基于刀具磨損的車削加工殘余應力實驗研究

覃孟揚，李冬梅，羅永順，李玉忠

(廣東技術師范學院數控技術重點實驗室，廣東廣州 510635)

切削加工時，切削刃對工件表面材料有復雜的分離、擠壓和摩擦作用，使工件表面產生塑性變形和熱變形，形成加工殘余應力。殘余應力狀態和工件靜力強度、疲勞強度及抗腐蝕性有很大關系，對零件的可靠性和工作壽命有著顯著的影響［1］。機械裝備中一些在高速、高負載和長時間條件下工作的零件，比如傳動軸、齒輪和葉片等，工作失效原因往往是金屬疲勞［2］，由于這些零件通常是通過切削成形的［3］，因此了解切削對加工殘余應力的影響對于通過調控加工表面殘余應力狀態，提高零件的可靠性和疲勞強度，在理論和應用上都有著重要的意義。

國內外學者從20世紀50年代開始就對加工殘余應力進行研究，探明各種因素對加工殘余應力影響的規律［4－5］;這些研究使人們對切削殘余應力形成機制及規律有一定認識;但切削殘余應力形成是一個復雜的熱力耦合過程［6］，切削參數、刀具幾何參數、冷卻條件、工件材料等因素對殘余應力的影響還沒有統一結論，使目前無法精確預報或調控加工殘余應力，所以還需要進行更多的基礎研究。在以往研究中，往往設定其他條件為固定，研究某個因素和加工殘余應力之間的關系，但實際上切削是一個動態過程，特別刀具磨損在刀具壽命周期中是連續發生的，這會導致實驗結果和理論值存在誤差;所以要獲得精確的實驗值，或者準確預報和控制加工殘余應力，就必須清楚了解刀具磨損對加工殘余應力的影響。

文中通過45鋼的車削實驗，研究所有切削條件不變的狀態下，在刀具工作壽命周期內，刀具磨損變化對切削殘余應力狀態的影響。實驗結果可以為預報和調控切削表面殘余應力，提高加工表面質量提供一定的實驗依據，也為準確研究切削因素對加工殘余應力影響提供參考。

1 理論分析

研究證明加工殘余應力是工件表面材料的機械效應和熱效應共同作用形成的［7］:機械效應使工件表面發生塑性變形層 (加工硬化層)，加工后內層材料的彈性恢復使工件表面產生受壓趨勢;切削的熱效應使表面材料膨脹，在加工后冷卻收縮受內層材料限制而產生受拉趨勢，這兩種趨勢相互作用最終在工件表面形成殘余應力。如果加工表面的機械效應和熱效應不一樣，則可能導致殘余應力狀態也不一樣。金屬切削時，刀具磨損使前刀面、后刀面、副后刀面、切削刃和刀尖發生變化，實際上改變了相關的刀具幾何參數，導致加工硬化層狀態和切削熱也發生變化，最終改變了工件加工殘余應力狀態。

圖1 VB和切削刃半徑的幾何關系 (r為切削刃半徑)

刀具幾何參數中，切削刃對加工表面有明顯擠壓作用，其半徑對切削殘余應力形成影響很大［8］。傳統金屬切削理論中，刀具磨損是由后刀面磨損極限值VB(下面簡稱VB)表示，不能準確反映切削刃的磨損程度，如圖1所示，由于前、后刀面同時磨損的影響，VB1和VB2相差不大，但切削刃實際磨損很大，意味著兩種刀具狀態產生的殘余應力相差很大，所以刀具磨損對加工殘余應力影響的規律，不能簡單等同于刀具磨損曲線所表示的磨損規律。

上述分析表明即使所有加工條件相同，同一把刀具在不同切削時間產生的加工殘余應力是不一樣的，其變化速率也不一樣，這個差異對研究、預報和調控加工殘余應力準確性產生影響。

2 實驗

2.1 實驗條件

實驗機加工設備用臥式車床CA6140，主軸轉速為vc=500 r/min，刀具進給速度為f=0.15 mm/s，切削深度ap=0.3 mm。

實驗試樣為45鋼材料，長400 mm、直徑30 mm的圓棒，共5根。所有試樣均從同一根長坯料上截取，保證原有殘余應力狀態相同，同時所有試樣進行相同的去殘余應力退火處理，消除原有殘余應力影響，測量最終試樣表面硬度為HRC38～39。

刀具為W18Cr4V材料車刀，主要幾何角度如表1所示。

表1 刀具幾何參數

2.2 實驗方法

冷卻條件為干切削方式。從刀具開始切削到磨損不能使用的整個過程中，每切削60 s觀察和測量一次VB值，并以此描繪刀具磨損曲線。在磨損不同階段取試樣，在磨損前期取1個試樣，磨損穩定期取3個試樣，磨損急劇期取1個試樣，取樣時間分別為240 s、540 s、780 s、960 s、1 260 s。每保留一個已切削試樣的時候，就更換一個未加工試樣繼續切削，以減低工件直徑變化對切削速度及殘余應力的影響，確保除刀具磨損外，其他加工條件一致。

2.3 測試方法

對加工后的試樣采用硝酸導電腐蝕法，將采樣點表層材料逐層剝離后，采用Panalytical公司PW3040型X射線衍射儀測量不同深度的殘余應力大小 (以正值表示拉應力，負值表示壓應力);用倫捷公司HV-1000型號顯微硬度計測量微觀硬度值;用20倍工業顯微鏡測量刀具VB值。

3 實驗結果和討論

刀具磨損曲線如圖2所示，磨損前期、磨損穩定期和磨損急劇期分明。切削開始的5 min內為磨損前期，磨損速度上升很快;切削時間為5～18 min的時候，VB變化緩慢，為刀具磨損穩定期;在連續切削18 min后，刀具磨損開始快速上升，進入了急劇磨損期。根據試樣取樣的時間，試樣1是磨損前期的試樣，試樣2～4是磨損穩定期不同時間的試樣，試樣5則是急劇磨損期的試樣。

圖2 刀具磨損曲線

各試樣車削表面殘余應力分布見圖3，試樣1～4殘余應力是拉－壓應力混合狀態，最大殘余拉應力存在工件最外表面，往工件內層快速下降然后過渡到殘余壓應力;最大殘余壓應力都是存在工件表面深度0.05 mm左右位置，再往工件內部漸漸減低，在0.12 mm深度的地方遞減為0。試樣1的最大殘余應力值為417 MPa，明顯大于試樣2和3，而最大殘余壓應力僅為93 MPa，小于試樣2和3;試樣2和3的最大殘余拉應力為330和290 MPa左右，最大殘余壓應力為70和120 MPa，差別不明顯。試樣4最大拉應力為82 MPa，最大殘余壓應力為161 MPa，和試樣1～3差別較大。試樣5的加工表面殘余應力均為壓應力，最外表面殘余壓應力為92 MPa，最大殘余應力在表面下0.07mm深處，大小為285 MPa，整個殘余應力層厚0.17 mm。

實驗結果顯示不同刀具磨損階段對加工殘余應力影響不一樣。在磨損前期的加工表面有較大殘余拉應力和較小的殘余壓應力;在磨損穩定期前大部分階段，刀具磨損變化對加工殘余應力影響不明顯，但在磨損穩定期后階段，殘余應力無論拉應力、壓應力還是厚度都明顯開始變化;當進入刀具磨損急劇期時，車削表面拉應力消失，殘余應力呈現為純壓應力狀態，最大殘余應力位置和殘余應力層厚度加大，應力分布和磨損前期及穩定期前階段有明顯區別，表明了該階段刀具磨損狀態對加工殘余應力產生了很大影響。總的來說，刀具磨損前期和穩定期前階段，加工殘余應力比較平穩，到磨損穩定期后階段殘余應力開始發生明顯變化，在磨損急劇階段殘余應力變化程度最為明顯，加工殘余應力變化過程和刀具磨損曲線不重合。

圖3 試樣加工殘余應力狀態

切削是一個高速過程，短時間內切削熱無法傳遞出去，大量集中在工件最外表層，導至熱效應從外到內快速下降分布;同時在刀具開始切削時，刀具磨損很小，對工件表面的擠壓和摩擦作用都很小，所以工件最外表層熱效應大于機械效應，產生了殘余拉應力;但因為加工硬化層厚度還是大于切削熱集中層，使工件內層的機械效應大于熱效應，殘余應力為壓應力，所以整個加工殘余應力分布呈現為拉－壓應力混合狀態。

在刀具磨損前期，VB上升很快，但這時候的磨損主要是發生在前后刀面上，切削刃實際磨損不大。后刀面和已加工表面的摩擦增加，使機械效應和熱效應都有一定增強，但增加的切削熱很大部分由切屑或刀具帶走，所以這階段殘余應力變化為拉應力減小、壓應力和應力層厚度變大的趨勢;但總的來說，由于機械效應和熱效應增加有限，加工殘余應力沒有明顯改變。進入刀具磨損穩定期前階段后，VB和切削刃磨損緩慢進行，加工殘余應力保持不明顯的變化趨勢，圖4中試樣1～3的表層微觀硬度差異很小，顯示刀具磨損前期和穩定期前階段的機械效應變化不大。

直到到達刀具磨損穩定期后階段，VB變化仍然不大，但加工殘余應力卻開始呈現明顯的改變，這時候經過長時間的高溫、高壓和強摩擦作用，切削刃磨損開始明顯變大，對工件表面有明顯擠壓作用，使試樣加工表面有較大微觀硬度值和更厚的硬化層 (圖4)，意味著工件表面產生了較大機械效應，雖然這時候切削過程也產生較大的切削熱，但由于較大的切削刃半徑使刀具和工件接觸面積也相應增加，刀具傳走的切削熱比例增大，工件表面熱效應增幅要明顯小于機械效應，所以從刀具磨損穩定期后階段起，工件車削表面殘余應力呈現為拉應力大幅減小，而壓應力明顯增大，應力層變厚。同理，在刀具磨損急劇期的極端情況下，實際切削刃半徑已經磨損很大，產生了強烈的機械效應 (圖4)，導致殘余應力層全部為壓應力的狀態;這時的殘余應力變化速率是整個刀具磨損周期中最大的。

圖4 表面微觀硬度

上述分析知道，在刀具磨損的整個周期，是車削工件表面機械效應和熱效應同時增加的過程，但隨著刀具磨損的加大，機械效應增加幅度比熱效應大，導至殘余變化趨勢為拉應力降低、壓應力和應力層厚度變大，變化速率從緩慢到急劇;殘余應力變化和刀具的切削刃磨損有很大關系，和VB關系不大。

4 結論

(1)工件加工殘余應力在刀具磨損前階段為殘余拉－壓應力混合狀態，隨著刀具磨損，變化趨勢為拉應力減小、壓應力和應力層厚度加大，在磨損急劇階段殘余應力層為純壓應力狀態。

(2)在刀具磨損前期和穩定期前階段，加工殘余應力變化緩慢，在磨損穩定期后階段開始變化明顯，在磨損急劇期變化最為大，變化速率和刀具磨損曲線不重合。

［1］LIU M，TAKAGI J I，TSUKUDA A.Effect of Tool Nose Radius and tool Wear on Residual Stress Distribution in Hard Turning of Bearing Steel［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，150(3):234 －241.

［2］GUNNBERG Fredrik，ESCURELL Marcel，JACOBSON Michael.The Influence of Cutting Parameters on Residual Stresses and Surface Topography During hard Turning of 18MnCr5 Case Carburised steel［J］.Journal of Materials Processing Technology，2006，174(1 －3):82 －90.

［3］王立濤，柯映林，黃志剛，等.航空結構件銑削殘余應力分布規律的研究［J］.航空學報，2003，24(3):286－288.

［4］RECH Joёl，CLAUDIN Christophe.Influence of Cutting tool Constitutive Parameters on Residual Stresses Induced by Hard Turning［J］.International Journal of Machining and Machinability of Materials，2008，4(1):39 －50.

［5］DAHLMAN Patrik，GUNNBERG Fredrik，JACOBSON Michael.The Influence of Rake Angle，Cutting Feed and Cutting Depth on Residual Stresses in Hard Turning［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，147(2):181－184.

［6］覃孟揚，葉邦彥，賀愛東.基于熱力耦合分析的預應力切削殘余應力研究［J］.華南理工大學報:自然科學版，2012，40(1):47 －52.

［7］周澤華.金屬切削原理［M］.北京:機械工業出版社，1992:190－195.

［8］THIELE J D，MELKOTE S N.Effect of Tool Edge Geometry on Workpiece Sub-surface Deformation and Through-thickness Residual Stresses for Hard-turning of AISI 52100 Steel［J］.Society of Manufacturing Engineers.MR，1999(MR99－167):1－6.