道岔高錳鋼鉆削切屑卷曲半徑的理論分析與實驗研究*

楊 亮 戴江鵬 施志輝 許 立

(大連交通大學機械工程學院，遼寧 大連 116028)

切屑的控制是現代化加工的主要問題之一［1］。切削變形的實質是工件材料在刀具擠壓作用下的剪切變形。鉆削加工由于它的半封閉性，切屑的流動往往難以控制，在研究流屑的問題過程中，切削參數是必須要考慮的影響因素，然而，切屑的流動性特別是鉆削加工中的流屑研究更應該考慮到刀具本身參數的影響。切削流動以及切削卷曲的數學表達常常使用的量有切屑的初始卷曲半徑R0，流屑角η 等［2］。基于以上參數的理論表達方法，不同的學者給出了不同研究結果［3-5］。本文試圖通過對流動過程中的一段“微小切屑”進行簡單的受力分析，給出切屑的初始卷曲半徑為R0的理論表達，并進行斷屑槽尺寸對R0影響的實驗分析研究。

1 卷曲半徑R0的理論分析

鉆頭鉆入工件產生的切屑從前刀面流過并發生初始卷曲，切屑的初始卷曲半徑為R0，厚度為αc。當假設鉆頭使用的是直線圓弧型的斷屑槽，切屑在剛脫離斷屑槽時的卷曲半徑R0可表示為［6］:

式中:W 為斷屑槽寬度;η 為流屑角;τ 為斷屑槽的傾斜角;lf為切屑與斷屑槽直線部分接觸的長度;H 為斷屑槽的深度;αc為切屑的厚度。

由式(1)可以看出，如果以流屑角為研究對象，其余的參數均為與斷屑槽的幾何尺寸有關的參數，而流屑角是機械加工中切屑流動的方向，它是指切屑的運動方向在刀具前刀面上的投影與刀具主切削刃在前刀面上的法線的夾角。因此要進一步分析流屑角，建立如圖1 所示的基于鉆尖的坐標系。

假設鉆頭的切削刃為直線刃，選取切屑的一個“微小單元”作為研究對象建立切屑的流屑角模型，其中，平面MON 為刀具的前刀面，OM 為刀具主切削刃所在的直線，ON 為主切削刃在前刀面內的法線所在的直線。設“微小單元”切屑在刀具前刀面上的流動速度為Vc，與之對應的流屑角為η，如圖2 所示。

分析中，將切屑的流動速度分別在X、Y、Z 三個方向，即在刀具前刀面法線、前刀面內沿鉆頭軸線和徑向方向進行分解，由于切屑在前刀面法線方向的流動速度在前刀面內的投影是一個點，根據流屑角的定義，可以忽略其對流屑角的影響。因此，只對屑在前刀面內的流屑角模型進行分析，如圖3 所示。

在MON 平面內切屑的流動vc就是切屑的側向卷曲運動，將其分解為vcy和vcz，對應的流屑角為η。其中vcy是切屑沿切削刀具徑向上流動導致的，而vcz是由進給運動造成的。

根據圖3 所示的幾何關系可得:

即流屑角為

式中:θ 為vcz與主切削刃在前刀面內的法線的夾角。由圖3 可以看出θ=π/2-φ，其中2φ 為刀具的鋒角。

由于vcz是由進給運動引起的，可以近似認為切屑的vcz即是刀具的進給速度，vcz=nf。而對于vcy，取質量為m 的“微小單元”的切屑進行分析，可知在排屑過程中，前刀面內的刀具與切屑間的摩擦力Fμ是其產生滑動的主要動力，而刀屑間的正壓力FN則主要是使切屑發生擠壓變形，所以研究中忽略FN的影響。因此，

式中:r 為被分析的切屑單元距離鉆尖軸線的距離。

由文獻［7］可知，刀具前刀面的摩擦力為切削合力F 與切削中的平均摩擦角βα的函數，即Fμ=Fsinβα。根據金屬切削基本理論可知，切削合力是關于基本切削要素的函數，可以表示為F=G(ap，f，v)。將以上各表達式代入式(1)，可得卷曲半徑R0:

根據式(5)可知，當切削條件一定的情況下，即f、v、ap等條件確定，切屑的初始卷曲半徑主要與斷屑槽的形狀尺寸有關，因此為鉆削刀片選擇合理的斷屑槽，進而獲得理想的卷曲半徑。更進一步，如果選取斷屑槽的寬度W 作為研究對象，令:

由式(5)可得:

可以看出R0是關于W 的一元二次方程，由于

說明方程(6)的二次曲線開口向上，所以，方程(6)一定存在某個W 值使得R0最小。這說明卷曲半徑并不是隨著斷屑槽的寬度而單調變化的，而是滿足二次曲線的規律，即存在最優的斷屑槽寬度值，而使切屑的卷曲半徑達到最小。

2 實驗用刀片設計與仿真分析

為了進行斷屑槽尺寸對切屑卷曲半徑影響的研究，選取斷屑槽寬作為研究變量進行實驗分析。實驗中采用機械夾持式的刀具作為研究對象，設計不同尺寸的斷屑槽刀具。如圖4 所示為其中一種設計刀片的結構圖。

利用三維有限元軟件進行不同刀片的受力分析仿真，結果如圖5 所示。

圖5 為不同結構刀片的等效應力分布情況及相應的應力值，通過觀察應力值大小可得:普通結構刀片、斷屑槽刀片、斷屑槽及分屑槽刀片應力值依次減小，說明了斷屑槽及分屑槽結構有利于減小鉆削過程中的軸向力和扭矩。通過不同結構刀片的應力分布情況發現外傾斜式斷屑槽在傾斜角頂點處出現了應力集中現象，應力大小約為5.3 GPa，而一般硬質合金的屈服許用應力為0.8～3.0 GPa，這樣的集中應力必然會造成刀具的提前破損。

3 不同斷屑槽刀片的實驗研究

利用上述仿真的結論，分別設計不同尺寸斷屑槽的刀片，并進行鉆削高錳鋼試件的實驗研究。

3.1 實驗條件

(1)鉆削方式及條件:在室溫20 ℃的條件下進行通孔鉆削，并使用T100B 全合成型切削液。

(2)實驗設備:哈斯VF-5/50 立式加工中心，如圖6 所示。

(3)切削用量:n=340 r/min，f=0.07 mm/r。

(4)實驗刀具:斷屑槽尺寸W 分別為2.8 mm、3.0 mm、3.2 mm、3.4 mm 的HB2 硬質合金刀片，依次定義為刀片A、刀片B、刀片C、刀片D，刀片實物如圖7 所示。

實驗材料:尺寸為300 mm×100 mm×10 mm 的ZGMn13 板料，進行水韌處理和表面處理，表面處理過程中防止加工硬化。

3.2 實驗內容

利用上述帶有不同尺寸斷屑槽的新型機夾式刀具進行ZGMn13 鉆削實驗，并采集鉆削過程的軸向力、扭矩以及產生的切屑。

3.3 實驗結果分析

刀片A、刀片B、刀片C、刀片D 得到的切屑形態分別如圖8 中的a、b、c、d 所示，軸向力和扭矩如表1所示。

表1 不同刀片的實驗結果對比

通過對以上實驗結果的觀察，可以看出隨著斷屑槽寬度的增加，所獲得的切屑的卷曲半徑確實不是單調變化的，而是在刀片B 和C 的取值范圍內有最小的卷曲半徑，這一點與理論分析的結果相一致。

同時通過切削力和扭矩的實驗結果，可得在所選用的幾種刀片中，刀片B 的切屑形態最理想、軸向力和扭矩最小，因此刀片B 最適合ZGMn13 的鉆削加工。分析其原因:刀片A 的斷屑槽寬度較小，切屑斷屑效果不明顯而且較小的排屑空間導致切屑仍然有擠壓現象增大了軸向力和扭矩，切屑形態不理想，刀片D 由于斷屑槽寬度太大導致斷屑效果不如刀片B 理想。

4 結語

通過所建立的切屑卷曲半徑的數學模型以及實驗研究，本文得出了如下主要結論:

(1)通過理論與實驗研究，切屑卷曲半徑主要與斷屑槽的形狀尺寸有關。特別是卷曲半徑與斷屑槽寬度之間滿足二次曲線的關系，存在確定的槽寬值使得卷曲半徑最小。

(2)通過所建立的實驗系統，分別進行4 種不同斷屑槽尺寸的刀片進行鉆削試驗研究，可知在此實驗條件下，斷屑槽寬為3.0 mm 的刀片最適合ZGMn13的鉆削加工，獲得的切屑形態最理想，軸向力和扭矩最小。

［1］Choi J P，Lee S J.Efficient chip breaker design by predicting the chip breaking performance［J］.Advanced Manufacturing Technology，2001(17):489-497.

［2］劉亞俊，夏偉.切屑卷曲模型及其控制參數的研究［J］.工具技術，2001，35(2):6-8.

［3］Murat Kiyak，Mirigul Altan，Erhan Altan.Prediction of chip flow angle in orthogonal turning of mild steel by neural network approach［J］.Advanced Manufacturing Technology，2007(33):251-259.

［4］蔡逸玲，溫松明，胡思杰.群鉆鉆削力研究·群鉆鉆削的流屑角模型［J］.湖南大學學報，1995，22(3):86-90.

［5］Wang Qingming，Lin Hailing，Zhang Zhenfeng.Prediction of chip flow angle to study the relation between chip flow and ratio of the cutting edge lengths using sharp corner tools［J］.Advanced Manufacturing Technology，2011(56):841-855.

［6］張幼楨.金屬切削理論［M］.北京:航空工業出版社，1988:281-285.

［7］夏廣春.切削液對加工性能影響的研究［D］.大連:大連理工大學，2013.