王風(fēng)奇，李嫚，趙敏

（大連理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧大連 116024）

在高速切削過(guò)程中隨著切削條件的變化，越來(lái)越多的被加工材料會(huì)發(fā)生絕熱剪切現(xiàn)象，形成以絕熱剪切帶均勻間隔的鋸齒形切屑[1]。相對(duì)于傳統(tǒng)切屑，鋸齒形切屑內(nèi)部變形極不均勻，由變形程度較小的基塊以及變形高度集中的絕熱剪切帶組成。這種切屑之間的差異表明鋸齒形切屑的形成過(guò)程和機(jī)理都無(wú)法延用傳統(tǒng)的“剪切-滑移”理論進(jìn)行解釋?zhuān)酥?，鋸齒形切屑的形成又伴隨著切削力的高頻波動(dòng), 進(jìn)而對(duì)加工表面質(zhì)量產(chǎn)生影響。因此，鋸齒形切屑的形成過(guò)程和機(jī)理成了研究熱點(diǎn)[1-8]。

對(duì)于鋸齒形切屑的形成機(jī)理，目前廣為認(rèn)同的是絕熱剪切理論和周期性斷裂理論。絕熱剪切理論認(rèn)為，鋸齒形切屑的形成是由于材料的局部溫升導(dǎo)致材料熱軟化效應(yīng)超過(guò)應(yīng)變、應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn), 形成絕熱剪切帶；而周期性斷裂理論認(rèn)為，切削層自由表面產(chǎn)生的裂紋沿剪切帶方向向刀尖擴(kuò)展導(dǎo)致剪切帶內(nèi)材料產(chǎn)生幾何失穩(wěn)，降低了材料的剪切屈服強(qiáng)度，進(jìn)一步在剪切面上發(fā)生剪切滑移變形，形成集中剪切帶。對(duì)于鋸齒形切屑形成過(guò)程，學(xué)者們提出了不同觀點(diǎn)：Turley 等[9]綜合絕熱剪切理論與周期性斷裂理論提出了鋸齒形切屑的四階段形成模型，認(rèn)為刀尖處的微小裂紋是鋸齒形切屑形成的誘因。 Li 等[10]首次從能量勢(shì)壘的角度探究了切削參數(shù)和合金元素對(duì)鋸齒形切屑形成機(jī)理的耦合影響；Hou 等[11]利用掃描電鏡研究了鈦合金鋸齒形切屑形成過(guò)程，在絕熱剪切理論上提出鋸齒形切屑二階段形成模型，并描述了剪切角的變化過(guò)程；蘇國(guó)勝[12]通過(guò)研究銑削加工高強(qiáng)度鋼，提出切屑分節(jié)內(nèi)靠近刀尖處發(fā)生擠壓變形的同時(shí)發(fā)生集中剪切變形，總結(jié)了四節(jié)點(diǎn)二階段鋸齒形切屑形成模型；段春爭(zhēng)[13]通過(guò)正交切削高強(qiáng)度合金鋼，提出切屑第1 變形區(qū)內(nèi)發(fā)生的周期性絕熱剪切斷裂是高強(qiáng)度鋼鋸齒形切屑形成的根本原因；文獻(xiàn)[14-15]通過(guò)有限元仿真技術(shù)，依托于絕熱剪切理論提出了鋸齒形切屑三階段形成模型。

依據(jù)切屑根部樣本研究切屑形成過(guò)程、機(jī)理是最為直觀的方法。但因高速切削時(shí)鋸齒形切屑的根部樣本難以獲取，根部樣本的金相處理較為困難，而且鋸齒單元的形成過(guò)程十分短暫， 難以捕捉。所以，目前大部分學(xué)者主要通過(guò)有限元仿真技術(shù)模擬鋸齒形切屑形成過(guò)程和利用數(shù)學(xué)方法進(jìn)行臨界狀態(tài)的計(jì)算分析，極少基于鋸齒形切屑根部樣本深入研究其形成過(guò)程。因此，本文通過(guò)根切試驗(yàn)獲取大量的鋸齒形切屑根部樣本，并對(duì)其進(jìn)行金相處理, 獲得高質(zhì)量的切屑根部金相組織圖片，通過(guò)根部組織變形分析鋸齒形切屑的形成過(guò)程，建立鋸齒形切屑的形成過(guò)程模型并對(duì)其進(jìn)行了較深入的理論分析。

1 根切試驗(yàn)及根部樣本處理

1.1 試驗(yàn)條件

為了將切屑根部“凍結(jié)”在工件上，并考慮到安全因素和操作復(fù)雜程度，本次試驗(yàn)選擇彈簧式快速落刀裝置，如圖1 所示。

圖1 彈簧式快速落刀裝置Fig.1 Spring-loaded quick-drop device

裝置受力如圖2 所示，套筒內(nèi)彈簧儲(chǔ)能后釋放產(chǎn)生力F作用于刀桿后端，刀桿圍繞軸O快速轉(zhuǎn)動(dòng)，使得刀尖A與工件脫開(kāi)。彈簧采用普通鋼絲，經(jīng)動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算，忽略刀桿自重和切削力的影響，落刀啟動(dòng)后，在0.001 s 內(nèi)，刀尖能達(dá)到的最高線速度為66 m/min，因此切削速度需小于66 m/min。

圖2 裝置受力簡(jiǎn)圖Fig.2 Force of the device

為了獲取鋸齒形切屑根部樣本并考慮到快速落刀裝置的速度限制，本次試驗(yàn)工件材料選擇熱物理性能較差的TC4 鈦合金；工件尺寸為?120 mm×300 mm， 采用550 ℃去應(yīng)力退火熱處理方式。熱處理后的力學(xué)性能如表1 所示。

表1 Ti6Al4V 的力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of Ti6Al4V

刀具選用YG6X 硬質(zhì)合金刀具，為了滿足裝置刀槽的安裝要求，將刀具的尺寸設(shè)計(jì)成長(zhǎng)寬高為15 mm× 5 mm× 7 mm 的長(zhǎng)方體。將刀具的角度設(shè)計(jì)為前角γ0= 5°，后角α0= 5°，刃傾角λs= 0°，刀具設(shè)計(jì)如圖3 所示，機(jī)床選用普通車(chē)床CA6140。

圖3 刀具示意圖Fig.3 Cutting tool diagram

1.2 試驗(yàn)過(guò)程

通過(guò)預(yù)試驗(yàn)確定, 切削速度為60.3 m/min, 進(jìn)給

量為0.2 mm/rad, 背吃刀量為2 mm 時(shí), 獲得的鋸齒形切屑的鋸齒明顯且排布均勻。采用直角自由切削方式, 先對(duì)鈦合金棒料進(jìn)行切槽處理, 如圖4 所示。剩余的片狀部分用于根切試驗(yàn), 刀具做徑向進(jìn)給運(yùn)動(dòng), 待工件轉(zhuǎn)過(guò)一圈進(jìn)入穩(wěn)定切削后, 使用扳手轉(zhuǎn)動(dòng)卡軸并釋放彈簧, 使刀具與工件迅速分開(kāi), 將切屑根部留在工件上。進(jìn)行多次試驗(yàn)后, 使用高速鋼鋸條將根部取下, 切屑根部如圖5 所示。

圖4 工件切槽處理Fig.4 Workpiece grooving

圖5 切屑根部樣本Fig.5 Chip root sample

1.3 根部樣本處理

收集到的切屑根部尺寸很小，不能直接用于后續(xù)處理，同時(shí)為避免熱壓鑲嵌使根部組織發(fā)生變形，因此采用冷鑲嵌的方式將根部樣本制作成金相試樣，制備過(guò)程如圖6 所示。

圖6 金相試樣制備Fig.6 Metallographic specimen preparation

依次使 用粒度 為200#、400#、600#、800#、1 000#、1 200#、1 500#、2 000#的SiC 砂紙對(duì)試樣進(jìn)行研磨，研磨至切屑根部橫截面完全露出，避免切屑測(cè)流對(duì)試樣觀察產(chǎn)生影響。使用SiO2拋光液對(duì)試樣進(jìn)行拋光至表面干凈、無(wú)劃痕。最后，使用Kroll 試劑（HF∶HNO3∶H2O = 2∶3∶100）對(duì)試樣進(jìn)行腐蝕處理，處理結(jié)果如圖7 所示。

圖7 金相處理結(jié)果Fig.7 Metallurgical processing results

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 基體金相組織分析

為了對(duì)比鋸齒形切屑根部組織的變形，取基體材料進(jìn)行金相處理，然后使用LEICA DMi8 金相顯微鏡拍攝金相組織圖片，得到的基體金相組織如圖8a）所示。圖8a）中，工件材料采用550 ℃去應(yīng)力退火，得到TC4 鈦合金原始β晶界被破碎形成的網(wǎng)籃組織；當(dāng)達(dá)到TC4 鈦合金的再結(jié)晶溫度（800 ℃）時(shí)，形成白色等軸α相＋灰色晶間β相的等軸組織，如圖8b）所示。由于試驗(yàn)材料未達(dá)到再結(jié)晶溫度，材料表現(xiàn)為鍛造后形成的網(wǎng)籃組織，其中白色α相呈針狀，灰色晶間β相分布在白色α相間隙，總體表現(xiàn)為分布排列無(wú)規(guī)律。

圖8 基體金相組織圖Fig.8 Metallographic organisation of the basis material

2.2 鋸齒形切屑形成過(guò)程分析

通過(guò)根切試驗(yàn)獲得大量鋸齒形切屑根部樣本，金相處理后拍攝了大量的切屑根部金相組織圖片，本節(jié)依據(jù)具有代表性特征的切屑根部金相組織圖片， 闡述鋸齒形切屑的形成過(guò)程。

1）鋸齒單元形成第1 階段

圖9 為捕捉到的能代表鋸齒形切屑形成過(guò)程第1 階段的切屑根部金相組織圖片，此過(guò)程的代表性特征為新鋸齒單元中靠近前刀面區(qū)域的剪切擠壓變形的積累和指向切削層自由表面的剪切面初步形成，將此剪切面稱之為初步剪切面；此時(shí)凸起的鋸齒單元自由表面與后續(xù)切削層自由表面之間未產(chǎn)生分離。

圖9 鋸齒單元形成第1 階段根部組織圖Fig.9 Organisation of the roots in the first stage of serrated unit formation

由于第1 變形區(qū)初步剪切面之外的其他區(qū)域無(wú)明顯剪切滑移及擠壓變形產(chǎn)生，由此判斷，此時(shí)處于新鋸齒單元形成初級(jí)階段。新鋸齒單元根部靠近前刀面區(qū)域材料發(fā)生了明顯的剪切擠壓變形。相對(duì)于基體組織，此區(qū)域組織更加細(xì)小，顏色更暗，白色α相產(chǎn)生了碎化，表現(xiàn)出一種被擠壓的狀態(tài)；同時(shí)白色α相在指向上一鋸齒單元絕熱剪切帶的方向上，存在明顯的拉長(zhǎng)趨勢(shì)，表明在此方向產(chǎn)生了剪切滑移變形。刀尖處材料組織沿著初步剪切面方向發(fā)生了較明顯的剪切滑移變形，但剪切變形區(qū)域較小，表示剪切滑移變形處于啟動(dòng)階段，因此第1 變形區(qū)內(nèi)剪切面初步形成。該階段特征為剪切擠壓變形的積累和指向切削層自由表面的初步剪切面形成。

2）鋸齒單元形成第2 階段

圖10 為捕捉到的能代表鋸齒形切屑形成過(guò)程第2 階段的切屑根部金相組織圖片及部位放大圖，此階段的代表性特征為：第1 變形區(qū)內(nèi)指向切削層自由表面的剪切面形成；剪切面靠近刀尖處的切削層材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn)，劇烈剪切滑移變形在剪切面上自刀尖處啟動(dòng)后向切削層自由表面延伸。

圖10 鋸齒單元形成第2 階段根部組織圖Fig.10 Organisation of the roots in the second stage of serrated unit formation

從圖10a）中可以看到，此時(shí)切削層自由表面與鋸齒單元自由表面發(fā)生分離，說(shuō)明剪切面已形成。觀察圖10a）剪切面上不同位置的材料組織變形可以發(fā)現(xiàn)，與刀尖接觸部分的切削層材料（C處）失去原有組織形貌，材料組織被劇烈擠壓，部分組織發(fā)生了相錯(cuò)，所以此區(qū)域材料發(fā)生了熱塑性失穩(wěn)，產(chǎn)生了劇烈的剪切滑移變形，如圖10b）所示；剪切面的中間部分（B處）材料組織變形程度較小，僅表現(xiàn)為剪切作用下晶粒的扭曲變形（白色α相未發(fā)生錯(cuò)移）以及沿剪切面較小的剪切滑移，如圖10c）。這說(shuō)明劇烈剪切滑移變形自刀尖處向切削層自由表面擴(kuò)展。圖10d）中, 切削層表面分離點(diǎn)（A處）和刀尖位置（C處）均無(wú)裂紋的產(chǎn)生，說(shuō)明鋸齒單元發(fā)生絕熱剪切滑移絕不是裂紋誘發(fā)的，從而證明了周期性斷裂理論的局限性。

在切削過(guò)程“絕熱”的條件下，切削區(qū)域溫度升高，材料熱軟化效應(yīng)高于應(yīng)變、應(yīng)變率率強(qiáng)化效應(yīng)，剪切面上材料的剪切屈服強(qiáng)度降低，材料發(fā)生熱塑剪切失穩(wěn)，鋸齒單元發(fā)生絕熱剪切滑移，切削層表面產(chǎn)生分離，因?yàn)榈都馓帨囟茸罡?，此處的剪切滑移變形也尤為突出。所以，鋸齒單元發(fā)生絕熱剪切滑移是由于材料發(fā)生了熱塑性失穩(wěn)導(dǎo)致。

3）鋸齒單元形成第3 階段

圖11 為捕捉到的能代表鋸齒形切屑形成過(guò)程第3 階段的切屑根部金相組織圖片，此過(guò)程的代表性特征為新鋸齒單元沿著剪切面發(fā)生整體性的集中剪切滑移。

觀察圖11 發(fā)現(xiàn)，切削層刀尖處材料的組織無(wú)明顯擠壓變形，說(shuō)明后續(xù)的鋸齒單元還沒(méi)明顯啟動(dòng)；新鋸齒單元與切削層材料之間存在完整的絕熱剪切帶，而且絕熱剪切帶寬度由刀尖至切削層自由面方向呈減小趨勢(shì)。這說(shuō)明新的鋸齒單元與切削層材料之間在第1 變形區(qū)內(nèi)正處于整體集中剪切滑移階段，這一階段結(jié)束后它將全部進(jìn)入第2 變形區(qū)。當(dāng)后續(xù)的鋸齒單元開(kāi)始產(chǎn)生明顯剪切擠壓變形時(shí)，將重復(fù)鋸齒單元形成第1 階段。一個(gè)鋸齒單元沿剪切面向外滑移的總長(zhǎng)度約等于這一鋸齒單元在第1 變形區(qū)內(nèi)發(fā)生整體集中剪切滑移的長(zhǎng)度與此鋸齒單元全部進(jìn)入第2 變形區(qū)后發(fā)生的整體集中剪切滑移長(zhǎng)度之和。

2.3 裂紋現(xiàn)象及分析

在鋸齒形切屑的根部以及鋸齒單元之間的絕熱剪切帶上，有時(shí)會(huì)產(chǎn)生裂紋，如圖12 所示。

圖12 裂紋現(xiàn)象Fig.12 Crack phenomenon

觀察圖12a）與圖12c）發(fā)現(xiàn)，此時(shí)絕熱剪切帶均處于貫穿整個(gè)剪切面的狀態(tài)， 結(jié)合2.2 節(jié)絕熱剪切帶的形成原因分析可知，剪切帶中的裂紋和剪切面與切削層自由表面交界處的裂紋均產(chǎn)生在鋸齒單元發(fā)生整體集中剪切滑移過(guò)程中。

結(jié)合文獻(xiàn)[13]分析，圖12b）剪切帶中形成裂紋的原因是在剪切滑移過(guò)程中，剪切帶內(nèi)材料經(jīng)歷著高應(yīng)變率下的變形與損傷，在這一過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生大量的微裂紋與微孔洞，它們?cè)诩羟谢频倪^(guò)程中進(jìn)一步融合發(fā)展，就形成了尺度更大的裂紋和孔洞。圖12d）靠近切削層自由表面處產(chǎn)生裂紋是因?yàn)榍邢鲗硬牧峡拷諝?，剪切帶?nèi)的材料與空氣之間存在著很高的溫度梯度，同時(shí)絕熱剪切帶與兩側(cè)基體之間也存在著很高的應(yīng)力應(yīng)變梯度，因此，切削層表面處容易產(chǎn)生裂紋。

3 鋸齒形切屑形成過(guò)程模型及理論分析

基于上述依據(jù)切屑根部組織變形特征對(duì)鋸齒形切屑形成過(guò)程的分析，結(jié)合絕熱剪切理論，建立了鋸齒形切屑形成過(guò)程模型，如圖13 所示。

圖13 鋸齒形切屑形成過(guò)程3 階段模型Fig.13 Model of the three-stages of sawtooth chip formation process

圖13a）為切削起始狀態(tài)，刀尖位于O點(diǎn)的位置。此時(shí)新的鋸齒單元還未產(chǎn)生變形，上一鋸齒單元即將全部離開(kāi)第1 變形區(qū)，進(jìn)入第2 變形區(qū)，開(kāi)始第2 段整體集中剪切滑移，這時(shí)上一鋸齒單元沿剪切面滑出的長(zhǎng)度要小于已經(jīng)完全形成的鋸齒單元的滑移長(zhǎng)度。

圖13a）到圖13b）為鋸齒形切屑形成過(guò)程的第1 階段，剪切擠壓變形的積累、指向切削層自由表面的剪切滑移變形啟動(dòng)，即第1 變形區(qū)內(nèi)初步剪切面的形成階段。在切屑形成過(guò)程中，由于上一鋸齒單元剪切面上材料已處于熱塑失穩(wěn)狀態(tài)，所以這部分將成為后續(xù)切削層材料新的自由表面，這里簡(jiǎn)稱失穩(wěn)自由表面。在刀尖由O點(diǎn)移動(dòng)到O1點(diǎn)的過(guò)程中，因失穩(wěn)自由表面的存在，一方面使切削層材料產(chǎn)生指向該處的剪切滑移變形，在此過(guò)程中剪切角呈由大變小的趨勢(shì)， 這與麥錢(qián)特?cái)D裂切屑觀點(diǎn)吻合[16]；另一方面，在形成新鋸齒單元的過(guò)程中實(shí)際切削層厚度不是恒定的某個(gè)ac值，而是由0 逐漸增大到ac，當(dāng)?shù)毒邘缀螀?shù)不變時(shí)，切削層厚度ac越小，切削過(guò)程中的擠壓作用就越大，所以在此過(guò)程中材料還將產(chǎn)生明顯的擠壓變形，導(dǎo)致切削層表面凸起。上述兩方面的共同作用最終使新鋸齒單元靠近前刀面區(qū)域材料同時(shí)產(chǎn)生了指向失穩(wěn)自由表面的剪切滑移和擠壓變形，簡(jiǎn)稱剪切擠壓變形。與此同時(shí)，由于剪切擠壓變形以及實(shí)際切削層厚度逐漸增大，切削力將逐漸增大，切削溫度隨之升高，在溫度弱化的作用下，切削層材料在刀尖處產(chǎn)生明顯的剪切滑移變形，并在第1 變形區(qū)內(nèi)向切削層自由表面擴(kuò)展，初步剪切面形成。此時(shí)，上一鋸齒單元在新鋸齒單元和前刀面的推擠作用下，在第2 變形區(qū)繼續(xù)沿剪切面進(jìn)行整體剪切滑移，向外滑出的長(zhǎng)度逐漸增加，在這一階段結(jié)束后一節(jié)鋸齒單元就基本形成了。

圖13b）到圖13c）為鋸齒形切屑形成過(guò)程的第2 階段，切屑自由表面與切削層自由表面分離，即第1 變形區(qū)內(nèi)剪切面形成的過(guò)程。在刀尖由O1點(diǎn)移動(dòng)到O2點(diǎn)的過(guò)程中，由于鈦合金的熱物理性能較差，刀尖區(qū)域材料溫度很高，當(dāng)溫度達(dá)到材料本構(gòu)關(guān)系發(fā)生改變的臨界溫度時(shí)， 該處材料將發(fā)生熱塑性失穩(wěn)，進(jìn)而誘發(fā)劇烈的剪切滑移變形。在極短時(shí)間內(nèi)，初步剪切面上材料溫度相繼升高，并且在鈦合金較差的散熱條件下很難散失，進(jìn)而達(dá)到“絕熱”條件，所以，初步剪切面上的材料也將相繼處于熱塑失穩(wěn)狀態(tài)，劇烈剪切滑移沿初步剪切面向切削層表面擴(kuò)展。由于剪切面上熱塑失穩(wěn)區(qū)的存在，導(dǎo)致初步剪切面出現(xiàn)幾何失穩(wěn)，使靠近切削層自由表面處的剪切應(yīng)力超過(guò)表面層材料的剪切屈服強(qiáng)度，為此新鋸齒單元凸起表面與切削層自由表面分離，第1 變形區(qū)內(nèi)剪切面及新鋸齒單元自由表面形成，新鋸齒單元即將進(jìn)入整體剪切滑移的階段。

圖13c）到圖13d）為鋸齒形切屑形成過(guò)程的第3 階段，新鋸齒單元在剪切面上發(fā)生整體集中剪切滑移的過(guò)程。當(dāng)?shù)都獾竭_(dá)O2點(diǎn)時(shí)，剪切面上材料均處于熱塑失穩(wěn)狀態(tài)，刀尖從O2點(diǎn)移動(dòng)到A點(diǎn)的過(guò)程中，新鋸齒單元將沿著剪切面發(fā)生整體集中剪切滑移，在后續(xù)切削層材料靠近刀尖區(qū)域未發(fā)生明顯剪切擠壓變形之前，整體集中剪切滑移過(guò)程持續(xù)進(jìn)行，并最終在第1 變形區(qū)內(nèi)形成貫穿整個(gè)剪切面的絕熱剪切帶。刀尖到達(dá)A點(diǎn)時(shí)，新鋸齒單元第1 段整體集中剪切滑移變形結(jié)束，即將離開(kāi)第1 變形區(qū)，進(jìn)入第2 變形區(qū)，進(jìn)行第2 段整體集中剪切滑移。同時(shí)，下一鋸齒單元即將進(jìn)入整個(gè)過(guò)程的第1 階段。

4 結(jié)論

1）鋸齒形切屑的形成是由于材料發(fā)生熱軟化效應(yīng)超過(guò)其應(yīng)變、應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)導(dǎo)致第1 變形區(qū)內(nèi)材料發(fā)生熱塑性失穩(wěn)，進(jìn)而導(dǎo)致鋸齒單元發(fā)生了整體集中剪切滑移；裂紋的形成并不是鋸齒形切屑發(fā)生絕熱剪切失穩(wěn)的誘因。

2）根據(jù)鋸齒形切屑根部組織變形分析，鋸齒單元的形成過(guò)程可分為3 個(gè)階段，分別是剪切擠壓變形積累和指向切削層自由表面的剪切滑移變形啟動(dòng)即初步剪切面形成階段、鋸齒單元自由表面與切削層自由表面分離即剪切面形成階段、以及鋸齒單元在第1 變形區(qū)與第2 變形區(qū)發(fā)生整體集中剪切滑移階段。

3）絕熱剪切帶內(nèi)部和切削層表面處產(chǎn)生的裂紋是在鋸齒單元進(jìn)行整體剪切滑移階段時(shí)產(chǎn)生的，并且靠近切削層自由表面處更容易產(chǎn)生裂紋。