(yàn)原理及試驗(yàn)方案

1.1 盾構(gòu)切削機(jī)試驗(yàn)原理

本試驗(yàn)采用的盾構(gòu)刀具切削機(jī)主要由切削機(jī)框架結(jié)構(gòu)、液壓系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4大部分構(gòu)成.圖1為盾構(gòu)刀具切削機(jī)連接示意圖及實(shí)物圖.數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由兩個(gè)XM2088型壓力變送器和1個(gè)50XAJ型號(hào)的無紙記錄儀組成.壓力變送器量程為0～12 MPa，輸出電流為4～20 mA，兩個(gè)壓力變送器之間并聯(lián)，并分別串聯(lián)到無紙記錄儀上的通道1和通道2.無紙記錄儀最快記錄間隔時(shí)間為0.25 s.刀具切削時(shí)所需的切削力由2只液壓千斤頂提供，千斤頂內(nèi)液壓油的壓強(qiáng)信號(hào)通過壓力變送器轉(zhuǎn)換為電信號(hào)，最終傳到無紙記錄儀被記錄為可利用的數(shù)據(jù).

圖1 盾構(gòu)刀具切削機(jī)連接示意圖及實(shí)物圖

盾構(gòu)刀具切削時(shí)的受力是一個(gè)動(dòng)態(tài)過程，刀具直接承受與巖體碰撞產(chǎn)生的突變荷載.在切削試驗(yàn)過程中，切刀做圓周運(yùn)動(dòng).將兩個(gè)液壓千斤頂簡(jiǎn)化為桿件，刀具簡(jiǎn)化為受力點(diǎn)，則刀具切削機(jī)受力簡(jiǎn)圖如圖2所示.M、N、L分別為3處鉸接軸心，a、b、c、e代表各點(diǎn)間長(zhǎng)度，其中a、e由于千斤頂伸縮為可變化量，b、c為定值.d為切削深度，在每次試驗(yàn)過程中，根據(jù)設(shè)計(jì)的d值調(diào)整千斤頂伸縮量e，并將其固定.伸出Fc為盾構(gòu)刀具的實(shí)際切削力，垂直液壓千斤頂B缸方向和沿著B缸方向分解得到刀具法向切削力Fn和刀具切向切削力Ft.同理A缸的受力Fa沿B缸方向和垂直B缸方向可分解為Fat和Fan，F(xiàn)a與Fat的夾角為θ.整個(gè)切削過程中，B缸固定，A缸以恒定速度伸出，故夾角θ為變化量.通過數(shù)據(jù)采集可得到兩只千斤頂?shù)捻斖屏a、Fb，由受力分析可知，F(xiàn)t=Fb，F(xiàn)n為

(1)

式中θ可根據(jù)余弦定理由a、b、c組成的三角形求得

(2)

a=a0+vat.

(3)

式中：a0為切削前A缸的初始長(zhǎng)度;va為A缸伸出速率，所有試驗(yàn)組va設(shè)置為8 mm/s;t為切削時(shí)間.

圖2 盾構(gòu)刀具切削機(jī)受力分析簡(jiǎn)圖

在切削試驗(yàn)過程中，切刀的切削路徑為圓弧，與實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)切刀所做的等間距螺旋線運(yùn)動(dòng)存在一定差異.鑒于室內(nèi)試驗(yàn)中難以模擬實(shí)際工程尺寸下的刀具運(yùn)動(dòng)，現(xiàn)有學(xué)者的研究多采用數(shù)值模擬方法[6-7,10-11].同時(shí)，切刀在破除樁基等混凝土障礙時(shí)并非連續(xù)性切削，而是以間斷的方式進(jìn)行沖擊切削.研究的重點(diǎn)為切削過程中動(dòng)態(tài)切削力的測(cè)量，因此，在試驗(yàn)設(shè)計(jì)中，對(duì)切削軌跡進(jìn)行了適當(dāng)簡(jiǎn)化.在切削速度方面，A缸以8 mm/s的速度伸出，切刀以近似勻速的切削速度行進(jìn)，由非勻速切削產(chǎn)生的切削力誤差完全可被忽略.

1.2 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)以文獻(xiàn)[17]給出的配合比配制強(qiáng)度為M2.5、M5、M7.5和M15的4組水泥砂漿立方體試件作為混凝土模擬材料，試件尺寸為200 mm×200 mm×200 mm，經(jīng)過如圖3所示的單軸壓縮試驗(yàn)和劈裂抗拉試驗(yàn)等力學(xué)性能試驗(yàn)得到試件的基本力學(xué)參數(shù)，如表1所示.

圖3 力學(xué)性能試驗(yàn)

表1 各組水泥砂漿試件強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)

為研究切刀幾何參數(shù)對(duì)破巖過程的作用，試驗(yàn)共制作了7把刀具，各刀具幾何參數(shù)如表2所示.以刀具2的幾何參數(shù)作為對(duì)照試驗(yàn)中的不變量，采用單因素法分別對(duì)刀具前角、后角和形狀展開研究，刀具2的幾何尺寸如圖4所示，試驗(yàn)所用全部刀具如圖5所示.

表2 刀具參數(shù)

圖4 刀具2的尺寸(單位：mm)

1.3 試驗(yàn)方案

影響切削過程中切刀受力動(dòng)態(tài)響應(yīng)的主要參數(shù)包括前角、后角和形狀等刀具幾何參數(shù)，被切削體抗壓強(qiáng)度fcu，切削深度d.其中，切削深度d為切削開始時(shí)刀尖到水泥砂漿試塊外邊緣的距離，切削速度v為刀尖處的線速度.為分析各主要參數(shù)對(duì)破巖效果的影響，采用表3所示參數(shù)值展開試驗(yàn)，黑體參數(shù)是被選為對(duì)照組的不變量.

圖5 刀具試驗(yàn)組對(duì)比

表3 切刀切削效果影響因素

2 切削過程中刀具受力動(dòng)態(tài)分析

2.1 切刀破巖的動(dòng)態(tài)分析

圖6為2號(hào)刀具，fcu=7.42 MPa，d=10 mm，v=8 mm/s試驗(yàn)所得刀具受力動(dòng)態(tài)變化過程，整個(gè)切削過程刀具受力波動(dòng)時(shí)間大致為16 s，以此為例，分析刀具所受法向切削力與切向切削力變化規(guī)律.

在0～1 s，刀具初次接觸試件，二者間產(chǎn)生較為強(qiáng)烈的沖擊碰撞作用，法向和切向受力均急劇上升；繼續(xù)切削，巖塊崩落后，刀具受力急劇下降；整個(gè)過程中，刀具與試件之間產(chǎn)生數(shù)個(gè)接觸、切削、剝落的循環(huán)，法向和切向切削力均表現(xiàn)出維持在一個(gè)固定值附近的反復(fù)波動(dòng)；待到14～16 s，切削接近結(jié)束時(shí)，由于試件下部存在臨空面，容易出現(xiàn)刀具將試件整塊剝落的現(xiàn)象，此后刀具受力驟降到0附近.總體上刀具的切削力波動(dòng)隨時(shí)間呈現(xiàn)梯形變化.

圖6 刀具法向切削力和切向切削力變化

刀具對(duì)每塊水泥砂漿碎屑進(jìn)行擠壓和張拉作用，導(dǎo)致了砂漿試塊碎屑的隨機(jī)剝落，因此，刀具切削力呈現(xiàn)出多個(gè)上升和回落的循環(huán)過程.以圖6中一個(gè)波動(dòng)循環(huán)A—B—C為例進(jìn)行微觀分析.

A點(diǎn)：刀具與該循環(huán)內(nèi)的砂漿塊體發(fā)生碰撞并開始產(chǎn)生擠壓；

A—B段：隨著刀具繼續(xù)切削，試件和刀具之間的擠壓作用逐漸加深，刀具受力逐漸增大，接觸部分的試塊被刀具壓實(shí)，并產(chǎn)生裂縫；

B點(diǎn)：刀具受力達(dá)到該循環(huán)的最大值，試件上的裂縫發(fā)生貫穿，此時(shí)局部試件已經(jīng)被剝離母體，形成即將剝離的碎屑；

B—C段：刀具繼續(xù)進(jìn)行切削，對(duì)試件碎屑進(jìn)行張拉，并剝離母體；

C點(diǎn)：碎屑完全剝離，刀具與新的循環(huán)內(nèi)的試塊產(chǎn)生碰撞.

2.2 刀具幾何參數(shù)對(duì)切削力的影響

基于上節(jié)中對(duì)切刀受力的動(dòng)態(tài)分析可知，混凝土試塊在切削過程中經(jīng)歷“接觸、擠壓、壓碎、剝離”的破壞周期，因此，切削力始終處于波動(dòng)循環(huán)中.為更清晰地展示切削過程中切削力的波動(dòng)性及分散程度，對(duì)每組數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，并將結(jié)果繪制成箱形圖(box-plot).箱形圖中表述的統(tǒng)計(jì)量包括最大值、最小值、上下四分位數(shù)Q3和Q1、平均值、中位數(shù)、上下邊緣值.上下四分位數(shù)Q3和Q1的差值被稱為四分位距IQR，即IQR=Q3-Q1.由于在切削初始及臨近切削結(jié)束時(shí)，刀具受力陡然變化，此時(shí)的切削力值并不具有普遍的參考價(jià)值，這些值被認(rèn)為是數(shù)據(jù)組中的異常值.異常值被定義為小于Q1-1.5IQR或大于Q3+1.5IQR的值.從上下四分位數(shù)Q3和Q1兩端向外各畫一條線段直到不是異常值的最遠(yuǎn)數(shù)值點(diǎn)，表示該批數(shù)據(jù)正常值的分布區(qū)間，也稱上下邊緣值.上下邊緣值及上下四分位數(shù)的區(qū)間大小反應(yīng)了刀具受力的波動(dòng)情況.

圖7為不同刀具前角下的切削力統(tǒng)計(jì).隨著刀具前角角度增大，F(xiàn)n和Ft均值呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，前角每增加5°，F(xiàn)n和Ft均值減小1～2 kN，均值減小量并不顯著.但前角變化對(duì)Fn和Ft的波動(dòng)性造成顯著影響，前角越小，波動(dòng)性越強(qiáng)，F(xiàn)n和Ft的上邊緣值及上四分位數(shù)越大，下四分位數(shù)則基本不變.

圖7 不同刀具前角因素下的切削力統(tǒng)計(jì)

圖8為切削得到的試塊碎屑.可以看出，隨著刀具的前角增大，碎屑粒徑不斷增大.原因是刀具前角增大，刀尖變得鋒利，在切削時(shí)切刀切入試件更容易，對(duì)試件的拉剪效果更明顯，則刀具受力值及波動(dòng)性減小，碎屑以片狀為主.而刀具前角太小，切削時(shí)主要以壓碎試件為主，試塊的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于其抗壓強(qiáng)度，所以，刀具受力值及波動(dòng)性較大，碎屑以粉末狀為主.

圖8 不同前角因素下的試件碎屑

圖9為不同刀具后角下的切削力統(tǒng)計(jì).刀具后角的變化對(duì)Fn和Ft的影響較小，3組刀具受力均值基本相同，四分位值區(qū)間差距較小，而后角為0°時(shí)Fn的邊緣值區(qū)間較大，這是因?yàn)榇藭r(shí)后刃面與試塊產(chǎn)生一定的摩阻力，摩阻力方向與Fn相同，其大小隨刀具運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生波動(dòng).整體來看，雖然隨著后角的增大，刀尖變得鋒利，但試件與刀具的接觸均發(fā)生在前刃面，試件碎屑破碎后沿前刃面運(yùn)動(dòng)，因此，刀具的破巖任務(wù)主要由前刃面來承擔(dān)，而后角對(duì)刀具受力及波動(dòng)性基本無影響.

圖9 不同刀具后角因素下的切削力統(tǒng)計(jì)

圖10為不同刀具形狀下的切削力統(tǒng)計(jì).從Fn和Ft的均值和波動(dòng)性來看，3種刀具的受力情況無明顯差別.在切削深度為10 mm時(shí)，直線形、圓弧形和三角形切刀與試件的接觸邊界長(zhǎng)分別為110，114.45，113.32 mm，三者數(shù)值接近，因此，在刀具受力響應(yīng)上基本相同.

圖10 不同刀具形狀因素下的切削力統(tǒng)計(jì)

2.3 試件強(qiáng)度對(duì)切削力的影響

圖11為不同試件強(qiáng)度fu下的切削力統(tǒng)計(jì).Fn和Ft的均值隨fu增大而增大，4組數(shù)據(jù)的波動(dòng)性并無明顯差異，四分位值區(qū)間及上下邊緣值區(qū)間的大小基本相同.因此，在試驗(yàn)設(shè)計(jì)的試件強(qiáng)度范圍內(nèi)，fu僅會(huì)影響切削力的大小，對(duì)切削力的波動(dòng)性幾乎沒有影響.圖12為Fn和Ft的均值與fu的線性擬合結(jié)果.線性擬合的可決系數(shù)R2均大于0.99，表明在其他切削影響因素固定的情況下，F(xiàn)n和Ft的均值隨fu線性增長(zhǎng)，并且Fn的增長(zhǎng)率高于Ft.

圖11 不同試件強(qiáng)度fu下的切削力統(tǒng)計(jì)

圖12 切削力均值與試件強(qiáng)度fu的關(guān)系

圖13為不同強(qiáng)度試件的切削碎屑對(duì)比.可以看出，fu越高，切削碎屑的完整性越好，碎屑尺寸越大.在刀具幾何因素及切削因素相同的條件下，試塊發(fā)生破壞的模式相同，強(qiáng)度值fu越高，代表混凝土中顆粒間黏結(jié)力越高，在刀具的剪切和擠壓作用下，僅剪切面處因拉應(yīng)力較高試塊發(fā)生剝離，碎屑本身不易破碎；而fu較低的試塊，顆粒間黏結(jié)力低，切削碎屑因刀具擠壓而破碎呈粉末或細(xì)塊狀.

圖13 不同試件強(qiáng)度fu下的切削碎屑對(duì)比

2.4 不同切削深度下的刀具受力分析

圖14為不同切削深度d下的切削力統(tǒng)計(jì).圖15為Fn和Ft的均值與fu的線性擬合結(jié)果.由圖可知，d對(duì)切削力影響較大，F(xiàn)n和Ft的均值隨d增大而線性增大，文獻(xiàn)[18]給出了相同的結(jié)論.d對(duì)Ft的波動(dòng)性沒有明顯影響，但當(dāng)d>15 mm時(shí)，F(xiàn)n波動(dòng)性明顯增加.一方面，隨著d值增加，切刀側(cè)面與試塊的摩擦面積增大，刀具側(cè)面受到的摩阻力增大；另一方面，d值增加導(dǎo)致試塊碎屑發(fā)生斷裂時(shí)的不確定性增大，產(chǎn)生的碎屑粒徑更大.摩阻力和大塊碎屑的存在增大了刀具切削動(dòng)作的不穩(wěn)定性，刀具在小幅跳動(dòng)中完成切削，因此，F(xiàn)n產(chǎn)生較大波動(dòng).

圖14 不同切削深度因素下的切削力變化

圖15 切削力均值與切削深度d的關(guān)系

圖16為不同切削深度d下的切削碎屑對(duì)比.在切削過程中，刀尖掃略過破壞面附近的碎屑因刀尖擠壓呈粉末狀，而遠(yuǎn)離刀尖的試塊臨空面碎屑僅是由于時(shí)間張拉破壞而剝落，其完整性較好，因此，4組結(jié)果中均有粉末狀碎屑分布，d值越大，碎屑中片狀碎屑的尺寸越大.

圖16 不同切削深度d下的碎屑對(duì)比

2.5 極坐標(biāo)表示下的切削力動(dòng)態(tài)響應(yīng)

切削混凝土過程中刀具切削力始終處于動(dòng)態(tài)波動(dòng)中，前文分析了各影響因素下Fn和Ft在數(shù)值上的響應(yīng)規(guī)律.事實(shí)上，F(xiàn)n和Ft并非獨(dú)立存在，如圖6所示，二者在數(shù)值波動(dòng)性上具有一定的相關(guān)性.以圖7所示的對(duì)照組數(shù)據(jù)為例，以Fn為縱軸，F(xiàn)t為橫軸，將這批數(shù)據(jù)中的正常值繪制于圖17中，數(shù)據(jù)點(diǎn)的極坐標(biāo)代表這一時(shí)刻1號(hào)切刀切削力的大小和方向.結(jié)果表明，刀具切削力在方向上的波動(dòng)并不是雜亂無序的，數(shù)據(jù)點(diǎn)集中分布在ρ∈[ρ1,ρ2]，θ∈[θ1,θ2]的扇面形區(qū)域內(nèi).扇面形區(qū)域的面積為

(4)

式中：ρ1、ρ2分別為切削力大小的上下限，kN；θ1、θ2分別為切削力方向弧度值的上下限.S值反映了切削力的波動(dòng)性大小.

按照?qǐng)D17所述方法，將刀具型式、試件強(qiáng)度、切削深度3個(gè)影響因素下試驗(yàn)結(jié)果的極坐標(biāo)表示進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如表4所示.就刀具型式而言，3號(hào)刀具切削過程中ρ值較小且S值最小，對(duì)保證刀具強(qiáng)度和可靠性更有利.就試件強(qiáng)度fu，隨著fu值增加，ρ1、ρ2值均增大，ρ值區(qū)間長(zhǎng)度基本不變，始終在7～8 kN，θ值區(qū)間長(zhǎng)度減小，面積S值變化不大.表明fu值對(duì)切削力大小上的波動(dòng)基本無影響，同時(shí)，fu越大，切削力在方向上的波動(dòng)越小.就切削深度d而言，d值越大，ρ1、ρ2、S值越大，ρ值區(qū)間長(zhǎng)度越大，θ值區(qū)間長(zhǎng)度越小.表明隨著d值增大，切削力增大，切削力大小上的波動(dòng)性變大，切削力方向上的波動(dòng)變小.文獻(xiàn)[11]得到的切深6 mm時(shí)法向力和切向力的時(shí)程變化，通過計(jì)算得出θ在1.1～1.35波動(dòng)，與本文結(jié)果相類似.

圖17 對(duì)照組數(shù)據(jù)的極坐標(biāo)表示

表4 各組試驗(yàn)結(jié)果的極坐標(biāo)范圍統(tǒng)計(jì)

3 結(jié) 論

1)在切削混凝土過程中，刀具受力始終處于瞬態(tài)波動(dòng)中，切削力因試塊碎屑的隨機(jī)剝落而呈現(xiàn)上升和回落的循環(huán)，1個(gè)大循環(huán)由數(shù)個(gè)小循環(huán)組合而成.切削力的大小及波動(dòng)性與刀具型式、試件強(qiáng)度和切削深度3個(gè)因素均有關(guān)系.

2)切刀前角越大，破巖時(shí)對(duì)試件的拉剪效果越明顯，切削力及波動(dòng)性均越小，前刃面承擔(dān)主要破巖任務(wù).切刀后角對(duì)切削力的影響并不明顯，后角為0°時(shí)，切刀后刃面會(huì)產(chǎn)生明顯的法向摩阻力，造成法向力及其波動(dòng)性增大.3種形狀的刀具在切削力表現(xiàn)上并無明顯差異，直線型刀具在切削力穩(wěn)定性上略優(yōu)于圓弧型及三角型刀具.

3)切削力與試件強(qiáng)度、切削深度均呈線性關(guān)系，試件強(qiáng)度和切削深度越大，切削力越大，切削力方向上的波動(dòng)性越小.切削力大小上的波動(dòng)與試件強(qiáng)度基本無關(guān)，但隨切削深度增大而增大.

4)切削后的碎屑粒徑與刀具前角、試塊強(qiáng)度、切削深度有關(guān).前角越小，試件以擠壓破壞為主，碎屑粒徑越小.試塊強(qiáng)度決定試塊顆粒間的黏結(jié)力及碎屑的完整程度，因此，強(qiáng)度越高，碎屑越完整.刀尖附近的試塊因擠壓而破碎，而遠(yuǎn)離刀尖處的試塊僅發(fā)生簡(jiǎn)單的剝離，因此，切削深度越大，因剝離而產(chǎn)生的碎屑粒徑越大，而刀尖處碎屑均呈粉末狀.